葛學(xué)利，　烏曉江，　張建文，　范浩杰，　張忠孝

(1． 上海交通大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院， 上海 200240； 2． 上海鍋爐廠有限公司， 上海 200245)

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富氧燃燒條件下爐內(nèi)數(shù)值模擬研究

葛學(xué)利1，烏曉江2，張建文2，范浩杰1，張忠孝1

(1． 上海交通大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院， 上海 200240； 2． 上海鍋爐廠有限公司， 上海 200245)

摘要：以300 MW電站鍋爐為研究對象，對燃燒過程的反應(yīng)機(jī)理、物性參數(shù)和換熱模型進(jìn)行了修正，采用數(shù)值模擬方法對空氣燃燒和富氧燃燒條件下爐膛的溫度場和煤粉含碳量進(jìn)行對比研究.結(jié)果表明：化學(xué)反應(yīng)機(jī)理和物性參數(shù)對富氧燃燒有明顯影響，煤粉著火延遲，火焰形狀狹長，隨著氧氣體積分?jǐn)?shù)的增大，煤粉顆粒在爐內(nèi)的停留時間縮短，燃盡率增大；富氧燃燒條件下爐內(nèi)煙氣和顆粒的最高溫度及爐膛換熱能力均低于空氣燃燒條件下，火焰中心高度上移；當(dāng)氧氣體積分?jǐn)?shù)達(dá)到26%～29%時，富氧燃燒條件下爐內(nèi)溫度變化趨勢與空氣燃燒條件下爐內(nèi)溫度變化趨勢一致；爐膛換熱量數(shù)值模擬計算值比熱力計算值低4%～11%.

關(guān)鍵詞：富氧燃燒； 換熱； 修正模型； 焦炭； CFD

為減少CO2的排放量，近年來燃燒前捕捉、燃燒后捕捉和富氧燃燒(O2/CO2)等技術(shù)快速發(fā)展，其中富氧燃燒被認(rèn)為是最適合于電站煤粉鍋爐的技術(shù)[1-2].該技術(shù)使用純氧和再循環(huán)煙氣來代替空氣在爐內(nèi)燃燒，CO2濃度的增大可以提高其封存和壓縮的經(jīng)濟(jì)性，電廠凈效率約提高2.59%[3].由于CO2與N2的比熱容、氣體輻射特性、動力黏度和擴(kuò)散系數(shù)等物性參數(shù)差值較大，富氧燃燒和空氣燃燒在燃燒溫度、組分濃度和爐內(nèi)換熱等方面存在明顯的差異[4-6].

數(shù)值模擬(CFD)是研究爐內(nèi)燃燒和換熱的重要手段.著火時間、著火位置、輻射熱流量分布、煙氣溫度和濃度的分布規(guī)律等重要數(shù)據(jù)均可通過模擬計算獲得.筆者采用數(shù)值模擬方法，通過改進(jìn)燃燒模型反應(yīng)機(jī)理，增加焦炭的氣化反應(yīng)、修正物性和輻射模型參數(shù)的方法，對300 MW電站鍋爐煤粉的空氣燃燒和富氧燃燒2種條件進(jìn)行對比研究，以獲得爐膛主燃燒區(qū)的速度場、溫度場和換熱量的變化規(guī)律.

1數(shù)學(xué)模型

大量的試驗結(jié)果表明，當(dāng)燃燒由空氣燃燒變?yōu)楦谎跞紵龝r，煤粉燃燒特性和污染物的排放會發(fā)生明顯變化.在富氧爐膛中，CO2與N2比熱容和密度的差異會直接改變煙氣的溫度場、速度場及換熱量.爐內(nèi)CO2和H2O濃度大幅增大會提高氣體的發(fā)射率，氣體輻射換熱能力會明顯提升.在相同氧氣濃度下，相比于常規(guī)空氣燃燒，富氧燃燒在煤的燃燒和焦炭(Cchar)的燃盡方面存在一個明顯的延遲[7].這是因為高濃度的CO2和H2O會降低焦炭顆粒表面氣體的擴(kuò)散，同時還會發(fā)生char-CO2和char-H2O的氣化反應(yīng).為提高CFD對富氧燃燒模擬的計算精度，對下列計算模型進(jìn)行了修改.

(1) 焦炭氧化模型.

