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600MW超超临界墙式切圆锅炉炉内燃烧过程数值模拟


图书分类号:TK224 U.D.C.: 621.18

工学硕士学位论文

600MW 超超临界墙式切圆锅炉炉内 燃烧过程数值模拟

硕 士 研 究 生: 刘敦禹 导 师: 吴少华教授 申请学位级别: 工学硕士 学 科 、 专 业: 热能工程 所 在 单 位: 能源科学与工程学院 答 辩 日 期: 2010 年 7 月

授予学位单位: 哈尔滨工业大学

Classified Index:TK224 U.D.C.: 621.18

Dissertation for the Degree of Master in Engineering NUMERICAL SIMULATION OF COMBUSTION PROCESSES IN 600MW ULTRA SUPERCRITICLE WALLTANGENTIALLY FIRED BOILERS

Candidate: Supervisor: Academic Degree Applied for: Specialty: Date of Oral Examination: University:

Liu Dunyu Prof. Wu Shaohua Master of Engineering Thermal Energy Engineering July, 2010 Harbin Institute of Technology

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墙式切圆燃烧是一种新型的切圆燃烧方式,本文在计算流体力学 (CFD)软件 Fluent6.3 平台上,分别模拟燃用烟煤和褐煤的 600MW 墙式切圆 锅炉炉内燃烧过程。计算中气相湍流流动模型采用可实现的 k-ε 双方程模型, 气固两相流动模型采用随机轨道模型,辐射换热模型采用 P-1 辐射模型,挥发 分燃烧模型采用混合分数 PDF 方法,焦炭燃烧采用扩散动力模型。 本文的第一部分模拟了墙式切圆烟煤锅炉的空气动力场、温度分布、炉 内组分分布、SOFA 风率对氮氧化物生成以及炉膛出口烟温偏差的影响和壁面 热负荷分布。结果表明:炉内切圆形成良好,充满度高,炉内温度较高的区域 集中靠近壁面附近,在炉膛内部不存在温度较低区域,炉内燃尽程度高。主燃 烧区氧浓度较低,在靠近喷口不远处氧气就会耗尽,而炉内 CO 浓度较高,有 利于降低氮氧化物的生成。组织空气分级低氮燃烧技术的关键为主燃区焦炭燃 烧在缺氧条件下进行, SOFA 区域氧浓度不能太高,合理的优化主燃区与 SOFA 区氧量配比是关键。SOFA 风率的增加炉内温度分布趋于均匀,炉膛出 口 NO 浓度并不是随着 SOFA 风率的增大而单调减小,而是在 25% SOFA 风率 下,NOx 排放量最小。炉膛出口烟温偏差在 15% SOFA 风率下为最大 60K,烟 温偏差不大。壁面热负荷沿宽度方向的分布呈现 V 形,W 形和 U 形。 本文的第二部分模拟采用了考虑热解成分的非预混燃烧方法,通过与未考 虑水分的模拟方法比较可知:一次风射流温度梯度减小,氧浓度梯度减小,主 燃区横截面高温区范围减小,考虑水分对于一次风的射流衰减产生重要的影 响。通过与热力计算的比较可知:传统燃料定义方法在炉膛出口烟气成分上与 热力计算相吻合。通过对元宝山 3#炉的模拟与实验值的对比可知,实验值与模 拟值吻合良好,证明了数值模拟的可靠性。 本文第三部分采用第二部分的新方法来模拟褐煤燃烧,模拟结果表明: 切圆规整,火焰充满度好,水分影响了煤粉初期的燃烧,但较大的高温区仍能 够保证煤粉的充分燃尽。水平浓淡燃烧方式降低炉膛出口 NO 浓度约 10%。增 大一次风速后,煤粉着火距离增大,不利于煤粉的着火,并且平均温度降低不 利于煤粉的燃尽,炉膛出口 NO 浓度增加,因此优先选择较低一次风率。墙式 切圆锅炉能有效的控制炉内切圆直径的大小。减小切圆直径后,炉内高温区变 大,燃烧更加集中,炉膛出口温度有所增加,炉膛壁面贴壁风速减小。 关键词 墙式切圆锅炉;煤粉燃烧;数值模拟;热解
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Abstract
Wall-tangential firing is a new tangentially fired approach. Based on the platform of CFD software Fluent 6.3, the combustion processes in 600MW walltangentil bitumite-fired and lignite-fired boiler were simulated separately. In the simulation, we adopted general simulation models. The Realizable k-ε two equations turbulent model was used to simulate the turbulence. The stochastic tracking model was applied to analyze the gas-solid flow field. The P-1 model was applied to simulate radiation. Two competing reaction model was used to simulate the devolatilization process. Probability Density Function (PDF) was used to model the combustion of volatile. Diffusion-kinetics model was used to simulate char combustion. In the first part, air dynamic field, temprature field, the distribution of different species in the boiler, distribution of heat flux to wall, the influence of SOFA ratios on the production of NOx and deviation of temperature at the outlet of the furnace were simulated in the wall tangential bitumite-fired boiler. The result shows, the tangential circle is entirely formed, and large enough. The high temperature zone is concentrated in the neighbourhood of water wall. Low temperature zone doesn’t exist in the furnace, and burnout ratio is quite high. The concentration of oxygen in the main combustion zone is quite low, and it is consumed entirely quite close to the nozzles, in addition, concentration of carbon monoxide is quite high, both are favorable for lowering the production of NOx. The key for organizing air staged low NOx combustion is that char combust under the condition of lean oxygen in main combustion zone. The concentration of oxygen in SOFA zone shouldn’t be too high, so the key for low NOx technique is the optimization of oxygen ratios between main combustion zone and SOFA zone. The temperature in the furnace along the height tends to be more even with the increase of the SOFA ratio. The concentration of NO isn’t monotonically reduced with the increase of SOFA ratio. The emission of NOx is the lowest when the ratio of SOFA is 25%. The deviation at the outlet of the furnace reaches its maxmum 60K when the ratio of SOFA is 15%, so the deviation is not quite large. Heat flux to the water wall has three different distributions which are in the form of V, W and U.
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In the second part, the non-premixed combustion which accounts for the detailed pyrolysis product was adopted. From the comparision with the simulation method which doesn’t account for water in coal, we can draw the conclusion that the gradient of temperature of the primary air is lowered as well as the gradient of oxygen. The extent of high temperature in the cross section of the main combustion zone is reduced. Water in coal has important influence on the attenuation of the primary air. From the comparision with the thermal calculation, we can get that the traditional fuel definition method is in accordance with thermal calculation. The comparision of the simulation in 3# boiler of Yuan Baoshan with experiment shows, experiment is in accordance with simulation, which proves the reliable of the simulation. In the third part, new method in the second part was used to simulate the lignite combustion, and the results show that the circle is entirely formed, large enough. The water has influence in the beginning stage of coal combustion, but large high temperature zone can still ensure the burnout of coal. Horizental staged combustion can decrease the concentration of NO by 10% at the outlet of the furnace. With the increase of the primary velocity, the distance of ignition increases, which is unfavorable for the ignition of coal, furthermore, the decrease of average temperature is unfavorable for the burnout. NO concentration at the outlet of the furnace increases. Low primary ratio is the priority choice. Wall-tangentiallly fired boiler can control the tangential circle effectively. When reduce the tangential circle, the extent of high temperature is enlarged, so combustion becomes more concentrated and the temperature at the outlet of the furnace increases. The velocity in the neighbourhood of water wall decreases. Keywords Wall-tangentilly fired boiler; Coal combustion; Numerical simulation; Pyrogenation

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要 ...........................................................................................................................I

Abstract ....................................................................................................................... II 第 1 章 绪论 ................................................................................................................ 1 1.1 课题背景 ........................................................................................................... 1 1.2 墙式切圆煤粉燃烧技术研究现状 ................................................................... 4 1.3 煤粉锅炉燃烧过程数值模拟研究现状 ........................................................... 5 1.3.1 国外研究现状 ............................................................................................ 5 1.3.2 国内研究现状 ............................................................................................ 5 1.4 课题研究的内容 ............................................................................................... 6 第 2 章 计算模型选择 ................................................................................................ 8 2.1 气相湍流模拟 ................................................................................................... 8 2.1.1 气相湍流模型概述 .................................................................................... 8 2.1.2 本文选用的气相湍流模型 ........................................................................ 9 2.2 气固两相流动模型 ......................................................................................... 11 2.2.1 气固两相湍流模型概述 .......................................................................... 11 2.2.2 本文选取的气固两相湍流模型 .............................................................. 12 2.3 辐射换热模型 ................................................................................................. 14 2.3.1 辐射换热模型概述 .................................................................................. 14 2.3.2 本文所用的辐射换热模型 ...................................................................... 15 2.4 煤粉燃烧过程模型 ......................................................................................... 16 2.4.1 煤粉加热和冷却过程 .............................................................................. 16 2.4.2 煤粉水分蒸发过程 .................................................................................. 16 2.4.3 煤粉水分沸腾过程 .................................................................................. 17 2.4.4 挥发分析出模型 ...................................................................................... 17 2.4.5 挥发分燃烧模型 ...................................................................................... 19 2.4.6 焦炭燃烧模型 .......................................................................................... 20 2.4.7 本文选取的煤粉燃烧过程模型 .............................................................. 21

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2.5 选用的氮氧化物生成模型 ............................................................................. 23 2.5.1 热力型 NOx 生成模型 ............................................................................. 24 2.5.2 燃料型 NOx 生成模型 ............................................................................. 24 2.6 本章小结 ......................................................................................................... 25 第 3 章 墙式切圆烟煤锅炉燃烧过程模拟 .............................................................. 26 3.1 计算锅炉原型 ................................................................................................. 26 3.2 网格划分 ......................................................................................................... 27 3.3 模拟工况 ......................................................................................................... 27 3.4 炉内空气动力场 ............................................................................................. 28 3.5 炉内温度分布 ................................................................................................. 29 3.6 燃烧气体组分分布 ......................................................................................... 31 3.7 NO 生成特性的研究 ....................................................................................... 34 3.8 SOFA 风率对温度及组分分布影响 ............................................................... 41 3.9 SOFA 风率对炉膛出口烟温偏差的影响 ....................................................... 43 3.9.1 炉膛出口烟温分布 .................................................................................. 44 3.9.2 SOFA 风率对残余旋转的影响 ................................................................ 45 3.10 热负荷分布 ................................................................................................... 46 3.11 本章小结 ....................................................................................................... 50 第 4 章 考虑水分影响的褐煤锅炉燃烧模拟方法研究 .......................................... 52 4.1 4.2 4.3 4.4 4.5 考虑水分方法概述 ......................................................................................... 52 热解成分计算 ................................................................................................. 52 炉内温度分布比较 ......................................................................................... 53 一次风射流比较 ............................................................................................. 54 一次风射流刚性及衰减特性比较 ................................................................. 55

4.6 炉膛出口主要烟气成分比较 ......................................................................... 56 4.7 考虑水分的褐煤锅炉燃烧模拟方法验证 ..................................................... 57 4.7.1 研究对象与网格划分 .............................................................................. 57 4.7.2 温度分布对比 .......................................................................................... 58 4.7.3 烟气成分对比 .......................................................................................... 59 4.8 本章小结 ......................................................................................................... 59 第 5 章 墙式切圆褐煤锅炉燃烧过程模拟 .............................................................. 61 5.1 研究对象与网格划分 ..................................................................................... 61
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5.2 热态模拟工况说明 ......................................................................................... 63 5.3 炉内空气动力场 ............................................................................................. 64 5.4 炉内温度场 ..................................................................................................... 65 5.5 炉内氧浓度场 ................................................................................................. 67 5.6 一次风采用水平浓淡燃烧技术的分析 ......................................................... 68 5.7 一次风风率变化对燃烧的影响 ..................................................................... 70 5.7.1 一次风率对截面切向速度的影响 .......................................................... 70 5.7.2 一次风率对燃烧器区域的影响 .............................................................. 71 5.7.3 一次风率对截面平均温度分布的影响 .................................................. 72 5.7.4 一次风率对炉膛出口 NO 浓度影响 ...................................................... 73 5.8 一次风偏转角度的影响 ................................................................................. 74 5.9 一二次风假想切圆的影响 ............................................................................. 77 5.10 本章小结 ....................................................................................................... 79 结 论 ........................................................................................................................ 80 参考文献 .................................................................................................................... 82 攻读学位期间发表的学术论文 ................................................................................ 87 哈尔滨工业大学硕士学位论文原创性声明 ............................................................ 88 哈尔滨工业大学硕士学位论文使用授权书 ............................................................ 88 致谢 ............................................................................................................................ 89

