前墙布置双旋流燃烧器的煤粉炉膛温度场研究
母玉 路义萍 朱凌波 葛亚军
摘 要：炉膛烟气温度是表征锅炉运行安全性及经济性的重要监测参数之一，对其进行研究具有重要意义。以前墙布置两旋流燃烧器的35t/h工业试验煤粉炉炉膛为研究对象，两燃烧器喷口布置于前墙水冷壁表面，在75%、60%负荷运行下进行实验，测得炉内烟气温度数据，然后，建立了炉膛与燃烧器一体化模型，基于CFD原理，数值模拟耦合求解传热、流动及燃烧等控制方程组，得到不同负荷下的烟气温度分布特点。结果表明，在二次风旋流扩散高度范围内，以燃烧器中心轴线所在高度处为中心，烟气面平均温度分布呈现近似“V”型剧烈升高;数值模拟结果误差在两负荷下分别为9.1%、5.1%。为同类型工业煤粉锅炉炉膛温度测量提供参考数据。
关键词：温度场; 旋流燃烧器结构; 数值模拟; 工业煤粉炉炉膛
DOI：10.15938/j.jhust.2021.03.007
中图分类号：
TK09
文献标志码：
A
文章编号：
1007-2683（2021）03-0045-06
Study on Temperature Field in a Pulverized Coal-fired
Furnace with Two Swirling Burners on the Front Wall
MU Yu， LU Yi-ping， ZHU Ling-Bo， GE Ya-jiu
（ School of Mechanical & Power Engineering， Harbin University of Science and Technology， Harbin 150080， China）
Abstract：The temperature of flue gas in furnace is one of the important monitoring parameters for boiler security and economical efficiency， and the research into this topic is of great importance. Taking the furnace in a 35t/h industry pulverized coal boiler with two swirl burners on the front wall as an example， the nozzle of two burners were placed on the surface of the water-cooled tube diameter located， and the gas temperature test in the furnace under 75% and 60% loads was performed. Then， the geometry of the CFD model of the furnace and burner combined was established. Based on CFD principle， the numerical simulation of control quitions was conducted and the characteristics of temperature distribution was obtained under above-mentioned operating conditions. The results indicated that the area-weighted average gas temperature rose sharply in form of about “V” type in the cyclone diffusion space of secondary air， and the temperature was lower at the position of the burner center axis located， the maximum relative errors of simulation results were 9.1% and 5.1% respectively. This study provided a reference for the test of the gas temperature in the same type industrial pulverized coal boiler.
