CFB锅炉掺烧石油焦数值模拟

魏二萌，王世川，黄海鹏，邓雨生，邹斌斌，吴晓兰，楼 波



CFB锅炉掺烧石油焦数值模拟

魏二萌1，王世川2，黄海鹏2，邓雨生2，邹斌斌2，吴晓兰2，楼 波1

（1.华南理工大学电力学院，广东 广州 510641： 2.中国石化集团茂名石油化工有限公司，广东 茂名 525000）

对某石化厂循环流化床（CFB）锅炉掺烧石油焦进行了数值模拟研究，探讨了不同运行参数及掺混比例工况下，炉内流场、温度场、组分场的分布情况。模拟结果显示：随着一次风的增加，二次风的减少，炉膛“环核”流场从前墙向后墙偏移；在风煤比8:1模拟条件及布风板和一、二次风风量分别为155、31、62 m3/h时能形成理想的中心“环核”流，减少对水冷壁的冲刷磨损；石油焦的掺烧，推迟了煤的着火，但着火后期燃烧加剧，CO2体积分数增加；随着石油焦掺混比例的增加，石油焦高热值、低挥发分的作用凸显，炉膛整体温度有所升高，高温区域增大且向上移动；实际锅炉运行中掺烧比在50%以内并保持合适的一、二次风有助于锅炉安全运行。

CFB锅炉；掺烧；石油焦；温度场；烟气组分；数值模拟

随着石油炼制工业的发展，作为炼油工艺的副产品，石油焦产量逐年增加。依据硫含量石油焦可分为高硫焦和低硫焦，低硫焦（含硫＜3.0%）常用于电解铝、炼铁等工业中制作石墨电极及生产碳素制品；高硫焦（含硫＞3.0%）主要用于动力燃料及水泥工业燃料等。然而，石油焦作为燃料时，其着火温度较高，燃尽时间长，属难燃燃料。循环流化床（CFB）锅炉具有燃料适应性广与污染低的优点，将石油焦与煤在CFB锅炉混燃，既能综合利用石油焦资源，又能减少环境污染，是合理有效利用石油焦的一个重要途径。

很多学者对石油焦的燃烧特性及CFB锅炉中掺烧石油焦做了试验研究。廖正祝[1]、王凤君[2]、沈伯雄[3]等对煤与石油焦及其混合燃料进行了热重分析，认为石油焦的燃烧特性介于烟煤和无烟煤之间，烟煤中加入石油焦后，燃烧效率得到提高。吴正舜[4]、Han[5]、Chen[6]等人研究了石油焦在CFB锅炉上的燃烧特性，结果显示石油焦与煤的混合燃料在CFB锅炉中燃烧效果明显优于纯焦燃烧。邓雨生[7-8]在440 t/h的CFB锅炉上对石油焦与煤进行了混燃研究，结果表明，燃烧侧与汽水侧参数都能维持稳定，锅炉效率可达92.8%。王文选[9-11]、张中林[12]、段伦博[13]、Cui[14]、Duan[15]等人探讨了煤和石油焦不同掺混比例下污染物的排放特性。目前CFB锅炉掺混石油焦主要集中在试验方面，运用数值模拟方法研究燃烧过程中流场的变化报道较少。

本文针对某石化厂440 t/h的CFB锅炉，采用数值模拟软件模拟石油焦的掺烧对CFB锅炉炉内流场的影响，探讨了不同掺混比例下混合燃料在CFB锅炉中的燃烧过程，以期为CFB锅炉掺烧石油焦的实际运行提供参考。

1 研究对象

某石化厂CFB锅炉型号为FW-410-12.5-530-CCFB，由美国FW（Foster Wheeler）公司制造，为中间再热、单汽包自然循环、全钢结构、岛式布置，采用紧凑型水冷分离器，以及炉内脱硫方式。CFB锅炉整体结构如图1所示。

锅炉主要分为稀相区和密相区两部分：稀相区沿正方向布置六道梯形防磨梁，锅炉尾部出口位置靠近炉膛两侧墙，为长矩形；16个二次风口布置在密相区内，其中前墙11个，后墙5个；一次风口13个，其中前墙9个，后墙4个。另一路风从底部布风板风帽进入。锅炉采用前墙集中给煤方式，4个给煤口布置在一、二次风口中间，沿方向上均匀布置。2个旋风分离器把炉膛出口与6个回料口连接起来。