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第1章 绪论
1.1 课题背景
能源问题是当今世界面临的重大难题,也是对人类生存和发展的重大考 验。如何利用好能源是当今世界的重要议题。据英国石油集团公司( BP 公 司)2009 年世界能源统计,自 1998 年到 2008 年,世界一次能源的消费量每年 以 1%~4%的速度增长着。仅 2008 年的一次能源的消耗量为 11294.9MTOE。 其中煤炭消耗量在一次能源中所占的比重稳居第二位,为 3303.7MTOE。2008 年年底世界探明的煤炭储量为 826001MT,储采比为 122 年。约为石油储采比 的 3 倍,天然气储采比的 2 倍[1]。因此,煤炭将在未来相当长的时间里占据一 次能源结构中的主要部分。 中国是世界上最大的煤炭生产国和消费国[2]。2007 年我国原煤产量 25.26 亿吨,煤炭消费需求为 25.86 亿吨。其中 13.05 亿吨用于发电,大约占到总量 的 50%。在中国的能源消费构成中原煤的消费比例为 80.87%(电热当量计算 法)[3]。因此中国的能源战略以煤炭为主是由我国的国情决定的。 随着国家对于清洁燃烧的关注,根据国家能源局的规划,会加快火电“上 大压小”的步伐,国家将逐步关停小火电机组,相应建设大型、高效、清洁燃 煤机组。虽然,从 2008 年的发电量结构来看,火电发电比重已经回落,不过 目前政府对于清洁能源的建设热情,并不会改变未来数年内火电在我国电源结 构中的支配地位[4]。 煤燃烧会产生大量的污染物质,其中氮氧化物是燃煤产生的主要气体污染 物之一,氮的氧化物通称为氮氧化物 NOx ,造成大气污染的主要氮氧化物是 NO 和 NO2。NOx 与 SO2 一样是形成酸雨的罪魁祸首。在相同浓度下,由氮氧 化物形成硝酸雨,比硫酸雨危害程度大 4 倍。NO 进入大气后会与氧反应形成 NO2,NO2 在阳光的作用下会参与光化学烟雾的形成。此外,NOx 污染引发的 温室效应是大约是 CO2 的 200-300 倍,其污染产生的经济损失和防治所需的价 值量比 SO2 高出 33.3%[5]。世界银行根据我国目前污染物排放状况预计,2020 年中国燃煤污染导致疾病需付出经济代价达 3900 亿美元,占国内生产总值的 13%[6]。 2007 年我国火电 NOx 排放量约为 840 万吨(全国排放总量 35%~40%) 。
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虽然我国采取了“上大压小”,在役机组的低氮燃烧技术改造和新增机组部分 烟气脱销装置建成并运行,对降低氮氧化物排放起到一定的作用,我国火电行 业单位发电量的氮氧化物排放水平依然很高,为 3.1g/kw。与发达国家 1999 年 排放水平相比,约为美国的 1.3 倍,英国的 1.6 倍,德国的 3.4 倍,日本的 10 倍[7]。在最新的《火电厂大气污染排放标准》的征求意见稿中明确指出,对于 重点地区新建电厂将执行 200mg/m3 的限值,对于其它地区新建电厂将执行 400mg/m3 的限值[8]。因此,研究高效,宽煤种适应性的,低氮氧化物排放的煤 粉锅炉是未来的发展方向。 控制煤燃烧产生的污染物(如 NOx、SO2 等)主要从三个途径入手:第一种途 径为改善燃烧,第二种途径是燃料脱氮(硫),第三种途径是烟气净化。由于后 两种方法难度大,成本高。当前的有效途径是改善燃烧,燃烧室的温度分布和 燃烧区的过量空气系数对 NOx、SO2 等污染物的生成和排放有着很大的影响。 既要保证完全燃烧,又要抑制 NOx 等的生成,必须合理的组织燃烧[9]。 除了解决污染物排放的问题外,还要开发能稳定燃烧劣质煤种的方法。随 着国家对能源的需求量增加,国内外普遍开发和利用劣质煤。目前四角布置切 向燃烧方式比较成熟,我国大型火电设备燃用低挥发份煤的锅炉几乎都采用这 种布置方式。对于挥发份Var≤12% ~ 14%的无烟煤,在国外大多采用W型火焰 燃烧,在我国,W型火焰锅炉数量较少,并且结构和布置都相对复杂,煤种使 用范围有一定限度,所以国内以角式切圆布置的方式的垄断地位会长期不变。 随着电力工业的发展,对电站锅炉的要求提高,不仅要满足调峰要求,燃料范 围及低负荷稳燃特性也要好。虽然国内开发了一系列燃烧器来改变燃烧初期的 燃烧状况,但实际的使用效果还未尽人意,对煤质和负荷的适应性,可靠性方 面的问题依然没有完全解决[10]。因此,墙式切圆锅炉应运而生,这种锅炉不仅 继承了切圆燃烧的优点将燃烧器喷口布置在壁面热负荷最高区域, 即布置在矩 形炉膛的四墙中心附近, 既充分利用了切圆燃烧方式中特有的气粉混合强烈, 各射流之间相互协作, 上游射流高温烟气可点燃下游煤粉气流、湍动度大、燃 尽率高的优点,又吸收W 形火焰、U 形火焰中使射流卷吸到炉膛内最高温度 水平烟气的特点。另外, 切圆旋转的高温烟气能直接冲刷至燃烧器喷口焰根部, 这是以往的切圆燃烧方式及W 形、U 形火焰燃烧方式都不具备的。 传统四角切圆燃烧方式,由于炉膛是四方形,炉壁四周各点到达切圆中心 距离不等,炉内切圆旋转的热气流对四周辐射热负荷也不等。且燃烧器喷口冷 煤粉气流会降低角部温度,导致壁面中间区域的局部温度远高于四角喷口处, 这就较易产生水冷壁局部温度大于灰熔点温度。此时,如果炉内实际切圆过大
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或有个别射流偏斜,就产生结渣。将燃烧器布置在四墙中心附近,一方面利用 四墙中心附近所受投射热负荷高,可强化煤粉着火的特点,另一方面燃烧器布 置在四墙中心附近后,可吸收大量的着火热,降低此处壁面热负荷,达到燃烧 器区域四周壁面热负荷分布均匀,消除局部温度偏高现象[11]。 燃烧器四墙中心布置时,喷口距炉膛中心距离大大缩短,射流刚性较强。 假设射流的扩展角相同,作用点处的射流宽度相对角置燃烧器射流要小,上游 对下游射流的推动力及范围大大减小,从而使下游射流的转偏减小。同时,由 于射流由喷口至火焰中心的距离较短,当射流到达火焰中心时,仍保持着较大 的速度和湍流度。所以炉内燃料、空气和热烟气可充分混合,有利于燃料的燃 尽。另外,四墙切圆方式射流两侧补气条件好,射流与壁面夹角一般在 80°~ 90°之间,因此,基本不会受到射流两侧压差的影响[11]。 将燃烧器四角布置改为四墙布置, 射流刚性增强, 相邻射流互相作用强烈, 使切圆在燃烧器区域旋转剧烈, 而且炉膛内燃烧器区域湍流强度增大, 传热传 质加强, 燃烧好。炉内气流强烈旋转、湍动, 使气流旋转上升过程中所受阻碍 作用增大, 旋转必然迅速衰减, 到达炉膛出口处仅剩下很弱的残余旋转。 由于墙式切圆燃烧方式在燃用劣质煤方面有很多优点,因此值得推广这种 技术,但遗憾的是很多研究只是基于试验台,而且与实炉之间的差距较大,所 以基于高参数实炉的研究对于推广这种技术有着十分重要的意义。 由于炉内换热过程的复杂性,实验的困难性,以及计算机技术的突飞猛 进,为采用数值模拟的方法研究炉内燃烧过程和污染物生成过程提供了有利的 条件。近年来,对于炉内燃烧过程的数值模拟已经日趋成熟和完善。并且与实 验的吻合性也证明了模拟的可靠性。国内外学者在此领域做了许多工作[12-20], 为本文的研究工作提供了理论基础。 本 文 的 研 究 工 作 以 国 内 在 运 行 的 采 用 三 菱 公 司 MACT ( Mitsubishi Advanced Combustion Technology)技术的 600MW 超临界墙式切圆锅炉和国内 正在设计中的采用哈尔滨工业大学燃烧工程研究所开发的水平浓淡燃烧器的 600MW 超临界褐煤墙式切圆锅炉为研究对象。由于对于高参数的墙式切圆锅 炉在国内来讲还比较少,因此,本文的工作将会对了解高参数的墙式切圆锅炉 的燃烧特性,最佳参数优化,以及在我国推广此项新型燃烧技术提供基础和理 论参考。

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1.2 墙式切圆煤粉燃烧技术研究现状
国内对于墙式切圆燃烧技术的研究始于 1995 年,但从 1995 年至今,对于 墙式切圆锅炉的研究论文还比较少,并且大都集中于冷态和热态实验台上。但 是,从文献中我们可以总结出来:墙式切圆燃烧方式是一种未来很有发展潜力 的具有宽煤种适应性的燃烧方式[21]。 西安交通大学率先进行了研究,章旋等[10,22,23]以国内某电厂燃用无烟煤的 670t/h 锅炉为原型,以 1:16 的比例建立冷态试验台。通过对角式切圆燃烧方 式和墙式切圆燃烧方式的速度场的对比可知:当相对切圆直径在 0.07~0.13 的 范围内变化时,燃烧器四墙布置的实际切圆直径只是四角布置时的 45% ~ 60%;在燃烧器区域的旋转火焰中心,前者的平均湍流强度比后者的平均值约 高 20%;炉膛出口水平烟道内,燃烧器四角布置的速度偏差比和速度不均匀性 系数远高于燃烧器四墙布置的情况;墙式切圆的不均匀配风情况会使旋转切圆 发生偏移,偏移方向取决于各股射流动量大小;墙式切圆燃烧锅炉可以通过组 织合理的不等配风的运行方式,在炉膛内获得椭圆形旋转气流,使四面炉墙的 热负荷分布比较均匀。 为了研究墙式切圆锅炉燃烧特性,谭厚章等[11]建立了热态试验台并进行角 式布置与墙式布置的比较研究发现:无论是燃烧无烟煤还是烟煤墙式布置比角 式布置从温度分布上都更加均匀,因此墙式切圆燃烧方式可有效的控制燃烧器 区域水冷壁结渣和高温腐蚀。同时,在该炉上研究了墙式切圆布置冷态切圆分 布与燃烧不同煤种热态切圆分布规律[24]。通过总结冷热态实验数据,并分析煤 粉着火的因素表明:墙式切圆煤粉燃烧方式保留了四角切圆的优点,并吸收了 W 型火焰锅炉燃烧劣质煤的优点,是一种较好的低反应动力煤燃烧方式[25]。 西安建筑科技大学田华丽[26],靳贵铭[27],林秀军[28]也对谭厚章等建立的 试验台进行了数值模拟研究,并与实验结果进行对比。但研究的目的是建立模 拟墙式切圆燃烧的数值模型,包括流动模型,燃烧模型,以及对流项的离散格 式等。 曹庆喜等[29]对国内某台 600MW 超超临界墙式切圆锅炉炉内燃烧过程进行 数值模拟,并对炉内的烟气成分和该种锅炉采用 SNCR 技术的可行性进行分 析。提出了最佳喷氨点的位置。司金茹等[30]的研究表明该种锅炉炉内速度和温 度分布均匀有利于锅炉的安全运行。 综上所述,对于墙式切圆的模拟和实验研究都证明了,该种炉型的锅炉具

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有很好的应用前景,也为本文的数值模拟工作提供了参考。

1.3 煤粉锅炉燃烧过程数值模拟研究现状
CFD 广泛用于煤粉锅炉的冷热态研究,因此,是一种研究锅炉燃烧的比较 成熟的方法。不论从模型的选择还是从应用研究,国内外都做了大量的工作。

1.3.1 国外研究现状
煤燃烧数值模拟主要围绕着怎样开发更加准确的描述挥发分析出,燃烧和 固定碳的燃烧,湍流和化学反应的相互作用等的数值模型。R.I.Backreedy 等[41] 采用 FG-DVC 模型计算挥发分析出成分及挥发分热解参数作为输入参数与 CFD 计算软件连用,分别采用有限速率模型和非预混燃烧/PDF 模型模拟沉降 炉内的燃烧过程。对比固定碳的燃尽程度来看,采用非预混燃烧/PDF 模型计 算结果与实验值更为接近。同时采用双混合分数/PDF 方法模拟了混煤的燃 烧,并将其结果作为输入参数输入到自开发的“Slice”模型中,结果很好的预 测了 NO 浓度和未燃尽碳浓度[42]。J.M. Jones 等[43] 用 FG-DVC 模型计算的焦油 析出速率得到的活化能与指前因子作为挥发分热解动力学参数,并在氮氧化物 生成中考虑煤焦油的还原作用。与实验值的对比可知:此种模型对于氮氧化物 的模拟要比其他方法准确。A.Arenillas 等[44]采用 FG-DVC 模型与 CFD 连用方 法,模拟了沉降炉内混煤燃烧的 NO 排放与未燃尽碳与混煤比例的关系,表明 对于煤粉性质相同的混煤,预测准确,性质差距较大的混煤燃烧预测还不准 确。 Ryoichi Kurose 等[45]采用 CFD 软件 STAR-CD 对低 NOx 燃烧器的燃烧特性 进行数值模拟,气相湍流模型采用 RNG k-ε 模型,挥发分燃烧采用单步反应模 型,挥发分燃烧采用同时考虑到动力学和漩涡耗散模型。固定碳燃烧采用扩 散-动力模型。Choeng Ryul Choi 等[46]采用 ANSYS FLUENT 软件对采用 OFA 技术的四角切圆锅炉进行炉内燃烧和氮氧化物生成的数值模拟,其中挥发分析 出模型采用双方程模型,湍流燃烧采用非预混燃烧/PDF 方法。焦炭燃烧采用 扩散-动力模型。

1.3.2 国内研究现状
詹翔等[31]运用自编的程序,采用非错列网格的 SIMPLE 算法和颗粒轨道模

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型和自开发的颗粒浓度分布数学模型对四角切圆燃烧煤粉炉进行气固数值模 拟,计算相对切圆直径与实验值吻合很好,证明了数值计算的准确性。 刘向军等[32]对四角切圆锅炉的燃烧过程进行数值模拟,比较了冷态与热态 流场的区别。 由长福等[33]采用商用 FLUENT 软件所提供的不同湍流模型对四角切向燃 烧煤粉炉内冷态流场进行模拟,通过与实验值的对比客观的评价了这些模型与 方法对该流动模拟效果的影响,为数值计算提供了参考依据。 哈尔滨工业大学孙锐等采用数值模拟软件 PHOENICS 选取合适的数值模 型,分别模拟了径向浓淡燃烧器对冲布置锅炉[34],采用垂直浓淡燃烧器的单炉 膛双切圆燃烧锅炉[35]和四角切圆锅炉的炉内燃烧过程[14]。与实验的对比表明吻 合性较好。 清华大学王志刚等[36,37]研究了不同网格对于切向燃烧锅炉伪扩散的影响, 并认为由于网格线的不合理布置导致的伪扩散误差是切向燃烧流场模拟中的主 要误差。在炉膛空气入口附近伪扩散效应会覆盖湍流粘性的作用。同时,研究 了煤焦燃烧活化能的变化对于炉内温度分布,组分分布和燃尽的影响。 陈志兵等[38],唐浩等[39],魏敦崧等[40]采用 FLUENT 软件采用合理的数值 模型对炉内燃烧过程进行数值模拟,分析了炉内组分的分布,温度分布及大型 褐煤锅炉的再燃过程。 国内外的研究结果为本文的燃烧模拟模型选择和分析方法提供了参考依 据。