Keywords：temperature field; structure of centerfeeding cyclone burner; numerical simulation; industry pulverized coal furnace
0 引 言
燃燒器结构及其配风对工业煤粉炉炉膛中的温度场、温度分布特征、烟气排放特点、锅炉效率或能耗有直接影响，一直是多年来的研究热点问题。近年来，随着节能及环保要求指标不断提高，煤粉工业锅炉，包括链条炉改造成的煤粉炉，作为典型高耗能工业设备，由于其煤粉燃烧技术，特别是旋流燃烧器，对锅炉高效、安全、稳定、低排放运行起决定性作用，越来越受到广泛关注。对于吨位相对小的工业煤粉锅炉不同于电站锅炉，炉膛高度及深度受限[1]，燃烧组织更困难，同时要兼顾非常严格的污染物控制要求，近年来围绕锅炉低氮燃烧目标，将旋流燃烧器与煤粉工业锅炉（包括链条炉改造成的煤粉炉）炉膛作为整体，研究其内部烟气温度场分布特征与燃烧器及负荷及污染物排放量间的关系，对于同类型工业煤粉锅炉炉膛主燃区温度及排放物检测具有重要参考及指导意义。近年来，围绕煤粉工业锅炉主要开展了空气深度分级技术改变二、三次风风率[2]、燃烧器结构改造试验[3]研究;文[4]针对燃烧器四角和四墙两个切向配风系统，研究了多尺度分级燃烧时热流场及其他燃烧特性;文[5]针对350MW切圆燃烧的煤粉炉膛采用商用软件同时辅以前后处理自编程序，结果表明模拟计算结果较准确，可用该方法模拟计算锅炉不同运行负荷时的燃烧特性，减少实验测试的成本;文[6]针对工业煤粉锅炉进行了燃烧数值模拟，得到了速度、温度和各燃烧产物组分浓度分布;文[7]研究了一次风对燃煤锅炉炉内煤粉颗粒分布的影响，指出按照设计工况下的一次风量供风时，煤粉颗粒分布最佳。总之，目前针对煤粉锅炉炉膛多数采用CFD模拟方法，得到炉膛内的烟气速度、温度和各燃烧产物组分（CO、NO等）浓度分布。温度场是表征燃烧过程的主要内容之一，目前的研究不再像早期，将流场及燃烧、传质过程简化处理，基于假想面的区域法辐射传热模型[8-9]，或分区段Hottel热力计算方法[10]以满足工程上快速获取温度结果为目的。近年来，随计算技术软硬件的发展，通常采用真实锅炉炉膛，连同全部的多物理场协同计算。
本研究以前期工厂试验用案例：前墙布置两旋流燃烧器的35t/h试验煤粉炉炉膛，连同燃烧器结构为研究对象，共同建立物理模型，利用CFD Fluent16.0版本软件，进行多物理场耦合求解，采用数
值模拟与局部试验相结合方法，主要揭示了煤粉炉炉膛主燃区烟气面平均温度沿高度方向分布与旋流流场匹配的特点，并进行烟温计算误差分析，为同类研究提供参考数据。
1 物理模型建立及网格划分
为保证计算的准确性，利用相关软件建立炉膛连同两燃烧器一体化的物理模型，使炉膛入口旋流流场更符合实际情况。计算域在x（深）、y（高）、z（宽）方向尺寸分别为4.370×13.115×（±2.120），单位m，前墙布置的两只燃烧器位于同一水平高度y=4.35m处，燃烧器喷口直接布置于前墙水冷壁向火面，见图1。图2给出了燃烧器结构及其与炉膛间的相对位置CAD图。
燃烧器中心风管内装有点火装置（见图2），中心风管外为一次风道，一次风道主要作用为直流送粉;一次风道上装有锥形喷口;一次风道外围为环形内、外二次风道，以实现分级送风方式;内外二次风道中分别均匀布置多个固定导向叶片。燃烧配风全部由两燃烧器提供。
区域离散时，采用ICEM软件划分结构化网格，对于物理量梯度变化较大的燃烧器与主燃区，相应网格进行加密处理，近壁面处网格加密，使无因次距离Y+满足湍流要求，还进行了网格无关性验证，最终，各分块区域的网格总数为230万，燃烧器局部网格如图3所示。
2 数值计算模型及条件
煤粉和空气经燃烧器进入炉膛后，同时进行气固多相湍流流动、化学燃烧反应放热、传热与传质扩散等复杂过程。本研究利用 FLUENT 16.0版本软件模拟计算炉膛内稳态燃烧过程，具体模型选择如下：质量、动量、能量及组分通用控制方程见式（1），气相湍流选用Realizable k-ε模型，它是一种补充旋流修正的的相对较新的k-ε湍流模型[11]，见式（2）与（3），辐射传热选用球谐函数分布法的P1近似方法，其热流量计算见式（4）[11]，气固两相流动选用拉格朗日坐标系下的随机颗粒轨道模型，颗粒的运动方程见式（5），由于煤粉颗粒的特殊性质，本文研究湍流燃烧模型采用的是非预混燃烧模型，即混合分数-概率密度函数（PDF）模型，该模型的反应机理不需要研究者定义，而是通过者化学平衡计算来完成守恒量的求解。恰当的选用挥发分析出模型，可以很大程度上提高锅炉燃烧过程模拟结果的准确性。本文模型为采用的是双竞争反应热解模型。热解反应速率都服从Arrhenius定律，见式（6），焦炭燃烧采用动力/扩散控制反应速率模型，见式（7）、（8）[11-12]。