One-step反應(yīng)和two-step反應(yīng)是預(yù)測空氣燃燒條件下煤粉燃燒的主要方法.而對于富氧燃燒，由于CO2或H2O的濃度較大，在焦炭表面發(fā)生氣化反應(yīng)，其結(jié)果表現(xiàn)為提高了焦炭燃盡率和降低了焦炭顆粒溫度[8].通過多孔介質(zhì)表面動力學(xué)程序和熱電偶測得的燃燒碳顆粒的溫度比較，可以得到氧氣體積分?jǐn)?shù)被CO2從36%稀釋到12%時燃燒條件對焦炭溫度的影響：空氣燃燒時，顆粒溫度下降37 K；氧氣體積分?jǐn)?shù)為36%的富氧燃燒中，顆粒溫度下降246 K[9-11].因此，為提高顆粒溫度和輻射換熱預(yù)測的準(zhǔn)確度，應(yīng)在CFD計算中加入焦炭的多步反應(yīng).

One-step反應(yīng)將焦炭直接氧化成CO2，如式(1)所示，two-step反應(yīng)如式(2)和式(3)所示，有中間產(chǎn)物CO的出現(xiàn).多步反應(yīng)是在上述反應(yīng)的基礎(chǔ)上添加焦炭和H2O、CO2的氣化還原反應(yīng)，如式(4)和式(5)所示.

(1)

(2)

CO+1/2O2←→CO2

(3)

(4)

(5)

多步反應(yīng)的方程式(3)中的逆反應(yīng)、式(4)和式(5)均為吸熱反應(yīng)，可以修正one-step反應(yīng)和two-step反應(yīng)中出現(xiàn)的預(yù)測溫度明顯高于實際值的問題.Andersen等[12]指出，包含CO的可逆反應(yīng)式(3)對預(yù)測結(jié)果的影響較小，可以忽略.因此，上述化學(xué)反應(yīng)均為正向反應(yīng).表1中的反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)(其中A為指前因子，E為反應(yīng)活化能)適用于煙煤，具有通用性，經(jīng)常應(yīng)用于燃燒和數(shù)值模擬方面.

表1　非均相化學(xué)反應(yīng)機(jī)理[13]

(2) 氣體輻射模型.

由于CO2和H2O的濃度較高和φ(CO2)/φ(H2O)值不同，富氧燃燒條件下的輻射換熱明顯區(qū)別于空氣燃燒條件下.灰氣體加權(quán)和模型(Weighted Sum of Gray Gases Model，WSGGM)最初是由Hottel 和Sarofim提出的，用來計算總氣體的發(fā)射率和第j種氣體的權(quán)系數(shù)aj.氣體分為j種灰氣體和1種凈氣體.Smith提出的適用于空氣燃燒條件下的WSGGM模型被廣泛使用，但在主燃燒區(qū)內(nèi)φ(CO2)/φ(H2O)值(2～8)變化范圍較大，超出空氣燃燒條件下WSGGM模型的使用范圍(0.2～2).因此，必須對該模型進(jìn)行改進(jìn).改進(jìn)后的WSGGM模型[14-15]的適用范圍為：0.001 m≤L≤60 m，0.000 1 MPa·m≤p·L≤6.0 MPa·m，500 K≤T≤3 000 K，其中L為特征長度，p為壓力，T為特征溫度.采用文獻(xiàn)[14]中修正的WSGGM模型(以下簡稱修正模型)得到氣體的輻射換熱參數(shù).圖1為空氣燃燒和氧氣體積分?jǐn)?shù)為29%的富氧燃燒條件下，由修正模型和Smith模型計算出的氣體發(fā)射率對比圖.圖1中橫坐標(biāo)5 m處的位置為爐內(nèi)最下層一次風(fēng)的進(jìn)入位置，修正模型和Smith模型的計算結(jié)果在空氣燃燒條件下的差異較小，但是富氧燃燒條件下存在明顯的差異，修正模型所得的氣體發(fā)射率比Smith模型所得氣體發(fā)射率高20%.

Fig.1Comparison of gas emissivity with revised model and Smith model

(3) 揮發(fā)分均相氧化模型.