1.4 课题研究的内容
本课题主要研究内容为采用合适的数值模拟模型对墙式切圆锅炉进行数值 模拟,详细分析墙式切圆锅炉的燃烧特性,主要研究内容如下: 1. 对国内某台已投运的 600MW 超超临界墙式切圆烟煤锅炉炉内燃烧过程进 行数值模拟,研究炉内速度场、温度场、氧浓度场、氮氧化物生成特性和 SOFA 风率对氮氧化物生成特性的影响,对炉内燃烧的影响,以及炉膛出 口烟温偏差的影响。同时还研究炉内热负荷分布特性。 2. 针对目前 Fluent 模拟煤粉锅炉炉内燃烧过程通常没有考虑水分对燃烧反应 的影响,采用热解的挥发分成分作为 CFD 计算的输入参数,挥发分的燃烧 采用非预混燃烧/PDF 方法,考虑水分的影响对国内运行某台 600MW 烟煤 锅炉炉内燃烧进行数值模拟,并与未考虑水分的数值模拟结果进行对比,
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对比的方面主要有一次风射流的参数,炉膛高度方向的参数变化和炉膛出 口组分的变化。最后,在另一台褐煤锅炉上采用上述方法进行数值计算, 并与工业试验结果进行比较,以证明模拟褐煤锅炉燃烧时考虑水分必要性 和本方法的可靠性。 考虑水分对一台燃烧褐煤的 600MW 墙式切圆锅炉进行数值模拟,研究空 气动力场、温度分布、燃烧组分分布。分析一次风采用水平浓淡燃烧器 时,一次风射流角度和一次风率的变化对于燃烧过程的影响。选择出最佳 的一次风率和射流角度。

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第2章 计算模型选择
煤粉锅炉燃烧过程是非常复杂的湍流流动和燃烧化学反应过程。描述该复 杂过程分为气相湍流流动过程,气固流动过程,辐射传热过程,煤粉燃烧过 程,氮氧化物生成过程。本章将逐一的介绍炉内过程数值模拟的相关模型,并 主要列出本文所用的模型的方程。

2.1 气相湍流模拟
2.1.1 气相湍流模型概述
目前湍流流动过程的数值模拟大致可以分为三类,即微观模拟、概率密度 函数模拟和统观模拟。 (1) 微观模拟 通常所讲的微观模拟大致分为直接模拟、大涡模拟和离散涡模拟。直接模 拟(DNS)是在湍流尺度下的网格内不引入任何封闭模型的前提下依据非稳态 的 N-S 方程对湍流进行直接求解;大涡模拟将湍流流动设想为许多不同尺度的 涡旋组成,各种变量的湍流扩散、热量、质量、动量和能量的交换由大漩涡实 现,小漩涡主要对耗散起作用。离散涡模拟(DVS)是把湍流流场分成一系列 尺度的涡元,在拉氏坐标中用涡元的随机运动来模拟湍流。 (2) 概率密度函数模拟 概率密度函数(Probability Density Function)模拟是用分子运动论方法推 导以速度概率密度函数为因变量的输运方程。 (3) 统观模拟 由于在单相湍流领域内,上述模拟方法由于数值计算技术条件的限制和自 身发展尚未成熟,不能满足工程应用的需要。目前在工程实际中常用的是由雷 诺时均方程出发的统观模拟方法。 该模型的核心是不直接求解 N-S 方程,而是求解其时均化的雷诺方程,壁 免了大量计算,雷诺方程中新增的未知量雷诺应力需要用各种不同的湍流模型 来封闭方程。现有的雷诺平均模型可以分为两大类:一类是湍流粘性系数模 型;另一类是雷诺应力模型。 湍流粘性系数模型,是由 Boussinesq 在 1877 年首次提出的。它的主要思
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想是引入了湍流粘性系数的概念,通过湍流粘性系数,将湍流引起的附加应力 与流动的时均应变率关联起来。该模型又发展为零方程模型、单方程模型、双 方程模型。 雷诺应力模型又称为二阶矩模型,其核心思想是直接建立以雷诺应力为因 变量的微分方程并通过建立和模拟雷诺应力的二阶关联量的方程,使之封闭。 求解雷诺应力的方程可以求解微分方程( DSM )或它的简化形式:代数方程 (ASM) 。

2.1.2 本文选用的气相湍流模型
本文采用 Realizable k-ε 模型进行模拟。考虑到 Realizable k-ε 模型是针对 充分发展的湍流才有效,而在壁面区,流动情况变化不大,因此不能利用 Realizable k-ε 模型来解决。本文对近壁区内的流动采用标准的壁面函数法来求 解。壁面函数法的实质是一组半经验的公式,用于将壁面上的物理量和湍流核 心区内待求的未知量直接联系起来。 直角坐标系下,稳态的标准 k- ? 模型的通用控制方程如下: ? ?? ? ??U? ? ? ? ??V? ? ? ? ??W? ? ? ? ? ? ?? ? ?x ?y ?z ?x ? ?x ? (2-1) ? ? ?? ? ? ? ?? ? ? ? ? ?? ? ? S? ? ? ? ?? ?y ? ? ?y ? ?z ? ?z ? 其中, ? 是通用因变量, ?? 是输运系数, S? 是通用因变量的源项, ? ,

?? , S? 的具体内容见表 2-1。
在表 2-1 中:
2 2 2 2 ? ? ?? ?u ? ? ?u ? ? ?u ? ? ? ?u ?v ? ? ?? ? ??? G k ? ? t ?2 ?? ? ? ? ? ? ?x ? ? ?y ? ?z ? ? ? ?y ?x ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?

(2-2)

? ?u ?w ? ? ?w ?v ? ? ? ? ?? ? ? ?? ? ? ? ? ?z ?x ? ? ?y ?z ? ? ? ? ? ? ? , ? t ? C ? ?? 2 ?

2

2

e

t

(2-3)

其中:μe 为有效粘性系数; μt 为湍流粘性系数;
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μ 为层流粘性系数。
表 2-1 通用控制方程中各变量的表达式 方程 连续 X-动量 Y-动量 Z-动量 湍流动能 湍流动能耗散率

?
1
u
v

??
0

S?
0 ?P ? ? ?u ? ? ? ?v ? ? ? ?w ? ? ? ? ?e ? ? ? ?e ? ? ? ?e ? ?x ?x ? ?x ? ?y ? ?x ? ?z ? ?x ?

?e

?e ?e
?t ?k ? ?? t ?? ??

w
k

?P ? ? ?u ? ? ? ? ? ? ?e ?? ? ? ?e ?y ?x ? ? ?y ? ?y ? ?P ? ? ?u ? ? ? ? ? ? ?e ? ? ? ?e ?z ?x ? ?z ? ?y ? ? Gk ? ??

?v ? ? ? ?w ? ?? ? ? ? ?e ? ?y ? ? ?z ? ?y ? ?v ? ? ? ?w ? ? ? ? ?e ? ?z ? ?z ? ?z ?

?

?
k

?C1G K ? C 2 ?? ?

可实现 k- ? 模型的湍流动能 k 和湍流动能耗散率 ? 的输运方程为[47]: k 方程:

?? ? ? ??k ? ? ? ??ku j ? ? ? ?? ?? t ? ?k ?t ?xi ?xi ? ?? ? Gk ? Gb ? ?? ? YM ? S k

? ?k ? ? ? ?x ? ? ? j?

(2-4)

? 方程:
?? ? ? ??? ? ? ? ???u j ? ? ? ?? ?? t ? ?t ?x j ?x j ? ?? ?? ? ?C1 S? ? ?C 2 ? ?? ? ? ? ?x ? ? ? j?

?

2

k ? ??

? C1?

?
k

(2-5)

C 3? Gb ? S ?

其中: Gb 代表由于浮力产生的湍流动能; YM 代表可压缩流动时由脉动扩 张引起的湍流耗散, Y M ? 2 ??
k , a 为声速; S k 、 S ? 是用户自定义源项; a2

? ? ? C1 ? max ?0.43, , ? ? S k ? ; C1? 、 C 2 、 ? k 、 ? ? 为常数。 ? ? 5? ? ? 在标准 k- ? 模型以及重整化群 k- ? 模型中,湍流粘性系数计算公式为:

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? t ? ?C ?

k2

?

(2-6)

在可实现 k- ? 模型中, C ? 不再是常数,而是与应变率联系起来,以下式 计算:
C? ? 1 A0 ? AsU * k

(2-7)

?

其中: ~ ~ U * ? S ij S ij ? ? ij ? ij ~ ? ? ? ij ? 2? ijk ? k

? ij ? ? ij ? ? ijk ? k
式中, ? ij 是在以角速度 ? k 旋转的参考坐标中的平均旋转张量, A0 =

S ij S jk S ki 1 ~ 4.04 , As ? 6 cos ? , ? ? arccos 6W , W ? , S ? S ij S ij , ~ 3 S
S ij ? ?u 1? ? j ? ?u i 2? ? ?xi ?x j ? ? ,其它常数值见表 2-2。 ? ?
表 2-2 可实现 k- ? 模型中其它常数值

?

?

名称 数值

C1? 1.44

C2

?

k

??
1.2

1.9

1.0

2.2 气固两相流动模型
2.2.1 气固两相湍流模型概述
气固流动过程数值模拟研究主要包括气相湍流的模拟、颗粒运动的模拟和 气固两相间相互作用的模拟等,常用的两相流模型按照处理固相的方法不同主 要分为两大类:一类是欧拉法,另一类是颗粒轨道模型法。
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欧拉法即在欧拉坐标系中处理颗粒相得连续介质模型,它认为固相与气相 一样是连续的流体,二者相互渗透。以该思想发展起来的模型主要有Spalding 提出的单流体模型、S.L.Soo提出的小滑移连续介质模型和双流体模型。 颗粒轨道模型法认为颗粒相是离散的,颗粒沿着预定的轨道运动,并沿轨 道追踪颗粒的质量、速度及温度变化。

2.2.2 本文选取的气固两相湍流模型
本文选用了颗粒轨道模型法中的随机轨道模型,该模型易于模拟有蒸 发、挥发、异相反应的颗粒,同时可以考虑到颗粒的明显扩散。 (1)气相湍流模拟 气相稳态湍流通用控制方程为(2-8) ,公式(2-1)相比,增加了流体与 颗粒相互作用的源项 S p? , S p? 仅在动量方程中不为零,而在其他方程中为零, 在动量方程中 S p? 的表达式为 ? ? k FDk (uPk ? u ) 表示单位体积内颗粒对气流的阻
k

力源项,该式为X方向动量源项表达式,Y, Z方向的动量表达式只需将 u 变为 ? ,w。 ? ? ? ? ?? ? ? ?U ? ? ? ? ?V ? ? ? ? ?W ? ? ? ? ? ?? ? ?x ?y ?z ?x ? ?x ? (2-8) ? ? ?? ? ? ? ?? ? ? ? ?? ? ? ? ?? ? ? S? ? Sp? ?y ? ?y ? ?z ? ?z ? (2)颗粒运动模拟 颗粒速度的控制方程是颗粒动量方程,同时通过积分拉氏坐标系下的颗 粒速度可以得到离散相颗粒的轨道。 ? i 坐标轴方向的颗粒动量方程为:

du pi dt

? FD ? ui ? u pi ? ?

gi ? ? p ? ? ?

?p

? Fi

(2-9)

其中 Fi 为单位质量的颗粒收到的除阻力和浮力外的其他作用力在 ? i 轴上的投 影,本文根据流动特点,取为0。颗粒的密度设为1300kg/m3 上式涉及到的 FD 的表达式为:

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FD ?

18? CD Re 2 ? pd p 24

(2-10)

其中,u为流体速度,up为颗粒速度,μ为流体动力粘度,ρ为流体密度, ? p 为 颗粒密度,dp为颗粒直径,Re为滑移雷诺数,其定义为
Re ?

?d p u p ? u ?

