燃烧器燃烧过程的数值模拟与应用

2005年ll月第28卷第ll期

重庆大学学报（自然科学版）

JOurnaIOfChOnggingUniVersity（NOturOIScienceEditiOn）

NOV.2005 VOI.28 NO.ll

文章编号：l000-582X（2005）ll-0089-04

燃烧器燃烧过程的数值模拟与应用

熊小刚，童明伟，严 嘉

（重庆大学动力工程学院，重庆 400030）

＊

摘 要：分析了攀钢发电厂l#锅炉主蒸汽温度偏低的原因，提出了将燃烧器喷口上仰、切圆直径减

小的改造方案，采取炉膛数值计算和锅炉常规热力计算相结合的方法进行了定量分析，并将计算结果用于实际锅炉燃烧器改造.改造后的运行实验结果表明：锅炉的数值模拟是正确的，达到了预定目标.

关键词：燃烧技术；蒸汽温度；切圆直径；热力计算 中图分类号：TK224文献标识码：A 攀钢发电厂l#炉系哈尔滨锅炉厂制造的HG-4l0/9.8-YMll型单汽包自然循环、集中下降管、!型布置的固体排渣煤粉炉.燃烧器为角式直流式燃烧器，采用四角切向布置，假想切园直径为l000mm（逆时针旋转）；燃烧器设置3层共l2只一次风喷口，其中三次风喷口下倾7 .锅炉前部为炉膛，四周布满膜式水冷壁，炉膛断面为9980mmX9980mm的正方形，炉膛出口处布置屏式过热器，水平烟道装设两级对流过热器，过热器系统采用两级喷水减温进行汽温调节.锅炉自l993年6月投产以来，主汽温度一直偏低25~40C.为了解决锅炉主汽温度偏低的问题，攀钢发电厂于200l年5月对锅炉进行了试验，认为改变燃烧喷口位置才是解决问题的最佳方案.为此对燃烧器位置与燃烧特性进行了数值模拟，并依据模拟结果来指导锅炉改造.

计算时，无法考虑喷口的安装角度、切圆直径和一次风改变的影响，因此本次改造设计计算采用了常规换热计算和炉内换热数值模拟计算相结合的方法进行.

2 计算与分析

为了确定合适的喷口上仰角度和切圆，进行了分析计算.计算工作分两部分进行，对炉膛出口后面的对流换热设备，采用常规的热平衡计算方法，对炉膛换热采用数值模拟计算的方法进行计算.

2.l 控制方程

由于燃烧过程的复杂性，要准确模拟化是很困难的，任何模型都是一定程度上的近似.文中采用双平行反应模型来模拟煤的热解过程.完整的煤粉炉内燃烧过程数值模型应至少包括如下子过程：气体湍流、颗粒弥散、热解、气相燃烧、焦炭燃烧、辐射传热等，下面将分别加以介绍：

2.l.l 气体湍流方程

锅炉炉内的气体流动为三维湍流反应流，其平均流可视为稳态流，因此，可用通常的守恒方程进行描述.对于湍流则采用标准的k-"湍流模型.气体流动模型包括三维的连续性方程、动量方程及k和!的2个输运方程，可统一表达为以下形式：

"k）+"kUi）=0c0xi#c0k

+Ck+Cb-"!-YM+Sk.（l）#+

$k0xj

l 提高锅炉主汽温度的优选方案

由实验结果得到本炉提高过热器蒸汽温度的可行方案：

l）一、二次风口上仰，提高炉内火焰的燃烧中心，但一次风口上仰后，燃烧器喷嘴的迎风面磨损大大增强，因此，上仰后燃烧器必须从结构和材质上进行改进以解决表面的磨损.

2）缩小炉内切园直径同样是十分有效而简单的方法.

经综合考虑，电厂拟采用改变炉内燃烧切园直径和喷口上仰角度对l#炉进行改进.但喷口上仰角度多大？切园直径又如何选取？由于常规的炉内辐射换热

＊

00xj

[()]

00

"!）+"!Ui）=0c0xi

收稿日期：2005-06-l4

作者简介：熊小刚（l968-），男，成都人，重庆大学硕士研究生，高级工程师，攀钢发电厂总工，主要从事工程热物理方向研究.

9000xj

重庆大学学报（自然科学版） 2005年

[(

t0

+S .+Cl Gk+C3 Gb-C2 +xkk0 j

)]

2

则颗粒吸收的能量有气相导热，辐射传热和颗粒相反应对自身的加热.颗粒的能量平衡方程可写为：

cmpc

=（mphp）=hp+Opc+Opr+Opb.（8）ctct 式中，Opr为颗粒与气相之间的辐射传热，在此处可以忽略.2.l.4 辐射方程

考虑网格内介质的温度T和气体对辐射能束的吸收、发射以及颗粒对辐射能束的吸收、发射和各向同（2）

式中，如速度的3个分量 代表所有的气相变量，U，1，w、压力P、湍流动能k及其耗散率 、混合分数f及其脉动均方值g和比焓h等.气体的源项或汇项为S ，而Sp 是由固体颗粒引起的源项.所用到的源项及扩散系数都示于表l中，表中列出f，g和h方程的源项及扩散系数只是为了表达的完整性，后面将会详细介绍.