图1 锅炉结构及网格划分

2 数值模拟

2.1 网格划分

周新宇[16]等研究了网格尺寸对CFB数值模拟的影响，结果表明网格划分质量的优劣直接影响到求解结果的合理性与求解精度。由于密相区布置了进料口、一二次风口、回料口等多个进口，结构复杂，因此密相区采用混合四面体非结构网格，进口处进行局部加密处理，网格数量约为60万；稀相区结构相对简单，采用六面体结构化网格，网格数量约为80万。两部分网格采用interface进行耦合。为兼顾求解的计算量和计算精度，最终确定网格总数约为126万。

2.2 数学模型

本文采用非预混燃烧模型模拟燃料燃烧，利用有限容积法离散微分方程，一阶迎风格式离散对流项，SAMPLE算法求解N-S方程。燃烧模拟中气固相的湍流计算采用标准湍流模型，用P-1辐射模型计算辐射传热，焦炭燃烧采用动力/扩散控制反应速率模型，挥发分析出采用两步竞争反应模型，颗粒追踪采用基于拉格朗日的随机轨道方法[17-18]。

对于煤和石油焦两种燃料，实际燃烧中通常是将两种燃料混合后经进料口送入炉膛燃烧，因此本文按照不同掺混比例将石油焦与煤粉的组分进行混合计算，把石油焦与煤粉的混合物定义为燃料流，氧化剂为空气。煤和石油焦的元素分析、工业分析和发热量测量结果见表1。

混合分数的定义及输运方程如下：

表1 煤与石油焦燃料基本参数

Tab.1 Basic parameters of the coal and petroleum coke

2.3 边界条件及模拟工况

氧化剂进口设置为速度入口，燃料进口设置质量入口边界条件，燃料总量40 t/h，燃料粒径取平均粒径1 mm。布风板进口风温800 K，一、二次风温460 K。炉膛出口采用压力出口，炉膛壁面采用标准壁面，无滑移边界条件，热交换条件为第二类边界条件，即温度边界条件，设置壁面温度为650 K，壁面辐射率为1。

锅炉模拟主要关注石油焦掺混的燃烧情况，因此不考虑炉内脱硫。此外，由于外循环不完整，本文通过编写UDF来实现，即把出口与回料口用UDF连接起来。用Define-Adjust和Define-Injection宏来统计出口未燃烧颗粒的质量流量、温度等并赋值到回料口来实现循环燃烧。

本文分别对纯煤在不同运行参数下的流场和炉内燃烧情况，以及不同掺混比例下的炉内燃烧情况进行数值模拟。对纯煤的模拟中，保持风煤比，布风板流化风不变，改变一、二次风的配比。对不同掺混质量比下的炉内燃烧，分为掺混质量比10%、20%、30%、40%、50%、60%、70%共7种工况，混合燃料模拟的一、二次风比例选取工况C，此工况流场较为理想。具体模拟工况见表2。

表2 模拟工况

Tab.2 The simulation conditions

3 结果与讨论

3.1 一、二次风对炉膛流场的影响

图2为A、B、C、D、E工况在纯煤条件并保持风煤比8:1不变情况下，不同一、二次风配比的炉膛中部速度云图。由图2可以看出：随着一次风的减少和二次风的增加，“环核”流场整体从前墙向后墙偏移，导致前墙回流区域增大，后墙速度场较大，发展到上升气流冲刷水冷壁；工况C也即布风板和一、二次风风量分别为155.31、62 m3/h时流场相对较好，流速较大区域集中在炉膛中部，有助于燃料集中在该区域稳定燃烧，减少炉膛水冷壁两侧磨损，有利于锅炉稳定运行。

图2 不同条件下炉膛中部截面速度云图

另外，图2中工况2和工况4是石油焦掺烧质量比为20%和40%，一、二次风与工况C相同条件下的速度云图。从图2可以看出，工况2和工况4速度场与工况C相似，可见掺烧比例对流场的影响很小。因此，在后面的石油焦与煤的模拟中，选取流场分布较好的工况C作为比较工况，并以一、二次风配比作为混合燃料燃烧模拟的运行参数。