(2-11)

曳力系数CD可采用如下的表达式: 24 ? CD ? 1 ? 0.15 Re 0.687 ? ,(Re<800) Re 19.65 CD ? ,(5<Re<100) Re 0.633 (3)颗粒湍流扩散的模拟

(2-12) (2-13)

采用随机轨道模型,流体速度为瞬时 u ? u?(t ) ,这样,可以考虑湍流扩散 对于颗粒运动的影响,此模型中假定流体的脉动速度是关于时间的分段常量函 数。在流体涡的特征生存时间间隔内,这个速度脉动保持为常量。 首先引入积分时间TL的概念,积分时间为湍流动能与湍流耗散率之比,TL 越大说明颗粒在流动过程中处于湍流状态时间越长。如果滑移速度接近于0, 颗粒的积分时间按尺度就变为流体的拉格朗日积分时间尺度TL,可近似为: k TL ? CL (2-14) ? 随机轨道模型考虑颗粒与流体的离散涡之间的相互作用。每个涡团的特征 由下面的量来体现: ? 满足高斯概率密度分布函数的随机脉动速度 u ? 、? ? 、 w ? 对湍流涡团中流体脉动速度可以表达为:

u? ? ? (u?) 2
其中 ? 为服从正态分布的随机数,对于k-ε衍生模型 (u?)2 ? (? ?)2 ? (w ?)2 ? 2k / 3 ? 颗粒与涡团相互作用的时间尺度 ? int

(2-15) (2-16)

颗粒与涡团相互作用时间尺度 ? int 可取为涡团生存时间 ? e 和颗粒传过涡团
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时间 ? R 两者的较小值: 涡团生存时间 ? e 为:

? e ? 2TL
颗粒穿过涡团时间 ? R 取为

(2-17)

? R ? ?? rP ln(1 ?

le ) ? rP ? ?? k

(2-18)

当颗粒与涡团相互作用的时间尺度 ? int 达到涡团生存时间 ? e 和颗粒穿过涡 团时间 ? R 中的较小值时,由方程2-15重新计算瞬时速度。其中 ? rP 为粒子的松 弛时间。

2.3 辐射换热模型
2.3.1 辐射换热模型概述
在煤粉燃烧的传热过程中,辐射换热量约占全部热量的90%,远远大于对 流换热量和到热量,因此对炉内换热的计算准确性取决于辐射热量的准确计 算。目前对不同的适用条件,已发展了很多辐射换热的计算模型,这些模型所 采用的方法主要有区域法、热流法、蒙特卡洛法、数论法、离散坐标法。 (1)区域法 通常称为Hottel区域法,其基本思想是把辐射求解空间划分为若干个体积 区,而把壁面划分为若干个面积区,并假定任一区域的温度和辐射物性都均匀 一 致 , 各 区 域 直 接 与 周 围 进 行 辐 射 换 热 , 区 域 间 用 照 射 法 ( radiosity irradiation)方法计算。 (2)热流法 热流法主要思想是把微元体界面上复杂的半球空间热辐射,简化为垂直 于界面的均匀辐射热流,然后用通用的输运微分方程求解。 (3)蒙特卡洛法 蒙特卡洛法是一种概率模拟方法,基本思想是对微元体的发射、吸收和
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散射及边界壁面的发射、吸收和反射过程作概率模拟。通过概率模拟跟踪每个 能束的发射、吸收、散射和反射的情况,直到吸收为止,并统计每个微元吸收 能束的数目。 (4)数论法 采用数论方法构造出高维立方体中的一致分布点集贯,然后用事先选定 的点集贯上的被积函数织构成的单和来逼近多重积分。所谓一致分布点集贯, 又称数论网络,是使用数论方法构造的具有一定规律的点的集合。 (5)离散坐标法 基于对辐射强度的方向变化进行离散,将辐射传递方程中的内向散射项 用数值积分近似代替,通过求解覆盖整个4π立体角的一套离散方向上的辐射传 递方程而得到问题的解。

2.3.2 本文所用的辐射换热模型
本文选用的模型是以热流法为基础的P-1辐射模型,P-1辐射模型是P-N模 型中最简单的类型。 P-N 模型的出发点是把辐射强度展开成为正交的球谐函 数。对于辐射热流 qr ,能得到如下的方程:

qr ? ?
其中, a 为吸收系数,

3?a ? ? s ? ? C? s

1

?G

(2-19)

? s 为散射系数, G 为入射辐射, C 为线性各相异性
?? 1

相位函数系数,引入参数:

?3?a ? ? s ? ? C? s ?
q r ? ? ? ?G

(2-20) (2-21)
(2-22)

之后,方程(2-19)可化为:
G 的输运方程为:

????G ? ? aG ? 4a?T 4 ? S G

其中, ? 为斯蒂芬-玻尔兹曼常数, SG 为用户定义的辐射源相。使用P-1 模型时,求解这个方程以得到当地辐射强度。 合并方程(2-21)和(2-22) ,可得到如下方程:

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? ?q r ? aG ? 4a?T 4

(2-23)

2.4 煤粉燃烧过程模型
煤粉燃烧过程包括煤粉加热/冷却过程、水分的蒸发和沸腾过程,挥发分 析出过程以及焦炭燃烧等过程。因此,对于煤粉燃烧的模拟也包括5个步骤研 究。

2.4.1 煤粉加热和冷却过程
该过程包括水分析出前和焦炭燃尽后的剩余灰分的冷却过程,该过程发生 条件的物理表达式为: (2-24) Tp<Tvap 或mp≤(1-fv,o)mp,o 上式中 Tp 是煤粉温度 mp,o 是煤粉初始质量,mp 是煤粉当前质量,fv,o 挥发 分初始质量分数 该过程没有发生化学变化,而只是简单的热平衡过程。该过程控制方程 为: dT 4 ? Tp4 ) m p c p p ? hAp (T? ? Tp ) ? ? p Ap? (? R (2-25) dt 其中:Cp 煤粉比热,Ap 煤粉表面积, T? 本地连续相温度,h 对流换热系 数,

?p

粒子发射率, ? 斯蒂芬-波尔兹曼常数,

?R 辐射温度。

2.4.2 煤粉水分蒸发过程
水分蒸发过程发生在低于沸腾温度并还存在水分时。该过程不仅包括传热 过程还包括水分从离散相到连续相的传质过程。该过程发生条件物理表达式 为: (2-26) Tp<Tbp 且 mp>(1-fv,o)mp,o 水蒸气的传质过程的控制方程为: Ni=kc(Ci,s-Ci,∞) (2-27) 其中, Ni 水蒸气的物质量流量, kc 传质系数, Ci,s 液滴表面的水蒸气浓 度,Ci,∞主气体水蒸气浓度。 水蒸气的传热过程控制方程:
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mpcp
其中

dTp dt

? hAp (T? ? Tp ) ?

dm p dt

4 ? Tp4 ) h fg ? ? p Ap? (? R

(2-28)

dm p dt

为蒸发速率, h fg 水分蒸发潜热。

2.4.3 煤粉水分沸腾过程
沸腾过程发生在煤粉温度高于沸腾温度,并含有水分时。沸腾过程发生条 件物理表达式为: (2-29) Tp≥Tbp 且 mp>(1-fv,o)mp,o 沸腾的控制方程为沸腾速率方程[48]: ? c (T ? Tp ) ? d (d p ) 4k? ? (1 ? 0.23 Red ) ln ?1 ? p ,? ? ? (2-30) ? p c p ,? d p dt h fg ? ? ? ? 由于沸腾过程中温度不变因此传热方程 2-28 式转化为: dm 4 ? p h fg ? hAp (T? ? Tp ) ? ? p Ap? (? R ? Tp4 ) dt

(2-31)

2.4.4 挥发分析出模型
挥发分析出发生在水分蒸发后并尚有挥发分存在时,该过程发生条件的物 理表达式为: (2-32) Tp≥Tvap 且 Tp≥Tbp且mp>(1-fv,o)(1-fw,o)mp,o 其中 Tbp 为沸腾温度,Tvap 为挥发分析出温度,fw,o 水份的质量分数 fv,o 为 挥发分的质量分数。 挥发分析出过程即热解过程,由于煤的化学结构很复杂因此,因此其热解 过程也很复杂,目前已经有许多动力学模型来描述煤粉颗粒热解的动力学过 程,主要有四种常见的方法。 (1)单步反应模型 单步反应模型是由 Badzioch 和 Hawksley 首先提出[49],假设挥发分析出 是一级反应过程,从颗粒中逸出的挥发分的质量服从阿累尼乌斯定律,反应速 率与煤种剩下的挥发分的量成正比。 d? ? k1 (? ? ?? ) (2-33) dt 其中,v 是单位质量原煤在时间 t 内放出的挥发分质量;k1 为与 Arrhenius

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定律形式相同的速率常数, k1 ? A exp(? E / RT ) ;? ? 为 t 趋于无穷大时的 v 值, 即最大挥发分释放量。 (2)双步竞争反应模型 双步竞争反应模型是由 Kobayashi 等[50]提出的,该模型假定煤粉的快速热 解有两个平行一级不可逆反应控制。
kv1 原煤 ??? ? 1 挥发份Ⅰ? (1 ? ? 1 )焦炭Ⅰ kv 2 原煤 ??? ? 2 挥发份Ⅱ? (1 ? ? 2 )焦炭Ⅱ

(2-34)

式中, ? 1 和 ? 2 为挥发分热解反应的化学当量系数。 以上两个反应的热解反应率可表示为: ? v1 ? k v1? 1mc m ? v 2 ? k v 2? 2 mc m

(2-35) (2-36)

式中, k v1 和 k v 2 为热解反应率系数,可以表达为 Arrhenius 型方程:

k v1 ? Av1 exp(? E v1 RT ) k v 2 ? Av 2 exp(? Ev 2 RT )
式中, Av1 和 Av 2 为指数前因子, E v1 和 E v 2 为热解反应的活化能。 因此,总的热解反应率可表示为: ? v ? mc [?1 Av1 exp(? Ev1 RT ) ? ? 2 Av 2 exp(? Ev 2 RT )] m

(2-37) (2-38)

(2-39)

(3)多步平行反应模型 Anthony 等人提出热解的发生需要经历一系列无限多个平行反应,并假定 了活化能是一个连续的高斯分布形式,而频率因子是一个公共值,其结果是
t ?? ? v? ? v ? [? (2? )1 2 ] ?1 ?? exp[?( ? kdt ) f ( E )dE ]? v? 0 ?0 ?

(2-40)

? ( E ? E0 ) 2 ) (2-41) 2? 2 由于它仅仅需要四个关联常数,因此该模型是吸引人的,它对某些实验数 据和实验结果提供了一个很好的整理方法。然而该模型与其他研究者的实验数 据极少进行对比。 (4)预报挥发分析出速率及其产物分布的模型
f ( E ) ? [? (2? )1 2 ] ?1 exp(

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以上三种模型取决于特定的煤种,限制了模型的通用性。有许多商业软件 来预测挥发分释放速率和产物分布比如 FG-DVC,FLASHCHAIN 和 CPD[51]。 FG-DVC(functional group-depolymerisation vaporization cross linking)是一个 两步程序用来预测所有热解过程中产生的主要气体组分的产生速率和产量,摩 尔分数分布,焦油和固定碳元素组成[52]。这些模型基于的思路为对于煤的构成 中每一个这类官能团来说,其热解都服从各自的化学反应过程,于是由煤中释 放出来的某一化学组分(如 CO,OH 或 CH4)就会按照两个独立的一级反应过程 进行,一个是这些组分本身的释放过程,另一个为当焦油释放时,焦油中也释 放这种组分的一部分。其参数的选取与煤种无关,从而有利于模型的通用性。 还有一些学者采用经验公式的方法来计算热解产物的分布[53]。

2.4.5 挥发分燃烧模型
挥发分燃烧模型采用混合分数-概率密度函数模型。该模型不需要求解每 一组分的输运方程,只需求解守恒量的输运方程,单个组分的浓度根据预测 的混合分数的分布求解。在守恒量的求解过程中,利用概率密度函数来考虑湍 流的影响。适用于不可压缩的湍流流场和扩散燃烧反应系统。对于一种燃料和 一种氧化剂组成的二元系统,混合分数 f 的定义式可表示为 Z i ? Z i ,ox f ? (2-42) ?Z Z
i , fuel i , ox

式中:Zi 为元素 i 的元素质量分数,Zi,ox 表示氧化剂流入口处的值,Zi,fuel 表示燃料流入口处的值。 在相同扩散率的假设下,组分方程可被减少为一个单一的关于混合组分 f 的方程。f 一个守恒量,时间平均混合分数方程为:
?? ? ? ? ? f ? ? ? ? v f ? ? ? ? t ?f ? ? S m ? Suser (2-43) ?t ?? t ? 源项 Sm 仅指质量由反应颗粒(如煤)传入气相中,Suser 为任何用户定义

? ?

?

?

源项。 除了求解混合分数的时均方程外,还需求解平均混合分数均方值 f 2 的守 恒方程:
?? ? ? ? ? ? f ? ? ? ? ? v f ? ? ? ? t ? f ?2 ? ? Cg ?t ? 2 f ? Cd ? f ?2 ? Suser ?t k ?? t ?

?

?

?

?

?

?