在煤粉燃燒的過程中，大量的碳?xì)浠衔飶拿悍壑袚]發(fā)出來.揮發(fā)分(VM)以氣相形式進(jìn)行均相燃燒.對于富氧燃燒，烴類氣體的氧化反應(yīng)因高濃度的CO2而受到抑制，另一方面在該燃燒溫度下會導(dǎo)致CO濃度急劇增大.在常壓和1 200～1 800 K內(nèi)，試驗數(shù)據(jù)和CHEMKIN軟件已經(jīng)證明CO2對揮發(fā)分氧化反應(yīng)有直接影響.當(dāng)溫度高于1 400 K時，用CO2代替N2會使CO的體積分?jǐn)?shù)從0～10-3增大到10-3～3.5×10-3[16].因此，修正化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)(A和E)的數(shù)值會提高預(yù)測結(jié)果的精確度.如two-step 反應(yīng)機(jī)理[12]和four-step 反應(yīng)機(jī)理[17]，上述的修正已充分驗證了其正確性.表2中的1和2適用于空氣燃燒條件，2和3適用于富氧燃燒條件.

注:1)各速率方程中b=0.

(4) 物性參數(shù).

富氧燃燒與空氣燃燒在物性上的區(qū)別主要是動力學(xué)參數(shù)，包括反應(yīng)動力學(xué)速率和動力學(xué)擴(kuò)散系數(shù)等，上述參數(shù)通過擬合的方法整理成多項式的形式進(jìn)行修正.

2計算方法和邊界條件

2.1CFD模型建模方法

湍流模型選取Realizedk-ε，燃燒模型為Finite-Rate/Eddy-Dissipation，輻射模型選取DO模型，氣體輻射模型采用UDF編寫的修正模型，采用Simple算法，壓力采用PRESTO!，其他選項采用二階迎風(fēng)格式.

計算區(qū)域包括冷灰斗到部分豎井煙道在內(nèi)的整個爐膛，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，取爐膛深度方向為x方向，爐膛寬度方向為y方向，爐膛高度方向為z方向.采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值模擬計算的誤差很小，容易收斂，網(wǎng)格生成的速度快、質(zhì)量好，數(shù)據(jù)結(jié)構(gòu)簡單[18]，可以很容易地實現(xiàn)區(qū)域的邊界擬合，適用于流體和表面應(yīng)力集中等方面的計算.

鍋爐爐膛的幾何參數(shù)采用設(shè)計數(shù)據(jù)，與實際鍋爐結(jié)構(gòu)基本一致，僅對壁厚進(jìn)行了簡化，采用無壁厚的爐墻.考慮到屏式過熱器對減小爐膛出口氣流殘余旋轉(zhuǎn)有一定作用，且與爐膛中心高溫?zé)煔庵g存在輻射換熱過程，故在爐膛本體結(jié)構(gòu)圖中添加了分割屏和前屏.由于主燃燒區(qū)的流動、傳熱、傳質(zhì)以及化學(xué)反應(yīng)比較劇烈，故燃燒器所在區(qū)域網(wǎng)格劃分加密，保證燃燒器出口處一、二次風(fēng)的網(wǎng)格數(shù)量.另外，將燃燒器出口附近網(wǎng)格加密，這樣不但可以避免偽擴(kuò)散的影響，而且可以更準(zhǔn)確地模擬沿燃燒器出口區(qū)域的煤粉燃燒過程.在網(wǎng)格劃分過程中，貼近壁面處網(wǎng)格加密，流場中心網(wǎng)格相對稀疏，以保證更確切地描述具體的化學(xué)反應(yīng)和流動.網(wǎng)格獨立性檢驗結(jié)果表明，網(wǎng)格的變化對計算結(jié)果的影響較小，優(yōu)選的總網(wǎng)格數(shù)為462 542，具體的網(wǎng)格形式見圖2.

2.2邊界條件

該鍋爐采用四角切圓燃燒，采用偏執(zhí)二次風(fēng)和燃盡風(fēng)(CFS+OFA)消旋，主燃燒區(qū)布置有6層一次風(fēng)噴嘴，采用同心反切燃燒技術(shù)，在OFA上部適當(dāng)位置布置有分離燃盡風(fēng)(SOFA).燃用煤種為煙煤，其煤質(zhì)參數(shù)見表3.空氣燃燒和富氧燃燒的運行參數(shù)如表4所示，其中air表示空氣燃燒，oxy21表示氧氣體積分?jǐn)?shù)為21%的富氧燃燒，oxy26表示氧氣體積分?jǐn)?shù)為26%的富氧燃燒，oxy29表示氧氣體積分?jǐn)?shù)為29%的富氧燃燒.富氧燃燒條件下一次風(fēng)的入口參數(shù)與空氣燃燒條件保持一致，剩余為二次風(fēng).為了保持二次風(fēng)的剛性，縮小二次風(fēng)噴口面積.計算工況分為4種，如表5所示.