3.2 一、二次风对炉内温度场的影响

图3为炉膛深度方向温度分布云图。由图3可以看出：一、二次风混合后，带动煤颗粒向上流动；在一次风口高度附近，煤粉开始燃烧，在密相区和稀相区交界附近形成局部高温，最高温度达到1 250 K，然后沿炉膛高度方向温度逐渐降低，直到1 100 K后趋于稳定；随着一次风的增加和二次风的减少，炉膛局部高温区域逐渐向后墙偏移，主要受一、二次风影响，“环核”流场从前墙向后墙偏移所致，工况C的“环核”流左右两边分布对称均匀，热量分布也较均匀，与图2中工况C的速度场相对应。

图3 炉膛深度方向（Z= –6 000 mm）温度云图

3.3 掺烧比例对炉内温度场的影响

图4为不同掺烧比例条件下的温度云图。由 图4可以看出：高温区域主要集中在密相区，稀相区温度分布较均匀；但随着石油焦掺烧质量比的增加，炉内高温区域及局部最高温度逐渐增加。对比掺烧工况1和工况3可知，当石油焦掺烧质量比从10%增加到30%时，炉内燃烧局部高温区域无明显增加；当掺烧质量比增加到50%时，高温区域增大，且高温上升，局部高温达到1 300 K。

图4 不同掺烧比条件下（x=3 400 mm）温度云图

相比于烟煤，石油焦因挥发分低着火温度较高。随着石油焦掺烧比例的增加，石油焦在混合燃料中的比重增加，前期着火区域温度相对较低，而在炉膛密相区上部区域，因石油焦热值高而使高温区域的温度越来越高，高温区域也逐渐扩大并且上移，炉膛温度会有所升高。

3.4 掺烧质量比对烟气组分场的影响

O2及CO2的份额是反应锅炉内燃烧情况的重要参考依据。图5、图6为掺烧比例0%、20%、40%、60%的混合燃料沿炉膛高度方向上的O2和CO2体积分数分布曲线。从图5、图6可以看出：随着石油焦掺烧质量比的增加，O2和CO2体积分数整体变化趋势与纯煤燃烧情况下相似，但不同炉膛高度上数值有所差异；炉膛底部是密相区，这里充满物料和一、二次风，所以从图5可以看到炉膛高度3 m附近O2体积分数有所上升，主要是本文二次风口在 3 m位置，由于二次风的加入，O2体积分数上升，加剧了燃烧，同时石油焦着火后易破碎，高度3 m之后CO2体积分数增加较快。

图5 O2体积分数分布

图6 CO2体积分数分布

在5 m密相区与稀相区交界，CO2体积分数最高；在5 m到炉膛出口处22 m的炉膛高度上，O2体积分数先增加后降低，CO2体积分数则相反，主要原因是5 m之后，燃料进入稀相区，燃料质量浓度降低，氧气消耗量有所减少，O2体积分数升高；随后受回流影响，上升颗粒与回流颗粒碰撞，物料质量浓度增加，消耗氧气量有所增加，O2体积分数降低。

在炉膛上部，颗粒流动主要分为两部分，一部分受炉膛出口气流进旋风分离器的外循环影响，另一部分物料撞击炉膛顶部后形成内环流，在22 m以上的炉膛高度上，出现物料质量浓度先低后高和O2体积分数先上升后下降的现象。

随着石油焦掺烧质量比的增加，在密相区同一高度上，燃料的着火推迟，CO2体积分数降低。此外，由于石油焦挥发分较少，并且其比表面积、孔体积等比烟煤小[3]，不利于燃尽过程，因此，随着石油焦掺烧质量比的增加，在5 m到15 m的炉膛同一高度上，CO2生成体积分数降低。15 m之后，因石油焦含碳量高，可燃成分比例高，石油焦掺烧质量比高燃料氧量低，又使CO2体积分数增高。

4 工业试验

为了更好地验证数值模拟结果，提取不同掺混质量比的混合燃料运行数据进行对比，表3为试验测得不同掺烧质量比下的床温以及对应点模拟值比较。其中，锅炉床层周围布置8个测温点，试验床温1取8个测温点的平均值；模拟床温2取与测温点同等高度截面的温度平均值。