div（ρUφ）=div（Γgradφ）+S（1）
xi（ρkui）=xj（μ+μtσk）kxj+Gk+Gb-ρε-YM+Sk（2）
xi（ρεui）=xj（μ+μtσε）εxj+ρC1Sε-
ρC2ε2k+vε+C1εεkC3εGb+Sε（3）
qr=-13（α+σs）-CσsSymbolQC@G（4）
dupdxi=FD（u-up）+gx（ρp-ρ）ρp+Fx（5）
kn=Anexp（-E/RTp），n=1，2（6）
dmpdxi=-ApPoxDoRDo+R（7）
dmpdxi=-ApρRT∞XoxMoxDoRDo+R（8）
式中：ρ为气相密度;U为速度矢量;φ为通用控制变量;xi、xj为位置坐标;i、j数值1～3，其他均为行业通用变量符号。
采用后处理方式，在已经收敛的稳定场中对 NO 生成进行计算预测。NOx是一氧化氮（NO）、二氧化氮（NO2）和一氧化亚氮（N2O）的统称，生成主要有三种途径：热力型、瞬时型与燃料型，瞬时型占比很小，采用先忽略后修正的计算方法，锅炉内NO 在氮氧化物中含量占到 90%以上甚至 95%，因此，只计算热力型和燃料型 NO 。热力型 NOx的生成依赖于炉内的温度和氧气量等环境，通过扩展型泽尔多维奇（Zeldovich）机理（即：N2+O→NO+N，N+O2→NO+O，N+OH→NO+H）对其进行计算[13]，燃料型 NOx来源于燃料中的挥发分N和焦炭N，对其生成的计算采用De Soete提出的模型[14]。煤样工业分析和元素分析见表1、表2。
求解条件及方法如下：燃烧器各入口采用速度入口边界条件，锅炉不同运行负荷工况下总风量及煤粉量不同，燃烧模拟时主要参数见表3;为了保证炉内煤粉与空气的混合及燃烧充分，对内外二次风分配变化进行了预数值模拟，发现一次风送风量为运行工况下总风量的20%，内外二次风风量占比相同，均为40%时燃烧特性相对较好，为比较方便，给出该种配风参数情况下的计算结果。炉膛出口选取压力出口边界条件，静压数值-50Pa。炉膛壁面分为两段，采用恒壁温设置，冷灰斗区温度为143℃，其上部温度设置为254℃，按照常规方法，比16MPa压力下的饱和温度增加50℃。
上述离散后的控制代数方程组，采用基于压力求解器的分离、隐式求解方案，具体求解时压力与速度间的耦合采用SIMPLE[15]算法，近壁面处采用标准壁面函数。在上述求解条件下，经多次调试，获得网格独立的稳定收敛解。
3 数值计算结果及分析
3.1 计算结果准确性分析
数值模拟发现本锅炉100%负荷运行時炉膛的深度小于该旋流燃烧器火焰长度，在实际运行时，如果后墙附近的水冷壁面持续处于高温环境，会导致结渣、爆管等问题的产生，本锅炉仅限于低负荷调峰用。为突出主题，本文仅分析75%与60%负荷下，煤粉锅炉炉膛温度场计算结果。
在上述两工况下，厂方试验者在边界层区及主流区共测量了13个测点，在同一点多次测量取平均值。在炉膛上部前墙y=10.5m处，在预开设的孔中插入单层遮热罩抽气式热电偶进行稳态温度测量，测点位置x坐标如图4所示，得到了烟气温度稳态读数;数值计算时设置与实验位置对应的检测数据点，输出模拟得到的烟气温度，采用逐点实验测量修正值与数值模拟结果比较的方法。参考单层遮热罩抽气式热电偶本身误差为4.88%[16]，采用本行业中常用手段，用该误差对直接测量值进行修正，获得Ttest数值。为验证数值模拟的准确性，将相同条件下炉膛中对应点上的烟气温度数值模拟结果Tsim与修正后的试验测量数据Ttest进行对比，与文[17]不同。
由图4计算可知，75%、60%负荷时，数值模拟最大误差分别为9.1%与5.1%，随负荷减小而变小，原因是采用热电偶测温时，在热电偶节点热平衡计算公式（1）中，随负荷降低，第二项中的辐射热交换量减少，Tam为周围介质的平均温度，两种辐射时热节点表面处于旺盛湍流状态下，对流换热系数h基本不变;两种负荷下，Tsim与Ttest变化趋势相同;靠近壁面边界层处，温度随坐标变化的斜率较大，但离开壁面0.07m后，Tsim与Ttest变化都很小，相同点处Tsim>Ttest，与文[18]结论一致，由辐射换热计算采用的P-1模型引起。
Tf=Ttest+εC0[（Ttest/100）4-（Tam/100）4]/h（9）
