达冠生物质燃烧机的炉内控制

生物质燃烧机燃烧锅炉炉内温度控制
1  试验设备
    锅炉采用三井巴布科克能源公司的锅炉技术进行设计制造，为一次中间再热、超临界压力变压运行本生(Benson)直流锅炉，单炉膛、平衡通风、固态排渣、兀型布置，蒸发量为1900 t/h。设计煤种
神府东胜烟煤，实际燃烧煤种为印尼煤，燃用煤质分析见表1。锅炉配有6台中速磨煤机，对应6层共30只LNASB，前后墙对冲3层布置，生物质燃烧机布置见图1。LNASB中心风为直流，内、外二次风叶片角度分别为550和150，内、外二次风叶片角度均不可调。内二欢风筒轴向可前后调整，向前推进时，内二次风旋流强度*，反之减小，外二次风旋流强度不可调。外二次风挡板控制内、外二次总量，内二次风挡板控制内二次风量及内、外二次风比例；一次风经蜗壳产生旋流，通过一次风蜗壳消旋并经过4片煤粉收集片后进入炉膛。
2数学模型及计算方法
2.1  计算区域及网格划分
    针对生物质燃烧机增加一次风蜗壳风粉均流片，二次风口下部加装高压吹扫风等一些小的改进，本文不做讨论。本文主要针对生物质燃烧机燃烧非设计煤种结渣特性进行数值模拟，研究炉内结渣的机制，并针对下层生物质燃烧机喷口*结渣采取的设备改进方案进行比较分析，选取****    佳改进方案，为电厂的生物质燃烧机改进提供理论依据。
    计算区域均采用非结构化四面体网格。对于全炉膛数值模拟，考虑到生物质燃烧机区域流场变化比较剧烈，因此网格划分比较细密，保证中心风、一次风及内，外二次风在不同的网格中，从而进一步避免伪扩散影响。选取中间层生物质燃烧机截面平均温度为研究对象，逐渐均等加密网格并计算，与上一次计算结果比较，计算收敛结果小于10-4情况下，2次的计算结果差在2%以内；同时考虑计算机硬件限制，
对生物质燃烧机进行简化，进口参数的选取与单只生物质燃烧机模拟结果一致，划分网格总数约9.76×l05。为了保证单只生物质燃烧机的计算*度，对生物质燃烧机内、外二次风叶片、稳燃环及煤粉收集片单独划分网格，考虑厚度影响；对生物质燃烧机风筒及出口计算区域轴线部位采用加密网格，划分网格总数6.67×l05。单只及全炉膛生物质燃烧机计算区域网格划分见图2。
2.2数学及几何模型
    单只生物质燃烧机和全炉膛数值模拟均采用全尺寸几何模型，几何模型尺寸的选取做到与实物一致。数值模拟采用三维稳态计算，气相湍流流动的模拟采用可实现的k-8模型，方程组的通式为[10]
    div(pv~)= div(/-oV~)+S4    (1)式中：矽为通用因变量；R为输运系数；&为源项；p为气流密度；v为速度矢量    气固两相选用拉格朗日随机轨道模型进行模拟。气相与固相之间的耦合计算采用计算单元内颗粒源项算法，辐射换热采用P-l辐射模型，挥发分热解采用双竞争反应热解模型，挥发分燃烧采用混合分数概率密度函数(probability density function，PDF)法，焦炭燃烧采用扩散一动力模型。采用有限差分法来离散微分方程，对控制方程的求解采用SIMPLE算法，一阶迎风差分格式。入口按管道条件取值，出口按充分发展条件取值。
2.3边界条件
    根据LNASB生物质燃烧机实际运行工况，采取单只生物质燃烧机固定旋流强度改变风速，及固定风速改变旋流强度的方法，采用大量的均等变化参数进行模拟，选取模拟结果中变化速率较大的特征值进行分析[11-13]．典型模拟结果对应参数见表2f表中CM//DM/表示CMj和DM；2个工况。表2(a)中，CM：表示内、外二次风速分别为21和37 m/s工况；DM，表示内、外二次风速分别为17和39 m/s工况。表
2(b)中，CMi、DMi表示内二次旋流强度分别为3.38和2.83工况1，数值模拟采用的内、外二次风温为595 K，一次风温为345 K，一次风速为29 m/s，参数选取与实际运行工况严格一致。
3数值模拟结果及分析
3.1  单只生物质燃烧机流场分布特征分析