表3 不同掺烧质量比下试验值与模拟值

Tab.3 The experimental and simulated values of bed temperature at different blending ratios

由表3可见，模拟床温与试验床温相差50 ℃左右，本文所模拟的工况比较接近实际锅炉运行情况。此外，实际锅炉运行中，前墙磨损严重，特别是前墙两角的水冷壁磨损消耗较大，但随着一次风的减少，二次风的增加，炉膛磨损逐渐向后墙偏移，这与模拟结果相吻合。由此说明本文数值模拟不仅能较准确模拟量炉膛流场走向，还可以为实际锅炉运行提供技术指导。

5 结 论

1）数值模拟表明，CFB锅炉流动速度场呈“环核”流动。在保持过量空气系数不变时，适当增加一次风，减少二次风，有助于“环核”流场向炉膛中心移动，减少对水冷壁的冲刷磨损，但一次风增加过多，会使流场整体向后墙偏移。布风板和一、二次风风量分别为155、31、62 m3/h时，流场整 体居中。

2）燃料在锅炉中燃烧时，高温区域集中在密相区，在此区域燃料燃烧剧烈，O2体积分数较低，CO2体积分数较高；而在稀相区，温度分布较均匀，O2和CO2体积分数受外部大循环和内部环流小循环影响，出现上下波动；随着石油焦掺烧质量比的增加，燃烧后期同一位置因可燃成分比例高，石油焦掺烧质量比高的燃料的氧体积分数低，CO2体积分数增高。

3）石油焦的掺烧，在前期主要推迟煤的着火，后期则加剧煤的燃烧。随着掺烧石油焦质量比的增加，高温燃烧区域增大，锅炉整体温度有所升高，温度过高将影响锅炉安全运行。因此，实际锅炉中合适的掺混质量比（50%以内）和一、二次风配比有助于锅炉安全稳定运行。

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Numerical simulation on co-firing petroleum coke in CFB boiler

WEI Ermeng1, WANG Shichuan2, HUANG Haipeng2, DENG Yusheng2, ZOU Binbin2, WU Xiaolan2, LOU Bo1

(1. School of Electric Power, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China; 2. Sinopec Maoming Chemical Co., Ltd., Maoming 525000, China)

Numerical simulation of mixed burning of petroleum coke in a circulating fluidized bed (CFB) boiler in a petrochemical plant was carried out, and the distribution of flow field, temperature field and component field in the furnace under conditions with different operating parameters and mixing ratios were discussed. The simulation results show that, the flow field of the “ring core” of the furnace shifts from the front wall to the backwall with the increase of the primary air volume and the decrease of the secondary air volume. The ideal central “ring core” flow will form and the erosion and abrasion of the water wall may be alleviated when the ratio of air to coal reaches 8:1 and the air distributor ratio as well as the primary air ratio and secondary air ratio are 62.5%, 12.5% and 25%, respectively. Co-firing the petroleum coke postpones the ignition of the coal, but the combustion of the coke is aggravated and the concentration of CO2 increases. The role of petroleum coke in high calorific value and low volatility is highlighted with the increase of mixing proportion of petroleum coke, the temperature in the furnace increases and the high temperature region expands and moves upward. Actually, controlling the mixing rate within 50% and keeping appropriate volume of the primary and secondary air is conducive to safe operation of the boiler.

CFB boiler, co-combustion, petroleum coke, temperature field, flue gas composition, numerical simulation

TK16

A

10.19666/j.rlfd.201810196

魏二萌, 王世川, 黄海鹏, 等. CFB锅炉掺烧石油焦数值模拟[J]. 热力发电, 2019, 48(5): 71-76. WEI Ermeng, WANG Shichuan, HUANG Haipeng, et al. Numerical simulation on co-firing petroleum coke in CFB boiler[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(5): 71-76.

2018-10-04

广东省能源清洁利用重点实验室项目(2013A061401005)

Key Laboratory of Energy Cleaning and Utilization in Guangdong Province (2013A061401005)

魏二萌(1992—)，男，硕士研究生，主要研究方向为CFB锅炉燃烧数值模拟，779484214@qq.com。

（责任编辑 马昕红）