(2-44)

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式中: f ? ? f ? f 。常数 ? t 、Cg 和 Cd 分别 0.85,2.86 和 2,Suser 为用户定 义源项。 混合分数模拟法的优势在于将化学反应减少为一个或两个守恒的混合分 数。所有热化学标量(组分质量分率,密度和温度)均唯一与混合分数有关。 给定反应系统化学性质与化学反应,流场中任一点的瞬时守恒分数值可被用于 计算每个组分摩尔分数、密度和温度值。

2.4.6 焦炭燃烧模型
焦炭燃烧反应发生在挥发分完全析出后,并且一直进行到煤中的固定碳完 全耗尽,该反应发生条件的物理表达式为: mp<(1-fv,o)(1-fw,o)mp,o mp>(1-fv,o-fcomb)(1-fw,o)mp,o (2-45) 式中 fcomb 为固定碳的质量分数。 焦炭的燃烧可能发生在焦炭的外部表面上,也可能发生在焦炭的内部气孔 表面。气相氧化剂一般指氧气、二氧化碳、水蒸气和氢气。对于焦炭燃烧反 应,一般假设焦炭颗粒是球形的颗粒,气相氧化剂首先向固体的焦炭表面或气 孔内扩散,然后扩散到焦炭表面的气体被焦炭表面吸收,并且与焦炭发生表面 反应,反应得到的气相产物从焦炭表面放出,向周围扩散出去。目前研究焦炭 颗粒的燃烧模型主要有以下几类: (1)纯扩散燃烧模型 该模型认为表面反应的速率决定于气相扩散到颗粒表面的速度,其控制方 程为: dm p YoxT? ? ? ?4? d p Di , m (2-46) dt Sb (Tp ? T? ) 其中 Di , m 为氧化剂的扩散系数, Yox 为本地氧浓度, ? 为气体密度, Sb 为 化学当量比。 (2)动力/扩散模型 动力 / 扩散模型认为表面反应或被动力学控制或被扩散控制。该模型由 Baum 和 Street[54]和 Field[55]该模型的控制方程为 dm p ? RT?Yox D0? ? ? Ap (2-47) dt M w,ox D0 ? ?
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该公式表明,反应速率系数是由扩散和动力学系数的平均构成的。上式中 扩散系数 D0 和动力系数 ? 的表达式为:

? (Tp ? T? ) / 2 ? ? D0 ? C1 ? dp
? ? C2e
? ( E / RT p )

0.75

(2-48) (2-49)

(3)固有模型 固有模型是基于 Smith 模型[56],认为反应级数为 1 级,与动力/扩散模型 相似,固有模型同样认为表面反应速率是由扩散和动力学控制,同 2-47,D0 的表达式为 2-48 。但是 ? 的表达式是由固有化学和空隙扩散速率共同构成 的,表达式为: d ? ? ? p ? p Ag ki (2-50) 6 上式中? 为效率因子是由实际燃烧速率和可以达到速率的比值。Ag 是固定 碳颗粒内表面的面积,在固定碳燃烧过程中认为是常数。 ki 为固有反应度,用 阿雷尼乌斯形式表示:
ki ? Ai e
? ( Ei / RT p )

(2-51)

(4)多表面反应模型 同壁面反应模型相似,粒子表面物质能够以粒子表面反应平衡比被消耗 和再生。粒子表面物质包含固定碳质量,因此,如果粒子表面物质被消耗,粒 子固定碳的质量被消耗,当表面物质被产生,就会被加入到固定碳的质量中。

2.4.7 本文选取的煤粉燃烧过程模型
本文在计算热解模型时采用的是 D. Bradley[53]等创建的模型,这种模型中 各组成物质的成分分布是通过经验公式给出,即给出热解成分与元素分析之间 的关系,和质量守恒得到各种成分分布。 文献[57-60]中阐述,从煤种释放出来的一次挥发分中,尽管 C2H2 和 C2H4 同样存在,tar,CH4,H2,CO,CO2 和 H2O 占据主要的地位,C2H2 和 C2H4 的浓度 不足以影响到化学动力学的方案。对于所有煤种,焦油的含量常常是挥发分中 浓度最高的。 Xu and Tomita[61]研究了煤质对于挥发分析出成分的影响,采用闪速热解 对 17 种煤质进行研究,煤质涵盖了从褐煤到无烟煤。结果表明:CO 和 H2O
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(干燥无灰基质量分数)的产量与干燥无灰基中每种元素成分的质量分数成正 比,表示式如下: 16 ?CO?f ? 0.1657m fO (2-52) 28 16 ? H 2O?f ? 0.2933m fO (2-53) 28 在这里,mfo 代表干燥无灰基氧的质量分数。同时,他们又观察到焦油(tar) 的质量分数与挥发分(VM)的质量分数有很大的相关性。 (2-54) ?tar? ? 0.48 ? VM ?
f f

在氮元素的比例分配中,认为焦炭氮与挥发分氮的含量相同。 焦油在二次热解时产生的二次挥发分有 CH4, HCN, H2,CO。焦油中的元 素组成被假定为和原煤中的元素成分是相同的,并且焦油析出的二次挥发份中 H2 和 CH4 的比例与一次挥发分中的两种成分的比例是相同的,焦油中所有的 氧都转化到 CO 中。焦油中释放出的氮被假定都转化到 HCN 中,剩下的氮都 留在炭黑中。炭黑中 N/C 的比例被认为是和焦炭中的比例是相同的[53]。
一次挥发份 二次挥发份 烟灰 焦油
4N HC2O CHHC

2O 4N HC2OO2 CHHCCH

原煤

固定碳 灰 水

图 2-1 挥发分热解模型和产物分布

基于以上假设,结合煤质元素分析和工业分析,列出线性方程获得最终煤 热解过程中生成物的模型,输入到 FLUENT 中作为燃料。其中,考虑到焦炭 与炭黑成分相同,因此输入时都用焦炭的形式。热解过程及产物分析如图 2-1 所示。 本文的挥发分燃烧模型采用双竞争模型,固定碳燃烧模型采用扩散/ 动力 模型。

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2.5 选用的氮氧化物生成模型
在煤粉炉内燃烧时释放的 NOx 一般为 NO 和 NO2,其中 NO 占 90%以上, 而 NO2 仅占 5%-10%,N2O 基本可以忽略。 煤燃烧过程中生成的氮氧化物的途径主要有三种:一是煤中的氮化物在火 焰中热分解,然后氧化生成;二是空气中的氮在高温下与氧反应生成;三是空 气氮与煤中的碳、氢离子团发生反应生成。由于它们的生成途径不同,故从形 成机理上将 NOx 分为热力型 NOx、快速型 NOx、和燃料型 NOx 三种。 (1)热力型 NOx 生成机理 热力型 NOx 是助燃空气中 N2 在高温下氧化而形成的,其生成过程可用 Zeldovich 的链锁反应来描述。当温度低于 1500℃时,热力型 NOx 生成量很 少;当温度高于 1500℃时,热力型 NOx 生成量占有份额明显增大。由于热力 型 NOx 的生成速度和温度的关系是按照阿累尼乌斯定律变化的,即随着温度的 升高,NOx 的生成速度按指数规律迅速增加,所以当温度超过 1500℃,温度才 对 NOx 生成量有明显的影响,而在温度低于 1300℃时,几乎不计热力型 NOx 的生成量。 (2)快速型 NOx 的生成机理 快速型 NOx 是燃料燃烧过程中在燃料过浓时快速产生的,燃料产生的 CH 原子团撞击 N2 分子,生成 CN 类化合物,然后 N 或 CN 与氧原子碰撞,进一 步被氧化而生成 NO。 快速型 NOx 受温度影响较小,只有在较低温度下燃烧时才考虑。对燃煤 锅炉,快速型 NOx 的生成量要比热力型 NOx 和燃料型 NOx 少得多,一般在总 NOx 生成量的 5%一下。 (3)燃料型 NOx 的生成原理 燃料型 NOx 是由燃料中的氮化合物在燃烧过程中氧化而生成的。燃料 NOx 比热力 NOx 更容易形成,因为燃料中的氮通常以 N-H 和 N-C 键形式存在,其 键能小于氮气分子中 N=N 键能[62]。一般认为燃料氮向 NO 的转化受 NO 的生 成和破坏反应的综合影响。 在本文的研究中忽略了快速型氮氧化物的生成,而只考虑燃料型 NOx 和 热力型 NOx 的生成反应。

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2.5.1 热力型 NOx 生成模型
热力型 NOx 的生成采用扩展的 Zeldovich 机理。热力型 NOx 生成的控制反 应为: (2-55) O ? N2 N ? NO (2-56) N ? O2 O ? NO (2-57) N ? OH H ? NO
NO 的产率公式为: d ? NO ? ? k f ,1 ?O ?? N 2 ? ? k f ,2 ? N ??O2 ? ? k f ,3 ? N ??OH ? dt ?kr ,1 ? NO ?? N ? ? kr ,2 ? NO ??O ? ? kr ,3 ? NO ?? H ?

(2-58)

为了获得 NO 和 N 的产生速率,必须首先获得 O,H 和 OH 的浓度。 按照获得 O 原子浓度和 OH 原子浓度的方法分类,可以分为:平衡,部分 平衡和预测法。本文采用的部分平衡法。采用部分平衡法时,O 和 OH 浓度 为: 1/ 2 (2-59) ?O ? ? 36.64T 1/ 2 ?O ? e?27123/ T
2

?OH ? ? 2.129 ?102 T ?0.57e?4595/ T ?O ? ? H 2O ?
1/ 2

1/ 2

(2-60)

2.5.2 燃料型 NOx 生成模型
在热解过程中,挥发分氮以 HCN、NH3 等 NOx 前驱物的形式直接释放, 或以焦油的形式间接释放。HCN 和 NH3 之间的比例关系是一个重要问题,直 接影响了后续的 NO 和 N2O 相对数量。国外以开展了有关 NOx 气相前驱物生 成特性的大量实验。Solomon 和 Colket 通过试验发现:煤热解温度低于 973K 时,没有任何 HCN、NH3 形成,焦油氮是主要的含氮挥发物,焦油会发生二 次裂解,释放出 HCN、NH3 和 HNCO 等物质。在较低温度下,NH3 是主要产 物,而 HCN 的产量随温度升高而急剧增加,1123℃时,HCN 已经成为主要的 含氮气相前驱物[63]。 本文在选用模型时采用了 Smoot 等[64]建立的模型,文献[65]采用该种方法 取得了很好的效果。

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固定碳
2 O : 1 N C H O N : 3

固定碳

2 N

挥发份

图 2-2 煤中 NO 的生成 Smoot 机理

另外一种模型也较为通用,该模型是由 F.C.Lockwood[66]等提出的。认为 固定碳 N 最先生成 NO。
固定碳
N 2 O 1 : 3

O N : 2 2 N

挥发份

:

固定碳

N

2 N

图 2-3 煤中 NO 的生成 Lockwood 机理

N C H O N : 2 2 N

O N

2.6 本章小结
本章对描述煤粉炉内燃烧过程的数值模型进行了综述,并详细介绍了本文 模拟时所采用的模型。其中气相湍流流动采用的是 Realizable k-ε,气固两相流 动采用随机轨道模型,辐射传热采用 P-1 模型,挥发分析出采用双步竞争反应 模型,气相燃烧采用混合分数法,焦炭燃烧采用扩散/ 动力燃烧模型。氮氧化 物生成模型中热力型 NOx 采用扩展的 Zeldovich 机理,燃料型 NO 的生成采用 Smoot 等采用的机理。

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第3章 墙式切圆烟煤锅炉燃烧过程模拟
本章在第二章所建立的数值模型基础上,研究 600MW 烟煤墙式切圆锅炉 的燃烧特性,该模拟的内容包括,炉内空气动力场,温度分布特性,组分分布 特性,氮氧化物生成特性,炉内配风对于氮氧化物生成的影响和热负荷分布特 性。

3.1 计算锅炉原型
模拟对象采用Π型布置,墙式切圆燃烧方式,采用低 NOx 燃烧技术为 PM+MACT 技术[67],达到分级燃烧降低 NOx 目的,炉膛沿高度方向分为主燃 区、还原区和燃尽区。主燃区布置有 6 层 PM 燃烧器,配有 6 台磨煤机,每台 磨煤机向同一层一次风口供粉,一台备用,运行时,最上面一组燃烧器不投 运。在 OFA 区布置有 2 层喷口。在 SOFA 区布置有 8 层喷口,采用角式布 置。主燃烧区采用墙式布置。计算域下至锅炉冷灰斗底部,上至顶棚,炉膛高 为 65.95m 。 炉 膛 横 截 面 尺 寸 为 17.666m×17.628m 。 主 燃 区 假 想 切 圆 直 径 8.811m。图 3-1 显示了炉膛结构示意图和燃烧器的布置形式。
z=44.8 z=44.2 z=43.9 z=43.3 SOFA z=39.9 z=39 z=38 z=37 z=36.4
P1 P2 P3

OFA

AUX1-2


z=35.064


AUX-2


z=33.522 z=32.4


AUX1-1

SOFA区 OFA区


AUX1-2


z=30.44


AUX-2

主燃烧器区
z=28.898 z=27.7 z=25.82

淡 浓
AUX1-2

前墙


AUX1-2

淡 浓
AUX-3

z=25.4

a) 炉膛结构示意图

b) 单列燃烧器喷口示意图

c) 主燃区横截面燃烧器布置简图

图 3-1 炉膛结构示意图及单列燃烧器喷口结构简图

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3.2 网格划分
网格划分对于燃烧的准确性有很大的影响,同时影响收敛性,在网格划分 的过程中不仅要考虑网格的均匀性,同时要考虑到流场的气体流动方向与网格 方向的关系。本文采用的网格如下图 3-2 所示,炉内大部分区域为六面体网格在 过渡区采用四面体网格。在主燃区喷口处局部加密处理,减少伪扩散引起的数 值误差[68,69]。炉膛内网格数为 102 万。

a) 炉膛主视网格

b) 炉膛横截面网格

图 3-2 炉膛网格示意图

3.3 模拟工况
煤质的元素分析及工业分析见表 3-1。SOFA 风率为 35%工况下,炉内风 量分布情况如表 3-2。本文计算的基准工况为 SOFA 风率为 35%条件下,因此 分析时主要针对基准工况,其它工况的确定原则为,减少 SOFA 风率而增加主 燃区的二次风率。
表 3-1 燃用煤质的工业分析和元素分析 Mar 10.29 工业分析/% Mad Aar 1.53 21.94 Vdaf 33.33 Car 55.63 Har 3.29 元素分析/% Oar Nar Sar 7.5 0.86 0.492 Qnet,ar(MJ/kg) 22.03

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表 3-2 炉内风量分配情况 SOFA 风率 主燃区的总空气量与理论空气量的比值 OFA 风量与理论空气量的比值 SOFA 风量与理论空气量的比值 过量空气系数 35% 0.7 0.056 0.419 1.175 25% 0.807 0.071 0.297 1.175 15% 0.91 0.087 0.178 1.175

3.4 炉内空气动力场
炉内气流的合理流动是组织燃烧的关键因素。炉内气流的速度分布、射流 的卷吸、射程,回流区的大小决定着煤粉气流的着火、火焰的传播等。各燃烧 器组合射流间的相互影响对于火焰与燃料空气混合无间热、质传递,燃烧过程 中的结渣、腐蚀起重要作用。
15