2.l.2 颗粒弥散方程

颗粒运动的计算运用拉格朗日方法，已知气体的流场，就可以按时间积分求出各个颗粒的运动轨迹.

颗粒的瞬态运动方程如下：

cUpict=gl

i+ Ui-Upi）.（3）rp

表l 气相守恒方程中的源项和扩散系数

S SP

l00-cMP/ct

Ui tSUi-c（MPUip）/ct

k t/ kGk- 0 t/ （ClGk-C2 ） /k

0f t/ f0

-cMP/cth

t/ h

-OR

-c（MPhP）/ct



（0f/0x）2

+g C2

gl tt/ g（0f/0y）+

（0f/0z）

20

-Cg2 g/k

2.l.3 化学反应方程

式中反应速率常数kl和k2由Arrhenius公式给定k-El=Alexp

(l

RT).（4）a1k(-E2=A2exp2

RT)

.（5）

a1

因此，这一模型包含有6个经验常数Yl、Y2、El、E2、Al和A2.该模型的一个重要特征就是El

相应于这一模型，挥发分的生成速率为：

cY1ct=（cY1l+cY12）

ct

=klYl+k2Y2（6） 式中Y1为原煤中挥发分的质量分数.

煤焦燃烧速率为：

cMp

ct

=!ktP 2pVox.（7）性散射时，辐射能束通过一个网格时的强度变化为：

cI

ct

=-（Ka+Kp+KS）I+

KKS!

!

aT4+K4pTp）+4!｝

40

Ic （9）

式中，Ka为气体的吸收系数，Kp为颗粒的吸收系数，KS为颗粒的散射系数，式中最后一项代表从其它方向散射入 方向的能束对辐射强度的贡献.2.2 计算分析

对上述通用气体湍流方程组（l），可采用SpaI-cing，Patankar等建立起来的数值方法进行计算，其中计算区域的离散化采用正交非均匀交错网格，实用控制容积法推导差分方程，差分格式可选混合格式或27点格式，差分方程的求解采用压力-速度校正的SIM-PLER方法.颗粒相的计算采用拉氏方法，气相-颗粒相间的耦合采用PSIC算法实现.

烧嘴上仰，切圆直径缩小后的炉内换热量无法由常规热力计算确定，只有依靠炉内数值模拟计算来确定炉膛出口烟温的提高量，以期达到合适的主蒸汽温度.

各模拟工况下的煤样、各喷口的风速等均按设计工况给定.模拟计算主要考察3种工况，其中：工况l为设计工况，其假想切圆采用设计值l000mm，各二次风喷口水平布置，三次风喷口下倾7 ；工况2的假想切圆为设计值，但二次风喷口上仰7 ，三次风喷口水平布置；工况3在工况2喷口上仰的基础上，进一步减小假想切圆至650mm.综合比较上述3工况，可考察喷口上仰和切圆减小对炉膛出口烟气温度的影响.

各工况的流动模拟采用均45>50>l20的网格，为减小计算量，辐射传热模拟采用较粗的27>26>60网格.

2.3 计算结果分析2.3.l 速度场

图l分别给出了各工况下中层煤粉喷口水平断面的热态速度分布，对比各图可见，对于工况2和3，实际切圆由于喷口上仰而明显的较设计工况时大，从设

第28卷第11期 熊小刚，等： 燃烧器燃烧过程的数值模拟与应用

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计工况的约6.5m增大到约7.4m；工况3虽然减小了假想切圆，但实际切圆和工况2时接近.仔细观察壁面附近的气流速度还可发现，对于工况1，壁面附近的最大流速可为8~10m/S，工况2的壁面附近最大流速设计工况相当，但平均冲刷速度增大，工况3则由于假想切圆减小，其平均流速和最大流速都有所下降.

图3则给出了代表工况下炉膛中心竖直断面的温度分布的代表结果，由图可看出，当二次风喷口上仰时，如工况2和工况3，炉内的高温区域将显著地上移，炉膛出口的烟气温度将会有所上升，这和工程实践的经验相吻合.

（a）caSe1

（b）caSe2

图1 中层煤粉喷口水平剖面速度分布（单位：m/S）

注：!=14.2m，"=31

2.3.2 温度场

图2给出了各工况下中层煤粉喷口水平断面的温度分布一张计算结果，由图可见，当二次风喷口上仰时，如工况2和工况3，由于实际切圆增大，炉内的高温区域虽然有向壁面附近偏移的趋势，但在壁面附近的绝大部分区域，工况2和工况3的烟气温度仍然低于1600K，低于煤灰的变形和熔融温度.