考虑锅炉温度场计算过程极其复杂，需要针对气固多相湍流流动、化学燃烧放热反应、辐射传热与传质扩散复杂过程的多种模型方程进行数值计算，各种模型本身、模型方程离散方法、计算机数值计算过程均存在误差，整个过程中的温度数值计算最大误差为9.1%，可认为本次温度场模拟结果较准确。
3.2 沿高度方向截面温度分布计算结果及分析
为了清晰展示两燃烧器布置方案各截面上的温度分布特征，創建了高度方向垂直于y轴的33个水平截面，其中之一经过两燃烧器中心轴线y=4.35m，还创建了垂直于前墙并经过一燃烧器中心轴线z=0.85m的垂直剖面（见图1）。图5给出了在75%、60%负荷时，水平截面的烟气温度变化云图。
由图5可知，在75%负荷工况时，燃烧器喷出的煤粉在其中心轴所在面y=4.35m附近相互射流掺混、激烈燃烧，火焰相互交织连在一起，该面最高温度位于z=0处，喷口附近温度急剧变化，局部超过1800K;水平方向上两侧墙的温度基本呈现对称趋势，由于前墙布置旋流燃烧器的轴向射流速度大于喷口气流径向扩散速度，炉膛中燃烬区的燃烧反应均在靠近后墙较近处完成，燃烧器所在的前墙与后墙之间烟气温差明显，且随截面位置而变化，燃烧器正对主燃区后墙处温度低于燃烬区后墙温度，负荷降低到60%运行时，旋流燃烧器之间的相互作用也十分明显，火焰高温区域面积及长度、向两侧墙扩散均减小，随负荷降低，前后墙表面烟气温差降低明显。
图6给出了在60%负荷时，垂直前墙z=0.85m截面的烟气温度分布及局部烟气速度矢量分布云图。为便于观察，图中局部涡流区采用黑色线圈出。由图6可知，煤粉沿燃烧器径向呈现分级扩散、卷吸回流燃烧特征明显，并且距离燃烧器喷口较近低温处，挥发分首先析出、着火，气态物质燃烧反应较快，烟气温度低于1200K，随负荷增加，峰值温度数值增加，峰值对应位置x坐标变大。随后，烟气温度降低，对应燃烧器的二次空气与烟气混合物回流加热区段，产生回流的主要原因是：在燃烧器喷口末端，类似于钝体结构[19-20]断面突增，产生了反向压力作用。然后，焦碳析出，并从挥发分燃烧产生的局部高温区吸收热量后，开始着火，温度剧烈升高，上述过程与燃烧理论相一致。
对于前墙布置燃烧器的锅炉炉膛燃烧偏向后墙，是否能够安全燃烧取决于后墙表面是否形成结渣，导致炉内传热恶化;此外，调节燃烧器轴向气固流速，多级燃烧，可重新组织气流，达到高效安全燃烧的目的。
为展示前墙布置旋流燃烧锅炉沿炉膛高度方向温度变化特征，图7给出了数值模拟计算得到的各水平截面的烟气面平均（Area-weighted average）温度变化曲线。本文采用旋流燃烧器与炉膛一体化物理模型，使得气固两相流动特征不失真，可得到与旋流燃烧器流场相匹配的温度场特征。
由图7可知，在灰斗区，均是随离开炉底距离增加，烟气温度逐渐升高，燃烧反应发生在主燃区及相邻燃烬区处，其烟气面平均温度较高;温度沿高度方向变化趋势不随负荷而改变，且温度数值随着负荷升高而增大，与理论分析一致;在主燃区，一次风所在中心截面y=4.35m附近温度较低，原因是一次风与煤粉燃料的入口温度较低，燃烧反应的加热升温及不完全燃烧过程均围绕中心轴线展开，分别在高度为3.8m、5m处附近燃烧最强，火焰温度急剧增高，达到温度峰值，而峰值位置附近温度梯度都非常大，原因是随旋流半径（约0.65m）增加，二次风渐渐补入，煤粉和空气的混合越来越充分，燃烧放热反应剧烈（见图6中结构局部放大部分），即主燃区，在二次风旋流扩散高度范围内，以燃烧器中心轴线所在高度处为中心，烟气面平均温度分布呈现近似“V”型变化，当物理模型中不包含旋流燃烧器，或煤粉及空气采用匀速进口条件时，则不能得到该种温度分布，与文[8]中采用基于假想面的zone分区法，得到的煤粉炉膛一维温度分布特征区别明显。燃烬区中，沿炉膛高度方向温度先降低，然后变化相对平缓;靠近出口区附近，温度急剧降低。
5 结 论
采用CFD数值模拟方法，以35t/h工业煤粉炉膛为例，研究了前墙旋流燃烧器的锅炉炉膛负荷变化时的烟气温度分布，得出结论：
1）两旋向相同的旋流燃烧器喷口直接布置于前墙水冷壁所在面，在主燃区，燃烧器一次风中心轴所在高度处，烟气温度较低，随二次风旋流半径增大，烟气面平均温度沿高度方向呈近似“V”型急剧升高，温度场与旋流流场相匹配;
2）采用文中的相关模型及模拟方法，随负荷由75%降低到60%，炉内烟气温度模拟计算误差由9.1%降低到5.1%。
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（编辑：温泽宇）
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