表3　燃用煤種的煤質(zhì)參數(shù)

(a)爐膛結(jié)構(gòu)(b)y=7.01m處網(wǎng)格

(c) z=6.97 m處網(wǎng)格

序號參數(shù)工況airoxy21oxy26oxy291一次風(fēng)率/%18.418.422.825.32一次風(fēng)溫度/℃707070703一次風(fēng)速度/(m·s-1)232323234二次風(fēng)率/%76.676.672.269.25二次風(fēng)溫度/℃3323323323326二次風(fēng)速度/(m·s-1)484848487燃煤量/(t·h-1)165.15165.15165.10165.158過量空氣/氧系數(shù)1.251.251.251.25

近壁面采用無速度滑移和無質(zhì)量滲透邊界條件，顆粒邊界條件根據(jù)具體情況選取反射和逃逸邊界條件，熱邊界采用熱阻邊界條件，屏式過熱器采用工質(zhì)溫度和管壁熱阻確定，輻射受熱面的黑度根據(jù)具體位置和受熱面的沾污情況取0.71～0.82，給定出口處的環(huán)境壓力為-100 Pa.

表5　計算工況入口氣體組成

3結(jié)果與分析

圖3給出了4種工況下爐膛橫截面(z=6.97 m)的溫度場.工況oxy21、工況oxy26和工況oxy29中采用CO2代替工況air中的N2，會使煤粉的燃燒特性和火焰形狀發(fā)生明顯變化.由圖3可知，工況air的高溫區(qū)域明顯大于工況oxy21，工況oxy21的著火區(qū)域相對狹窄，即工況oxy21的火焰區(qū)域要小于工況air.最高溫度從工況air的2 020 K快速降低到工況oxy21的1 760 K，兩者溫差為260 K,這是由CO2和N2的比熱容和輻射特性等熱動力參數(shù)不同造成的，同時溫度降低也會導(dǎo)致著火延遲.因此，富氧燃燒鍋爐在設(shè)計或改造時需要對燃燒器和配風(fēng)方案進(jìn)行優(yōu)化.增大著火區(qū)域的氧氣體積分?jǐn)?shù)，避免由著火延遲帶來的火焰中心高度上移的問題.同時，火焰中心高度的上移會增大過熱器和再熱器的熱負(fù)荷.

圖4給出了4種工況下爐膛主燃燒區(qū)1號角燃燒器煤粉含碳量的分布.由圖4可知，工況oxy26與工況air的顆粒沿軸向方向的燃盡過程最為接近.通過對比可以得知，隨著氧氣體積分?jǐn)?shù)的增大，煤粉燃盡時間變短，主燃燒區(qū)的熱負(fù)荷增大，壁面換熱量也增加.在爐膛改造時，需要選取合適的氧氣體積分?jǐn)?shù)，適應(yīng)原有的爐膛結(jié)構(gòu)和熱負(fù)荷；在新設(shè)計鍋爐時，需要對受熱面進(jìn)行調(diào)整或重新布置，改變爐膛主燃燒區(qū)的受熱面和爐膛高度.

(a)air(b)oxy21(c)oxy26(d)oxy29

圖3　空氣燃燒和富氧燃燒條件下主燃燒區(qū)的溫度場

圖4空氣燃燒和富氧燃燒條件下主燃燒區(qū)的煤粉含碳量

Fig.4Carbon content of pulverized coal in main combustion region under air and oxy-fuel combustion conditions