8 4 4

12

10

4 6

20 18
14

16
22

12 12 8

18 14 14 22 20 18 16 8

12

8

6 8

15

12
18

22

4

18 18
14

8

14
20
16
10 14

10 12
8

14

18

Y

10

18

16
14

Y

18

14

18

10

12
5 0 2

22

16
18
20 22 16
5

10

14

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26

2

6
5

0

12
10

8
15

0

0

0

10

12

2

16

18

20

8

2 2

8

18

14

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4

2 22 2

16

8

5 14

2 10 2

18
18

14
18

14
16

4

10
15

X

X

a) Z=33.52 横截面速度分布
15

b) Z=34.29 横截面速度分布
15

6 2 2

10

16

12

28
18

12

6

10

26
20

18 16 14
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26
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10

8

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18

14
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18

10

22
18
30
24

14
16

16

10

10
8

Y

14 16
16
10

10 18

Y

12
5 2 2

16
18
26

28

12

20

16
18

20
18
12
24

28 16

1428 4

2 22 0

0

0

5

10

15

0

16
10

12

X

0

5

15

X

c) Z=34.68 横截面速度分布 d) Z=45.38 横截面速度分布 图 3-3 不同截面速度分布图(m/s) (注:全文所有未标明横纵坐标单位皆为 m)
- 28 -

33

4 2

6

16

18

30 1010 6

12 14 16

6

16

4

12

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8

14
28 18

14

5

12 18 14 16 24 26 18 31 20 34 20

30 26 18

31

37

6 8

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6 10 20 24 16 20 22 16 18 8
14

6

42 2 37 0
16

14

16

10

8 20 26 34

8

22

18

1624 4
4

14

22
18

18

6 8

22

10

14

4

6

6 4 2

26

10

14

6 10 18 22 16 20 20 16 18 8

6

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14

14

14

14

14

14

4
6

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4
4

14

33

35

30
28
33

32

16

31

14

20

14

24 18 22

16

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由于该墙式切圆锅炉采用的是 PM 燃烧器,并且 SOFA 区为角式布置,而 主燃区为墙式布置,因此在选取特征截面进行分析时,主要选取了第四层一次 风浓喷口截面,淡喷口截面,第二层 AUX-2 截面,即三个相邻的喷口截面。 同时,和最上层 SOFA 喷口所在的截面。 从图 3-3 可以看出,炉膛内形成完整的切圆,并且位于炉膛中心,切圆较 大,炉内气流充满度较好,同时,可以看到炉膛四角处会形成回流区,回流区 可以卷吸高温烟气,因此,炉内不会形成死角。另外从图 a) b) c)的比较来 看,截面的速度场分布是类似的,这是由于二次风的速度高,动量大。因此, 对于组织流场起到了决定性的作用,控制着切圆的大小和炉内的速度分布。燃 尽风的加入使得炉内切圆直径明显减小,由于燃尽风的速度大刚性强因此射流 的衰减很慢。并且由于燃尽风的角式喷入使得与主气流的混合强化,有助于煤 粉的燃尽。

3.5 炉内温度分布
炉内温度分布影响煤的燃烧、燃尽以及结渣等。从炉内的温度分布图 3-4 可以看出炉内温度分布均匀性较好,高温区呈现圆环状,炉膛中心和水冷壁附 近温度低,环状区域温度高,炉内最高温度区位于水冷壁中心一定距离处,由 于该区域燃烧最为剧烈。淡煤粉喷口截面的温度梯度要高于浓煤粉喷口截面, 这主要是淡煤粉需要着火热比较低,因此燃烧较快。而二次风射流的温度梯度 比一次风要小。随着速度的增加温度梯度变小。到燃尽区后由于燃尽风速度较 大,将环状高温区破坏。破坏成五个高温区,其中有 4 个高温区位于炉膛的壁 面中心附近,呈现三角形;而中心区域的高温区要大于边壁附近的高温区。 从中心纵向截面温度分布 3-5 来看,火焰形状饱满,充满度好,烟气温度 在 1300K 以上所占的区域大约占折焰角以下 3/5 的区域,煤粉在高温条件下停 留时间长,燃尽充分。在炉膛上部辐射屏区由于受到高温辐射过热器的吸热作 用,烟气温度逐渐下降至 1000℃左右。模拟得到的炉膛出口(分隔屏下部) 平均温度为 1322℃ ,与设计值 1320℃ 相符合。进入水平烟道的烟气温度适 中,可以避免出现高温过热器结渣或超温的问题。

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15

0 1350 160 1750
0

1669

1829

1600
15

1750 1 75

0 180
4

10

Y

Y

1844 1829 1800 0 175 1700 1750 1669

50 17
182 9

1750
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1800
166 9

5

1750 00 1800 17 17 50 14 50
15 50
0 5

1669
1750
50 17

1800
00 17

5

1750
1750

1700
1750

18
16 00
10 15

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10

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15 0

1750 15 50
5

0

0

X

X

a) Z=33.52 横截面温度分布
0 155
15

b) Z=34.29 横截面温度分布
1600
17 00

1650

1550

1750 1829 1800 1800 0 175 1700 1750 1669

17 5

17 1600 00

15

1 75

00 11

00 16 1650
1750

1700
10

16 69

Y

Y

1750

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50 15

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1500

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1650
5

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1700
5

1750

1700

1750 15 1450 50
0 0 5 10

1750
1050

170 0

1750

150 0

0 155
15 0

1350 50 12
5 10

1750 1650

11 50
15

0

X

X

c) Z=34.68 横截面温度分布 d) Z=45.38 横截面温度分布 图 3-4 不同截面温度分布图(K)
1100

70 65 60 55 50 45

1200

1100 1100

1300 1400 1500 1600 1800 1800 1600 1200 1600 800 1100 1600

800

z/m

40 35 1800 30 25 20 15 10 0 5
800 1700 1700 1600 1400 1300 1200 1100 1800

1600 800

10

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25

x/m

图 3-5 中心纵截面温度图(K)

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1 650

12 00 50 16 0 0 2 1 0 5 12

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0

17
50 15

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00

00

182 9

17 0

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0

0 1600 155 0 175

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1800 1800 1800 1800 0 175 1700 1750

17 1600 00

17

00

184

18 44

14

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1200

14 00
1500

170 0

135 0

10 00

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3.6 燃烧气体组分分布
从图 3-6 中的氧浓度分布图来看,浓一次喷口射流的氧浓度梯度最大,沿 着射流方向,氧气浓度呈现先降低后增加再降低的趋势,由于煤粉气流的着火 燃烧会消耗大量氧气致使在喷口附近氧气的浓度梯度很大,迅速降低,由于下 部二次风的引入,会使氧量升高,炉膛中心的氧量也会被卷吸过来,在射流处 燃烧,大量消耗氧量使得氧气浓度又逐渐降低。在炉膛壁面附近处氧气由于大 量消耗因此浓度很低,远小于 1%。 总体来看主燃烧器区大部分区域氧浓度较低,在氧浓度低的氛围下有利于 降低氮氧化物的生成。到燃尽区补充了大量的氧气,整个截面氧浓度较高,但 壁面附近的氧浓度依然较低。
15

3 1

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1

5 3
1
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31 5

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1

10

Y

5

1

Y

15
3

5

1

1

3

1

1

1 3
0

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15
0 5 10

X

X

a) Z=33.52 横截面氧浓度分布
15
15 15

b) Z=34.29 横截面氧浓度分布
1
13

3
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3
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9

1

1
5

5 3
1

1 3 5

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Y

Y

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5 3

3

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0

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15

0

0

1

5

10

15

X

X

c) Z=34.68 横截面氧浓度分布 d) Z=45.38 横截面氧浓度分布 图 3-6 不同截面氧浓度分布图(%)

从 CO 的分布图来看,浓煤粉喷口截面的 CO 浓度值最大并且主要集中在
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1
13

5

13

9

15
1

1

1 13

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喷口附近,当氧气的浓度达到几乎耗尽时,CO 浓度达到了最大值。在此之前 CO 浓度是逐渐升高的过程,这表明浓煤粉喷口截面富燃料燃烧。随后 CO 浓 度又逐渐降低,是由于从上下方扩散的氧可以使残余的 CO 继续燃烧燃尽。从 淡煤粉喷口横截面图可以看出 CO 的高浓度区逐渐扩大,这可以从 9% CO 浓 度等值线看出。这说明浓煤粉喷口未燃尽的焦炭会在该区域进一步燃尽,同 时,该截面喷入的淡煤粉气流也需要燃烧燃尽,由于该区域总体氧浓度的缺 乏,导致 CO 浓度进一步升高。 从二次风喷口截面看出,二次风喷入后 CO 浓度沿着二次风射流逐渐增 大,这主要是由于此时的氧浓度仍然是用来提供焦炭的燃烧。到达 SOFA 区域 大量燃尽风的喷入使得 CO 浓度大大降低,并且在主射流区域,CO 浓度非常 低,接近于 0。这一方面是大量 SOFA 风的稀释作用,另一方面是燃尽作用, 此区域的 CO 的高浓度区域集中在射流根部水冷壁附近。 从图 3-7 中 a) b)与图 3-8 中 a) b)的对比来看,CO2 浓度分布与 CO 浓度分 布呈现相反的趋势。沿着射流的 CO2 浓度分布来看,CO2 浓度随着燃烧的进行 而逐渐变大,并且与 CO 浓度降低的梯度基本相同,因此,随着燃烧的进行 CO 向 CO2 转化。但是从图 3-7 中 c) 与图 3-8 中 c)的对比来看,CO2 浓度与 CO 浓度的趋势相同。其原因为:实际上对于每股射流,都经历了氧浓度消耗 向 CO 转化的过程。在射流初期,由于射流中没有 CO 和 CO2 的存在,因此 CO 和 CO2 都会大量产生,由于一次风射流截面,射流中煤粉的浓度较高,因 此,燃烧速率很高,CO 与 CO2 浓度梯度也很高,但对于二次风截面,由于残 余的未燃尽煤粉浓度相对较低,所以燃烧速率降低,相应的 CO 和 CO2 浓度梯 度也降低。
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9

1

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11 10 8 7

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65

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Y

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5 10

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0

X

X

a) Z=33.52 横截面 CO 浓度分布

b) Z=34.29 横截面 CO 浓度分布

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1

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哈尔滨工业大学工学硕士学位论文

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1 4 6
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5 7

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6 5 4

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X

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c) Z=34.68 横截面 CO 浓度分布 d) Z=45.38 横截面 CO 浓度分布 图 3-7 不同截面 CO 浓度分布图(%)
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.5 12 13 .0

Y

Y

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.0

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10 .5 11 9. .0 5 10. 0 10.5

.0 13

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X

X

a) Z=33.52 横截面 CO2 浓度分布
4.5
6.0
12.5 .5 11
15

b) Z=34.29 横截面 CO2 浓度分布
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12. 0

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1 0.

10.5

9.0 11.0

12.5 13.5
.0 12

5

11. 11.0 5

11.5 .0 12
0 7. 4.5 12.0

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12 . 5

Y

Y

.0 12

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5

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12.0 12.5 11.0 11.5
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9.0

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4.58 .0

.5

5.5

13

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15 0

.0 6.5 6
0

9.010.5 7 6.0 .5 5.5

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0

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5 10

.0 14

.0 13 6 .0
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X

X

c) Z=34.68 横截面 CO2 浓度分布 d) Z=45.38 横截面 CO2 浓度分布 图 3-8 不同截面 CO2 浓度分布图(%)

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7. 5 1 3. 5

7.5

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10.5
6.0 0 11. 13.5

12.5 13.0

.0 14.9 .9 16 14 7. 0 9.5 0 .5 14. 5 0 . 5 .0 14 13.0 10.9.5 13.5 9.0 5 12.0 14.0 14.0 7.5 0 14.9 6. 13.0 6.5 7.5 .0 16
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13.0 12.5

4

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.0 12

.5 10 10.0 11 .5 9.5

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10. 4.5 0 11.5

.0

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10 11

14.0
13.0

6.0
10

2.0 9.5 1

2 .5 1

.0

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3.7 NO 生成特性的研究
对于炉内氮氧化物的研究,很多人已经做过,但是对于炉内与氮氧化物相 关的分析,还很不深入,大多采用分析沿高度方向氧浓度和温度的变化,从总 体上分析氮氧化物的变化。由于炉内燃烧过程的复杂性,以及氮氧化物生成的 多因素控制性。所以,深入研究氮氧化物的生成特性,以及生成过程,对于炉 内控制氮氧化物的生成是至关重要的,本节的研究就专门针对燃料型 NO 生成 特性,热力型 NO 生成特性,以及总体 NO 生成特性。 (1)燃料型 NO 生成特性 由图 3-9 燃料型 NO 的生成速率分析来看,燃料型 NO 的产生区域主要在 射流的初期和 SOFA 区及以上区域。并且能够看到 NO 在 SOFA 区域及以上区 域大量产生,该区域的范围要比主燃区射流初期的 NO 的范围大得多。燃料型 NO 的产生主要为 HCN 的氧化产生的,所以燃料型 NO 的大量生成需要有较高 的氧气浓度,和较高的 HCN 浓度,而 HCN 的产生最初是由挥发份析出,焦炭 的燃烧引起的,HCN 的释放正比于焦炭的燃烧速率。因此,燃料型 NO 将会 主要产生在挥发份析出阶段和焦炭燃烧阶段。从图 3-10 挥发份析出速率和图 3-12 的氧浓度分布图来看,挥发份析出阶段发生在燃烧器入口处不远处,在该 区域既存在较高的氧气浓度,又有较高的挥发份析出速率,因此会产生大量的 NO。从图 3-11 和图 3-9 中的 d)图来看,在距离喷口一定距离处的焦炭燃烧区 域,NO 的生成速率为负值,图 3-13 中的在该区域 HCN 的反应速率也为负 值。这种分布趋势形成是由于焦炭的燃烧消耗大量的氧气,造成该区域处于缺 氧状态,因此,虽然有较高的焦炭燃烧速率,但不会有大量 NO 生成。由于该 区域焦炭的燃烧速率较高,因此会产生大量的 HCN,HCN 与挥发份析出阶段 时大量氧化的 NO 反应生成 N2。因此焦炭在缺氧的气氛下燃烧促进了焦炭燃烧 时释放产生 HCN 与已经产生的 NO 发生均相消减反应生成 N2。因此,主燃区 焦炭在还原性气氛下燃烧是降低主燃区的氮氧化物排放的关键,这也是炉内空 气分级燃烧的主要目的。在图 3-9 中 SOFA 区域 NO 生成速率很高,因此大量 的 NO 会在该区域产生。从图 3-11 的焦炭燃烧速率图,图 3-12 的氧浓度分布 图和图 3-13 的 HCN 生成速率图中图 c)可以看出,SOFA 区域焦炭燃烧速率与 氧气浓度都很高。一方面,由于主燃烧区未燃尽的焦炭会在该 SOFA 区域燃 烧,另一方面,该区域由于 SOFA 风的喷入,使该区域氧浓度很高。因此,焦 炭燃烧产生的 HCN 会在氧气充足下转化为 NO,因此,在该区域有大量的 NO