    Yakhot.V等人对共轴旋转射流复杂的相互作用进行了研究[14]，认为旋流生物质燃烧机复杂的组合射流，基本上取决于共轴外射流发展的规律。在对LNASB生物质燃烧机出口流场的数值模拟中也验证了这一点。单只生物质燃烧机数值计算采取先计算流场，然后再热态计算的方式，计算结果收敛于10-4。计算结果如图3所示；改变内二次风旋流强度及风量时，流场变化较大，当内二次风旋流强度及风量较小时，生物质燃烧机出口流场回流区也较小，流线近似水平，射流扩展角较小，呈现近似直流射沆的特征，随着内二次风旋流强度及风量的*，生物质燃烧机出口流场逐步呈现旋流特征，流场中心出现较大回流区，出口流场中的流线尾部也向上翘起，射流扩展角也随之*。
    1)回流区大小及形状分析。
    固定内、外二次风速分别为17和39 m/s，变化旋流强度，回流区变化趋势如图4(a)所示，当内二次风旋流强度为2.05时，回流区****   大宽度为760 mm，长度为2 995 mm，回流区根部距离为396 mm，回流区形状窄且长。增加内二次风旋流强度，回流区变大，形状变短、变宽，根部距离减小。当内二次风旋流强度为4.06时，回流区****   大宽度为1596 mm，长度为1997 mm，回流区根部距离为264 mm。固定旋流强度为2.83，调节二次风量，
    2)扩展角及回流量分析。
    N. A. Chigier和A. Chervinsky[151指出：旋转射流的扩展角与射流的旋转强度力成近似一次线性关系，在对LNASB生物质燃烧机进行扩展角数值模拟时也验证了这一点。如图5(a)所示，固定内、外二次风速分别为17和39 m/s，当内二次风旋流强度分别为2.05、3.38和4.05时，对应扩展角贫别为92.50、119.50和1380。内二次风旋流强度*后二次风扩展角*；同时，内二次风对旋转射流的作用受外二次风的制约，内二次风旋流强度*到一定数值后扩展角变化明显。固定旋流强度力为2.83，如图5(b)所示，当内二次风速分别为0、16和25 m/s时，对应扩展角分别为930、106.50和1200。随着内二
次风速的*，二次风扩展角变大，但小于旋流强度的改变时的变化趋势，原因为实际运行中二次风总风量基本不变，增加内二次风量的同时，减少了力fal_次风旋流强度对射流扩展角的影响
    数值模拟结果表明：LNASB生物质燃烧机回流区受二次风旋流强度和风量的综合影响，在燃用挥发份较高、灰熔点较低的印尼煤时，在确保燃烧稳定的情况下，应尽量避免过短、过宽的旋转射沆；同时应选取较小的二次风扩展角，尽量避免产生开式回流区及飞边现象，以****火炬贴壁[16-21]。中心风对回流区根部距离影响明显，中心风不能投入时，中心给粉可以增加回流区根部距离，回流区整体前移，好于增加一次风筒长度的效果，同时减小了射流扩展角，为****   佳改进方案。
3.2  全炉膛温度场分布特征分析
    投入A、B、C、D、E、F共6层生物质燃烧机，锅炉给煤量为65 kg/s，当内、外二次风速分别为17和39 m/s，旋流强度为2.83(工况DM4)时，炉膛内不同高度竖直截面速度场与温度场分布见图6。在旋转对冲流场的作用下，在21179 mm高度处（下层生物质燃烧机截面1，形成了两排渐缩柱形高温区，且炉膛中心部分为低温区，温度场与流场表现出很好的协同性。随着高度的增加，在26192 mm高度处（中间
    当内、外二次风速分别为17和39 m/s，旋流强度为3.38(工况DM3)时，21179 mm标高炉膛水平面温度场特征见图7(a)，图上部为中心风投入运行工况，图下部为中心风退出工况。可以看出，中心风投入时在距离一次风喷口450 mm处，烟气温度上升到1 350℃，生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1100℃，二次风扩展角1100，浓煤粉气流所处的环境温度远超过其着火温度，火焰达到****   高温度及衰减速度较快。中心风退出时在距离一次风喷口450 mm处，烟气温度上升到1 460℃，生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 180℃，二次风扩展角1100，火焰离喷口距离明显减小，喷口附近水冷壁处烟气温度升高。选取26192 mm标高水平截面为研究对象，计算温度场见图7(b)。在距离一次风喷口450 mm处，烟气温度上升到1 390℃，生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 155℃，二次风扩展角1120，炉内火焰无明显偏斜现象。