圖5給出了4種工況下爐膛主燃燒區(qū)1號角燃燒器顆粒的溫度場.由圖5可知，工況oxy21和工況oxy26的顆粒溫度明顯低于工況air；工況oxy29與工況air的顆粒溫度接近.通過顆粒溫度場能夠直觀地得到富氧燃燒條件下著火延遲的直接原因.同時，爐內(nèi)輻射換熱中顆粒輻射能力一般是三原子氣體的2～3倍，顆粒溫度的降低直接影響爐膛的熱效率.圖6給出了不同工況下前墻壁面溫度、爐膛中心溫度、爐膛橫截面平均溫度的分布以及爐膛換熱情況的對比.由圖6(a)～圖6(c)可知，工況oxy21的溫度與工況air的各溫度相差較大，工況oxy26、工況oxy29和工況air的各溫度變化趨勢和極值點均接近.燃燒器上方的溫度會出現(xiàn)波動，先降低后升高，與實際爐膛的溫度分布相一致.由圖6(d)可知，對于空氣燃燒，爐膛換熱量的熱力計算值與數(shù)值模擬計算值一致；對于富氧燃燒，爐膛換熱量的數(shù)值模擬計算值小于熱力計算值約12～45 MW(即熱力計算值的4%～11%)，兩者之間的差值隨氧氣體積分?jǐn)?shù)的增大而增大，這也與圖5中顆粒溫度的變化趨勢一致.

(a)air(b)oxy21(c)oxy26(d)oxy29

圖5空氣燃燒和富氧燃燒條件下主燃燒區(qū)顆粒的溫度場

Fig.5Temperature field of particles in main combustion region under air and oxy-fuel combustion conditions

4結(jié)論

(1) 化學(xué)反應(yīng)機(jī)理和物性參數(shù)對富氧燃燒的影響較明顯，煤粉著火延遲，火焰形狀狹長.

(2) 因焦炭氣化反應(yīng)，富氧燃燒條件下爐內(nèi)煙氣和顆粒的最高溫度及爐內(nèi)的換熱能力均低于空氣燃燒條件下.

(3) 當(dāng)氧氣體積分?jǐn)?shù)達(dá)到26%～29%時，富氧燃燒條件下爐內(nèi)溫度變化趨勢與空氣燃燒條件下爐內(nèi)溫度變化趨勢一致.

(a)前墻壁面溫度(b)爐膛中心溫度

(c)爐膛橫截面平均溫度(d)爐膛換熱量

圖6爐膛主燃燒區(qū)溫度和換熱量的對比

Fig.6Comparison of temperature and heat exchange in main combustion region of furnace

(4) 通過對WSGGM模型等進(jìn)行修正，采用多步反應(yīng)和修正物性參數(shù)等措施，提高了預(yù)測結(jié)果的準(zhǔn)確度，爐膛換熱量數(shù)值模擬計算值比熱力計算值低4%～11%.

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Numerical Simulation of Oxy-fuel Combustion Characteristics in a 300 MW Coal-fired Boiler

GEXueli1,WUXiaojiang2,ZHANGJianwen2,FANHaojie1,ZHANGZhongxiao1

(1.School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China;2. Shanghai Boiler Works Co., Ltd., Shanghai 200245, China)

Abstract：Taking the 300 MW coal-fired boiler as an object of study, the models for reaction mechanism, physical parameters and heat transfer of the combustion process were revised, so as to comparatively investigate the temperature field in the furnace and the carbon content in the pulverized coal by numerical method respectively under air and oxy-fuel combustion conditions. Results show that the reaction mechanism and physical parameters have significant influence on the oxy-fuel combustion, when the ignition of pulverized coal is delayed, and the shape of the flame is narrowed and elongated. With the rise of oxygen concentration, the residence time of coal particles in the furnace reduces while the burnout rate increases. Compared to air combustion conditions, the peak temperature of flue gas and coal particles decreases, the heat-transfer capability reduces and the height of flame center moves upward under oxy-fuel combustion conditions. When the oxygen concentration increases from 26% to 29%, the oxy-fuel combustion has a good agreement with the air combustion in trends of temperature variation. The capacity of heat transfer calculated by numerical simulation is 4%-11% lower than that by thermal calculation.

Key words：oxy-fuel combustion; heat transfer; revised model; char; CFD

文章編號：1674-7607(2016)03-0172-06

中圖分類號：TK222

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A學(xué)科分類號：470.30

作者簡介：葛學(xué)利(1984-)，男，山東棗莊人，博士研究生，主要從事電站鍋爐富氧燃燒理論與技術(shù)方面的研究.

基金項目：國家科技支撐計劃資助項目(2012BAA12B02)；國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃(863)資助項目(2012AA050502)

收稿日期：2015-05-13

修訂日期：2015-07-08

電話(Tel．)：021-34207274；E-mail：gexueli@sjtu.edu.cn．