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生成。综合上述分析,燃尽区氧量太大对于氮氧化物排放时不利的,会使 SOFA 区域 NO 浓度大幅度增加,不利于 NO 的减排。

a)

b) c) 图 3-9 燃料型 NO 生成速率(gmol/m3s)

d)

图 3-10 挥发份析出速率等势面

图 3-11 焦炭燃烧速率等势面

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图 3-12 氧气浓度分布及 0.05 浓度等势面

a)

b) c) 图 3-13 HCN 生成速率(gmol/m3s)

d)

(2)热力型 NO 的生成特性 结合图 3-14 热力型 NO 生成的等势面图,图 3-15 温度分布和图 3-11 焦 炭燃烧速率可以看出,热力型 NO 在燃烧器下部温度较低处没有产生。主要集 中在焦炭燃烧区和燃尽风区。热力型 NO 对温度和氧气的依赖性很强,尤其对 于温度的依赖性很强。从温度分布来看焦炭剧烈燃烧区的温度在 1800K 左右,
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燃烧温度很高,由于燃烧温度高于 1450℃时,温度每增加 100℃,NO 的生成 速度将增加 6~7 倍,燃烧温度低于 1450℃时,几乎观测不到 NO 的生成反 应。因此,在焦炭剧烈燃烧区产生大量的热力型 NO。在 SOFA 区及上部由于 温度很高,并且氧气浓度也很高,因此也产生了大量的热力型 NO。

图 3-14 热力型 NO 生成速率(gmol/m3s)

图 3-15 温度分布(K)

(3)炉内总 NO 生成特性
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从图 3-16 总 NO 生成速率分布图来看,NO 生成速率分布图与图 3-9 燃料 型 NO 分布图相似,但并不相同。同时,也不是热力型与燃料型 NO 生成速率 的简单叠加。在主燃烧器区,焦炭剧烈燃烧区产生的热力型 NO 会和燃烧时释 放的 HCN 发生均相消减反应,因此不会增加总体的 NO 量。在 SOFA 区域, 由于大量热力型 NO 和燃料型 NO 的生成,该部分的总 NO 生成速率大致为二 者的叠加效果。但这种叠加也不是简单的叠加,因为热力型 NO 和燃料型 NO 的产生都要消耗氧气,因此会发生竞争反应。

图 3-16 总 NO 生成速率(gmol/m3s)

(4)燃烧早期 NO 生成速率分析 上面的分析我们可以知道,挥发份的析出和焦炭的燃烧对早期 NO 的生成 产生重要的影响。而挥发份的析出速率和焦炭的燃烧速率在射流的早期梯度变 化明显,那么深入研究某一燃烧器射流,研究挥发份析出和焦炭燃烧对 NO 的 生成速率的影响,对深入研究燃烧早期 NO 的生成特性具有重要的价值。可以 为低 NOx 燃烧提供理论依据。由于本文选取为一次风射流中心线来反应燃烧初 期氮氧化物生成情况。从一次风截面图可以看到射流入口处 NO 生成速率发生 剧烈的变化,而在炉膛内部则生成速率比较均匀。

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a)总 NO

b) 燃料型 NO

c) 热力型 NO 图 3-17 一次风截面 NO 生成速率(kgmol/m3s)

在燃烧器入口 3m 内,各参数发生剧烈变化,而后平稳。在燃烧器入口附 近首先挥发份析出产生 HCN,由于射流不断受到上游热气流的冲击,因此射 流温度升高,挥发份析出速率增加,因此 HCN 生成速率迅速增加,在氧气充 足条件下 HCN 转化为 NO 的速率增加。到达焦炭燃烧温度后焦炭燃烧,并随 温度的增加反应速率增大。挥发份析出和焦炭燃烧的双重作用,促使早期产生 的 HCN 速率很大,超过 HCN 氧化为 NO 的速率。使 HCN 生成速率迅速增 加。在距离燃烧器 1m 处,HCN 生成速率达到最大值。而后由于煤粉内挥发份 的减少和氧浓度的降低,挥发份析出速率变慢,因此 HCN 产生速率变慢。同 时焦炭燃烧速率也由于氧气的消耗而降低,释放 HCN 也变慢,两种因素共同 结果造成 HCN 生成速率迅速降低。随着反应的进行,NO 与 HCN 的均相消减
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反应,与 HCN 的氧化反应渐渐大于挥发份析出与焦炭燃烧的 HCN 生成反应, 因此,HCN 的消减速率增大,最终由于反应物的消耗,反应速率趋于 0。 NO 生成速率首先随着 HCN 生成速率的增加而增大,当 HCN 速率最大 时,NO 的生成速率也最大。对于 NO 生成速率的减小,一方面是由于氧气浓 度降低 HCN 氧化为 NO 的速率降低,另一方面由于 HCN 的不断积累,会迅速 与 NO 发生均相反应生成 N2,并且 NO 也会和固定碳反应生成 N2,因此综合 效果使得 NO 生成速率降低,甚至出现负值即 NO 的消减速率大于生成速率, 这是由于剩余焦炭与 NO 的异相反应和 HCN 与 NO 的均相消减反应大于 HCN 的氧化反应造成的。随焦炭燃烧速率的降低与 HCN 的消减,NO 的消减反应 速率和生成反应都降低,最终趋于 0。 在早期燃烧中,热力型 NO 的生成速率较燃料型 NO 的生成速率可以忽略 不计。 由于 NO 的反应速率的剧烈变化集中于燃烧其出口区域不远处,并且对于 挥发份的析出和焦炭的燃烧依赖较大,因此,改进的燃烧方式要尽量使挥发份 迅速析出,焦炭迅速燃烧,有利于降低 NO 的排放,比如:增大一次风中煤粉 的浓度。
0.0008

产物生成速率 kgmol/m s

3

0.0006

0.0004

NO 生成速率 HCN 生成速率 热力型 NO 生成速率 燃料型 NO 生成速率

0.0002

0.0000

-0.0002 0 1 2 3 4 5 6 7 8

一次风中心线 /m

图 3-18 一次风中心线产物生成速率分布

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0.012 0.010

2000 0.16 1800 1600 0.14 0.12 0.10

挥发份析出&焦炭燃烧速率/kg/s

0.008 0.006 0.004 0.002 0.000 0 1 2 3 4 5 一次风中心 线/m 6

温度 焦炭燃烧 挥发份析出 氧气浓度

1400

温度/k

氧浓度
8

1200 1000

0.08 0.06 0.04

800 600 400 7

0.02 0.00 -0.02

图 3-19 一次风中心线挥发分析出与焦炭燃烧

3.8 SOFA 风率对温度及组分分布影响
SOFA 风率是空气分级燃烧技术的关键参数,对降低 NO 排放有决定性影 响,选取 SOFA 风率为 35%,25%,15%来研究 SOFA 风率对于燃烧过程的影 响。 从图 3-20 的温度分布可以看出,三种 SOFA 风率情况下,温度分布是相 似的,在主燃烧器区由于煤粉的燃烧释放热量,使温度升高。在还原区由于没 有氧气喷入,燃烧放出热量小于烟气与水冷壁的换热量,因此温度降低。在 SOFA 区由于大量低温 SOFA 的喷入使得温度迅速降低,达到最低点。但同时 主燃区未完全燃烧产物和剩余焦炭在大量氧气补充下剧烈燃烧放出热量, SOFA 风率越大,温升越明显,并使炉膛出口烟温升高。此外,SOFA 风率越 大时,主燃区温度水平降低,沿炉膛高度的温度分布更加均匀。 由图 3-21 的 O2 沿高度分布图可以看出,在主燃区以下,15%SOFA 风率 时主燃区的氧气浓度远远大于 35%和 25%SOFA 风率下的主燃区氧气浓度,同 时由于主燃区二次风的交替喷入使得主燃区氧浓度交替上升,在 SOFA 区氧浓 度迅速上升。而后剧烈燃烧又使氧浓度迅速下降。但是炉膛出口氧气浓度并不 是随着 SOFA 风率下降而单调下降,在 25% 工况下,混合情况要好于 15%
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SOFA 风率下,剩余焦炭燃烧消耗大量氧气使炉膛出口氧气浓度小于 15% SOFA 风率工况下氧气浓度。
1900 1800 1700 1600 1500
35% SOFA风率 25% SOFA风率 15% SOFA风率

温度/K

1400 1300 1200

还原区
1100 1000 0 10 20 30 40 50 60

主燃区

SOFA 燃尽区

炉膛高度/m

图 3-20 温度随高度分布
7 6 5

12 10 8
35%SOFA风 率 25%SOFA风 率 15%SOFA风 率

氧浓度分布(%)

35% SOFA风率 25% SOFA风率 15% SOFA风率
CO浓度(%)

4 3 2 1 0 -1 0 10 20 30 40 50 60

6 4 2 0 0 10 20 30 40 50 60

炉膛高度/m

炉 膛 高 度 /m

图 3-21 O2 浓度随高度的分布

图 3-22 CO 浓度随高度的分布

由 CO 浓度分布图可以看出,SOFA 风率增大,使主燃烧器区风率减小, 产生的 CO 浓度相应的增加。但在 SOFA 的上部,各工况的 CO 浓度值都降低 到很低。 由图 3-23 可以看出 15% SOFA 风率条件下,主燃区由于燃烧剧烈形成大 量的燃料型 NO 和部分热力型 NO,因此,主燃区 NO 的浓度远远要高于其他两 工况。基本规律为主燃区氧浓度越高,NO 浓度越高。在 SOFA 区域,由于大 量 SOFA 风的喷入,使 NO 浓度先降低。而后由于煤粉的进一步燃烧又产生了 一部分燃料型 NO,使得 NO 浓度升高。而且在燃尽区 NO 浓度的升高值与 SOFA 风率是成正比的。由文献[64,70]可知,在此区域焦炭燃烧时释放出来的
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N 先转化为 HCN,在氧气浓度充足下会转化为 NO,而同时 HCN 又会与 NO 反应生成 N2。因此,由图可以看出:35% SOFA 风率下,生成反应大于还原反 应,NO 浓度增加;而 25%和 15%SOFA 风率下还原反应大于生成反应,NO 浓度有所降低。
450 400 350 300
NO浓度/ppm
35% SOFA 风率 25% SOFA 风率 15% SOFA 风率

250 200 150 100 50 0 0 10 20 30 40 50 60

炉膛高度 /m

图 3-23 NO 浓度随高度分布

由计算可得:25%SOFA 风率下炉膛出口氧气浓度为 0.029,炉膛出口 NO 的浓度为 141.2ppm,折算到 6%氧量下的 NOx 排放量为 240mg/m3;15%SOFA 风率下炉膛出口氧气的浓度为 0.03,炉膛出口 NO 的浓度为 308.5ppm,换算到 出口氧气浓度为 6%时,NO 的排放量为 528mg/m3。 因此深度分级条件下,不一定会获得较低的 NOx 排放。选择合理的 SOFA 风率是十分必要的,在本文条件下得到的最佳 SOFA 风率为 25%,为工 程实际选择 SOFA 风率提供理论依据。

3.9 SOFA 风率对炉膛出口烟温偏差的影响
绝大多数研究者认为,采用切向燃烧方式的锅炉中,由于烟气作螺旋上升 运动。在目前所采用的燃烧器布置和炉膛结构下,当烟气到达折焰角时,仍然 存在相当大的残余旋转,造成水平烟道区出现相当大的流动不均匀,从而产生 烟温偏差,当炉内切圆逆时针旋转时,右侧的烟气发生短路,快速从屏区穿 过,放热量少,因此,烟温高;左侧的烟气没有短路,并且在左侧的大屏区有 绕流现象,绕流之后再流向水平烟道,因此放热量多,烟温低。减小烟温偏差 的关键是减少残余旋转。
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在炉膛出口处的气流旋转,可以用烟道气流不均匀系数以及水平烟道两侧 气流速度相对比值表示。本文采用在设计旋流燃烧器时采用的旋流强度的概 念,它是气流旋转动量矩和轴向动量矩的比值。
n ? ? wur 2 dr ( D ? u 2 rdr )
0 0 R R

(3- 1)

上式可以经过变换为:
n ? ? wurdA D ? u 2 dA
A A

(3- 2)

式中 D 特征长度,本文取为炉膛截面平均宽度(m) ,u 为烟气轴向速度 ,w 为烟气切向速度(m/s) ,r 为气流旋转半径(m) ,A 为炉膛截面 (m/s) 积。分子表示炉膛某一截面上烟气的切向动量矩,分母表示炉膛某一截面上烟 气的轴向动量矩。