    固定内、外二次风速分别为17和39 m/s，将旋流强度增加到3.86(工况DM2)，选取26192 mm标高水平截面为研究对象。见图8(a)，在距离一次风口450 mm处，烟气温度上升到1 450℃，燃器喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 180℃，二次风扩展角1200，火焰出现了偏斜，并且出现了明显的高温烟气刷壁现象。数值模拟结果表明，内二次风旋流强度对生物质燃烧机火焰影响非常明显，旋流强度较大时侧水冷壁区域温度升高。原因为固定内、外二次风量情况下，内二次风旋流强度的*后，煅烧器出口流场旋流强度明显增强。固定旋流强度3.38，内、外二次风速分别取23和研究对象，见图8(b)，在距离一次风喷口450 mm处，烟气温度上升到1 430℃，生物质燃烧机喷口周围区域距离水冷壁350 mm处温度为1 170℃，二次风扩展角1150，且出现了明显的高温烟气刷壁现象。可见，内二次对生物质燃烧机火焰影响较大。对比工况DM2与CMii可以发现，与改变内二次风旋流强度相比，内二次风速变化对生物质燃烧机流场的影响要弱一些。原因为，锅炉实际运行过程中受二次风率的限制，增加内二次风量的同时减小了外二次风量。
    数值模拟结果表明，生物质燃烧机中心风对火焰根部距离影响明显，中心给粉可以*火焰根部距离，并且能够增加火焰刚性。内二次风旋流强度及风量*时将导致生物质燃烧机出口火焰迅速燃烧，近壁区域温度升高。同时火焰出现偏斜现象，容易引起生物质燃烧机喷口周围及炉膛水冷壁侧墙结渣。
4实际工业试验研究
4.1  冷态试验
    根据相似原理，经理论计算，雷诺数Re取1.8xl05。根据数值模拟结果，选取温度场与流场协同性较好的E层生物质燃烧机为研究对象[21-22]，E层生物质燃烧机位置见图1。冷风空气动力场结构见图9，与数值模拟结果进行比较，比较工况为DMo、DMs、DM6、CM7、CMio、CM12，改变风量双旋流强度时，数值模拟与冷态试验结果的变化趋势高度一致，数值模拟结果能够比较准确地反映生物质燃烧机流场变化趋势。
4.2热态试验
    锅炉投入运行后，选取靠近看火孔的C5生物质燃烧机进行旋流强度和风量的调节，C5生物质燃烧机位置见图1。采用铠装镍铬一镍硅热电偶对生物质燃烧机着火点测量，以6300C作为着火基准点，选取表2(a)、(b)中典型工况参数，实测火焰跟部离一次风喷口距离，并将此数据与对应工况下数值模拟结果进行比较，见图10。数值模拟结果与实测值****   大偏差在15%以内，变化趋势与数值模拟结果一致。与图4进行力叱较还可以发现，回流区根部距离与实测结果的变化趋势也一致。选取C5生物质燃烧机进行旋流强度和风量的调节时，通过Cyesco型便携式高温内窥镜进行生物质燃烧机喷口及侧墙水冷壁观察。在内二次风旋流强度风量较大的情况下，生物质燃烧机喷口出现了结渣。能够观察到生物质燃烧机冲刷水冷壁的现象，与全炉膛热态模拟结果一致。通过设备改进和燃烧调整后，锅炉在高、低负荷下燃烧印尼煤均可稳定运行，生物质燃烧机喷口及侧水冷壁区域不再发生结大渣现象，负荷变化时及时改变生物质燃烧机投入数量，对于单只生物质燃烧机不做深度调节。*结渣现象消失，设备改进与燃烧调整效果明显。
5结论
    1)模拟计算结果在定性上与试验及实际运行结果吻合较好，表明利用CFD进行炉膛和生物质燃烧机喷口结渣的数值计算是可行的。
    2)生物质燃烧机中心风对火焰根部距离影响明显，中心风投入及中心给粉可以有效的起到****生物质燃烧机喷口结渣的作用，且能增加火焰刚性。
    3)生物质燃烧机内二次风旋流强度及风量对射流的影响非常大，随着内二次旋流强度及风量的*，回流区宽度*，长度减小，总体趋势*；外二次风量对扩展角影响较大，内二次风旋流强度及风量过大时容易引起火焰贴壁，导玫侧水冷壁结渣。
    4)当内二次风量减小到0及内二次风旋流强度****小时，回流区也非常明显，喷口出现结渣时，可将内二次风量与旋流强度调至下限。

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