图2 中层煤粉喷口水平剖面温度分布图

图3 炉膛中心竖直剖面的温度分布

图4则分别给出了各工况下在折焰角处水平剖面的温度分布，可见，对于工况2和工况3，炉膛出口的烟气温度水平整体将会有所上升.

图4 折焰角处水平剖面温度分布（单位：K）

2.3.3 总体参数

模拟计算得到的各配风方式下的燃尽率、炉内对流、辐射传热量和炉膛出口平均温度如表2所示.

表2 不同工况的总体运行参数工况工况1工况2工况3燃尽率/%88.087.486.5炉内辐射/kW[***********]炉内对流/kW[**************]炉膛出口温度/K

1408

1461

1481

2.3.4 方案的实施

根据上述计算和分析，我厂对1#炉燃烧器进行了如下改进：

1）将一、二次风喷口度由原水平布置改为上仰

92

7 ；三次风喷口由原下倾7 改为水平安装.

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而降低了发电标煤耗.燃烧稳定后测得的飞灰和大渣含碳量亦没有明显提高.

2）将炉内假想切园直径由l000mm改为650mm.

将燃烧器改为3）采用回流区射流分级着火技术，

开缝钝体燃烧器，强化了燃烧器的稳焰能力，消除了一、二次风喷口上仰及炉内切园缩小对燃烧稳定性的不利因素.

4）燃烧器（包括钝体、壳体和整流板）材料选用ZGCr27Nil7Mn3N，并加厚燃烧器迎风面，以解决喷口上仰造成的磨损.

l#炉数值模拟的计算数据改造后投入了运行，在对燃烧系统全面调整的基础上进行了锅炉主汽温度调整试验.该试验在70%和l00%负荷的2种工况下进行.表3为l#炉运行中采集的一组数据.

表3 l#炉运行数据统计

70%负荷

给水温度左主蒸汽温度右主蒸汽温度左二级减温水右二级减温水左侧排烟温度右侧排烟温度

22lC536C535C2.89t/h3.l4t/hl05C94C

l00%负荷227C537C537C4.04t/h4.llt/hl38Cl24C

3 结 论

攀钢发电厂l#锅炉燃烧器改造的实践表明，针对主蒸汽温度偏低的问题，当燃烧调整无法弥补时，可采用燃烧器喷口上仰、切圆减小和改进燃烧器结构方法加以改善.采取炉膛数值计算和锅炉常规热力计算相结合的方法进行定量分析论证是可靠的，将其用于实际锅炉燃烧器改造，达到了预期的目标.参考文献：

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［5］ MUHLENH-J，SOWAF.FactorsInfiuencingtheIgnitionof

CoaiParticais-studieswithPressurizedHeated-gridAppara-［J］.Fuei，l995，74（ll）：l55l-l554.tus

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气固两相流动的数值模拟［J］.动力工程，2002，22（5）：l928-l93l.

由以上数据可以看出，主汽温度完全达到了改造的要求，并有一定的减温水投入，排烟温度与设计值相比较基本没有提高（设计值为l35C），使机组的回热加热系统全部投入，大大提高了机组的循环热效率，从

NumericalValueStimulationandRunExperiment

ofBurningDeviceinaBoiler

XIONGXiao-gang，TONGMing-wei，YANJia

（CoiiegeofPowerEngineering，ChonggingUniversity，Chongging400030，China）

Abstract：Thisarticieanaiyzeswhatcausestheiowermainsteamtemperatureofl#boiierinthePZH-SteeiPiant，thendesignsreconstructiveprojectofspoutofburningdevicewhichwiiibeupanddiameteroftangentroundwhichwiiibedecreased.Atthesametime，itisanaiyzedthroughnumericaivaiuestimuiationandusuaithermaicaicuiationofboiier，andtheresuitofcaicuiationisusedtoreconstructtheactuaiboiier.Theresuitofreconstructiverunexperimentshowsthatnumericaivaiuestimuiationwascorrect，andattainsanticipatedobject.

Keywords：burning；steamtemperature；diameteroftangentround；thermaicaicuiation

（编辑 陈移峰）

燃烧器燃烧过程的数值模拟与应用

作者：作者单位：刊名：英文刊名：年，卷(期)：被引用次数：

熊小刚， 童明伟， 严嘉， XIONG Xiao-gang， TONG Ming-wei， YAN Jia重庆大学,动力工程学院,重庆,400030

重庆大学学报（自然科学版）

JOURNAL OF CHONGQING UNIVERSITY(NATURAL SCIENCE EDITION)2005,28(11)1次

1.徐江荣;周志军;刘建忠 煤粉浓淡旋流燃烧器喷口气固两相流动的数值模拟[期刊论文]-动力工程 2002(05)

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本文链接：http://d.g.wanfangdata.com.cn/Periodical_cqdxxb200511024.aspx