3.9.1 炉膛出口烟温分布
从炉膛出口烟温分布图来看,炉膛上部温度小于下部温度,靠近左侧墙温 度大于右侧。由于气流旋转使得左侧烟速高于右侧,所以气流的换热时间要低 于右侧,所以左侧墙附近温度较高。这与上节中切圆燃烧的通用情况是相符 的。
50 10

1050 1100 1150
50 11

50 10 1150
0 120

70

1200

right wall

1250
65

1150 1200
0 130

Z

1300
13 50

left wall

12 00
60

50 13

1400

1450
1300
5 0 -5

Y

图 3-24 后屏过热器出口温度分布图

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3.9.2 SOFA 风率对残余旋转的影响
从旋流强度沿高度方向的变化图可以看出在主燃区的下方的很大的区域即 25m 以下,旋流强度的数值都为负值,也就是分子的旋转动量矩是向下的。这 表明下部燃烧器的射流有一部分是向下流动。到主燃区后,旋流强度呈直线增 加,也就是旋转强度越来越大,到主燃烧器的上部,旋流强度逐渐变小,但减 小的速度是不同的,35% SOFA 风率下,旋流强度减小的速度最快。SOFA 风 的上部,减小速度逐渐变小。 从不同风率之间的对比,可以看出 SOFA 风率越小,炉膛出口残余旋转动 量矩越大,主要由于 SOFA 风率越小,主燃区的二次风率越大,因此主燃区二 次风速较大旋转动量矩变大。当 SOFA 风率为 15%时,旋转动量矩几乎没有显 著的增大,炉膛出口旋流强度最大。
0.75

0.50

0.25

35% SOFA风率 25% SOFA风率 15% SOFA风率

旋流强度

0.00

-0.25

-0.50

-0.75

冷灰斗区
-1.00

主燃烧器区

OFA SOFA

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

炉膛高度 \m

图 3-25 旋流强度随高度变化

随着 SOFA 风率增加,后屏出口左右侧的烟温偏差减小,这与旋转动量矩 的减小有关,但总体来看,烟温偏差并不大,35% SOFA 风率下,后屏过热器 出口,左右侧烟温偏差为 60K。

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70 60 50 40 30 20 10 0 0.15 0.25 SOFA风率 0.35

炉膛出口烟温偏差(K)

图 3-26 SOFA 风率后屏出口烟温偏差影响

3.10 热负荷分布
炉膛内沿高度方向的平均温度分布可以说明燃烧沿高度方向剧烈程度的分 布。从图 3-27 可以看出,在主燃烧区的下部存在着剧烈的温升过程。进入主 燃烧器区以后由于煤粉的不断给入热量不断累积,使烟气温度逐渐升高,接近 主燃区的上部达到最大值,约为 1450℃,由于主燃区的空气过量空气系数在 0.7 所以还有大量的未完全燃烧产物存在,因此,这种燃烧过程依然继续,所 以在主燃区上部仍然能够保持很高的温度。到达燃尽风区以后由于燃尽风的大 量喷入,温度从 1400℃降到 1260℃,随后又有一个升温过程,未完全燃烧产 物燃尽后,温度迅速下降,到达屏下温度约为 1300℃。 由于四墙燃烧器的布置是相同的,因此就可以只研究单面墙的热负荷分布 来反映热负荷分布的趋势。主燃区热负荷沿宽度的分布形态为近 V 形,如图 3-28,图 3-29 所示。但是这种 V 形对炉墙中心不是对称的,而是偏向水冷壁 的右侧,这是由于一次风和二次风的喷入会降低水冷壁左侧区域的壁面热负 荷,所以在该区域热负荷会急剧的下降,同时也产生了最高壁面热负荷向右侧 移动的结果。一二次风的降温作用是有区别的。从图 3-28 看出虽然风速小但 是温度低所以降温作用很明显。相比而言二次风的降温作用则不那么明显,如 图 3-29 所示。
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1500 1400 1300

温度/oC

1200 1100 1000 900 800 0 5
冷灰斗区
主燃烧器区
OFA SOFA 煤粉燃尽区

10

15 20

25

30

35

40

45 50

55

60

65

炉膛高度/m

图 3-27 沿炉膛高度平均温度分布
-1.0 -1.2 -1.4
z=25.82 z=28.898 z=30.44 z=33.522 z=35.064

-1.0 -1.2 -1.4
z=25.4 z=27.7 z=32.4 z=36.6

热流密度/w/m2(x105)

-1.6 -1.8 -2.0 -2.2 -2.4 -2.6 -2.8 -3.0 -3.2 0 2 4 6 8

热流密度/w/m2(x105)

-1.6 -1.8 -2.0 -2.2 -2.4 -2.6 -2.8 -3.0 -3.2

10

12

14

16

18

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

炉 膛 宽 度 /m

/m 炉 膛 宽 度

图 3-28 一次风截面壁面热负荷分布

图 3-29 二次风截面壁面热负荷分布

由主燃区上部至 OFA 高度壁面热负荷分布图 3-30 所示,整体的热负荷分 布呈现 W 形。随着距离主燃区的高度增加开始时,水冷壁中心部位的热负荷 最高,且较为均匀,继续升高在左侧的燃烧器上部出现热负荷的高点,这是因 为随着高度的升高,在此宽度存在煤粉的燃烧燃尽,此区域附近的温度较高, 受到辐射热较大。而在 14m 宽度左右也会出现一个高温区,这个高温区是由 于临墙的燃烧器出口附近煤粉燃烧,由于对这一区域的距离较近所以产生强烈 的辐射作用,由于随高度的增加切圆变大,燃烧强烈的区域距离壁面越来越 近,所以随着高度增加最大热负荷增加。
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-1.2 -1.4
z=37 z=38 z=39 z=39.9

热流密度/w/m2(x105)

-1.6 -1.8 -2.0 -2.2 -2.4 -2.6 -2.8 0 2 4 6

8

10

12

14

16

18

炉膛宽度/m

图 3-30 主燃区上部至 OFA 高度壁面热负荷分布

图 3-31 不同高度截面温度分布

壁面热负荷与壁面附近的温度分布有着直接的联系,所以将高度方向的连 续温度分布图作图如图 3-31 所示,可以从边缘的温度等值线的变化来分析热 负荷的变化,从 z=38 到 z=39.6,高温等值线逐渐靠近壁面,给予壁面强烈的 辐射作用,同时由于沿高度速度的增大,对流换热也增加,在双重作用下最大 壁面热负荷逐渐增大。同时也能看出,在炉内的中部的大部分区域温度很高, 并且温度均匀,这也是四墙切圆燃烧的优点所在,这种温度分布保证了难燃煤 的燃烧和燃尽。 图 3-32 为 SOFA 区域热负荷沿宽度分布,随着高度的增加,最大热负荷
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逐渐降低,由于随高度增加,大量的燃尽风喷入,对于温度降低的作用很明 显,因此,最大热负荷是降低的趋势。
-1.2 -1.4

热流密度/w/m2(x105)

-1.6 -1.8 -2.0 -2.2 -2.4 -2.6 -2.8 0 2 4 6 8

z43.3 z43.9 z44.2 z44.8

10

12

14

16

18

炉膛宽度/m

图 3-32 SOFA 区壁面热负荷分布

a) 前墙

b) 后墙

c) 左墙 d) 右墙

图 3-33 壁面热负荷分布云图

图 3-33 显示的是壁面热负荷的分布情况,可以看出沿着整个主燃烧器高 度上,在偏离壁面中心线燃烧器的对侧部位存在一个高壁面热负荷区域,最高 壁面热负荷位于主燃烧器区的中上部,由于在主燃烧区存在强烈的煤粉燃烧过 程,并且随着高度上升,不断会有一二次风混入,风量的加大导致切圆的膨
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胀,使高温区更加靠近壁面。在主燃区的上部至 SOFA 风区,存在两个高温区 第一个高温区位于主燃区的上部,第二个高温区在靠近边缘部位,而且这个高 温区比主燃区上部的高温区要大很多。因此靠近该墙的临墙布置的燃烧器上部 煤粉的燃烧起到重要的作用。在 SOFA 区的上部,随着不完全燃烧产物的燃烧 和燃尽,壁面热负荷逐渐降低。尤其是到达屏区这种壁面热负荷降低的梯度很 大。

3.11 本章小结
本章主要对墙式切圆的烟煤锅炉燃烧过程进行数值模拟,主要模拟了炉内 空气动力场、温度分布、气体组分分布、氮氧化物生成特性和 SOFA 风率对燃 烧过程的影响以及热负荷分布。得到了如下结论: (1)该墙式切圆锅炉在设计条件下,炉内切圆形成良好,充满度高,炉 内温度较高的区域集中靠近壁面附近,在炉膛内部不存在温度较低区域,炉内 燃尽程度高。 (2)从燃烧气体组分分布图来看,炉内氧浓度较低,在靠近喷口不远处 氧气就会耗尽,而炉内 CO 浓度较高,有利于降低氮氧化物的生成。 (3)组织空气分级低氮燃烧技术的关键为主燃区焦炭燃烧在缺氧条件下 进行,但深度分级不一定会达到降低氮氧化物排放的结果,在 SOFA 区域氧浓 度如果太高,会造成氮氧化物排放大大增加。因此合理的优化主燃区与燃尽区 氧量配比是关键。 (4)SOFA 风率升高炉内温度分布趋于均匀;炉膛出口 NO 浓度并不是随 着 SOFA 风率的增大而单调减小。在 SOFA 区域上部,焦炭燃烧时释放出来的 N 先转化为 HCN 在氧气浓度充足下会转化为 NO,而同时又会与生成的 NO 发 生消减反应。由结果可见:35% SOFA 风率下,生成反应大于消减反应,因 此,NO 浓度有所升高;25%和 15% SOFA 风率下消减反应大于生成反应,NO 浓度有所降低。计算得到 25% SOFA 风率条件下 NOx 浓度值最小,因此,在 深度分级条件下,用模拟方法选择合理的 SOFA 风率对于指导实践有很深的意 义。 (5)炉膛出口烟温呈现左高右低,下高上低的趋势,由于后屏出口烟温 偏差与残余旋转动量矩之间有着很密切的关系,残余旋转越强烈后屏出口左右 侧烟温偏差越大。计算可知:主燃区的二次风量越大,使主燃区的旋转动量矩 增大。15% SOFA 风率下炉膛出口残余旋转动量矩最大,因此后屏出口左右侧
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烟温偏差最大为 60K。 (6)壁面热负荷沿宽度方向的分布随高度的升高呈现三种形态,主燃区 形态为近 V 形,在一二次风喷入处,热负荷急剧降低。并且 V 形不是对称 的,热负荷最高点偏向燃烧器的对称侧。主燃区上部到 OFA 区成 W 形分布, 两个热负荷高区是由于所在墙燃烧器喷口附近煤粉燃烧强烈,同时邻角燃烧器 喷出的煤粉在该区域附近燃尽造成。SOFA 区热负荷成 U 形,随高度增加最大 热负荷降低。从壁面热负荷云图可以看出,沿着整个主燃烧器高度上,在靠近 壁面中心线部位对侧存在一个高壁面热负荷区域。在主燃区上部存在两个高热 负荷区,是由该墙和临墙的射流中煤粉的燃尽产生的。

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第4章 考虑水分影响的褐煤锅炉燃烧模拟方法研究
本章主要解决褐煤锅炉燃烧数值模拟方法。本章首先对褐煤锅炉燃烧数值 模拟中考虑水分的方法进行了概述,然后本文采用考虑详细热解参数的模型来 计算烟煤锅炉的燃烧过程,同时本文对比了考虑水分的模拟同未考虑水分模拟 的差别,通过对比各种主要参数的差别,证明了在褐煤锅炉中考虑水分影响的 重要性。炉膛出口处各种烟气成分的比例与热力计算结果更为相符。最后本文 在褐煤锅炉上进行数值模拟,并与实验对比来证明模拟的可靠性。

4.1 考虑水分方法概述
在煤燃烧模拟过程中,主要有两类方法:第一类方法为组分输运模型方 法,第二种方法为非预混燃烧方法。组分输运模型主要由于需要输入化学反 应,而发生在炉膛中的化学反应非常复杂,并且由于炉膛结构的复杂性,因 此,在高参数煤粉炉的燃烧中很少有人采用这种方法。该方法的主要应用是在 计算单只燃烧器或者沉降炉燃烧中。第二种方法在计算燃烧过程数值模拟过程 中应用广泛。主要原因为该模型计算量小,并且在精度方面能够满足要求。所 以大多数煤粉炉模拟采用非预混燃烧/PDF 方法。在考虑水分的过程中主要分 为三种方法:第一种方法为水分以液滴的形式喷入,这种方法不能准确的计算 会出现炉膛出口 H2 较多;第二种方法,为二次流方法,可以考虑到一次风中 的水分,但是这种方法的计算量很大,不易收敛,并且,不能够考虑煤粉中的 水分;第三种方法为经验确定挥发分的方法,该方法能够考虑到煤粉中的水 分,但是不能够考虑到一次风中的水分,本文采用这种方法,主要原因为:这 种方法计算量小,以收到基给煤并考虑水分。热解参数查找参考文献定出。

4.2 热解成分计算
本文采用的文献 [53] 中介绍的经验公式法。挥发分成分是很难确定的参 数,本文在计算挥发分成分时主要参考了文献[56-61],挥发分成分的计算准则 为根据广泛实验(从褐煤到无烟煤)得到的经验数据与元素分析之间的依赖关 系,元素的守恒关系和已给出的元素分析和工业分析结果。表中忽略了 S 元素 的存在,由于 S 元素比较少,并且忽略 S 元素不会对燃烧计算产生很大影响。

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同时,在计算中考虑到收到基煤中的液态水分,最终确定了传统燃料定义方法 燃料的输入参数如下表:
组分 质量分数/% CH4 0.108 表 3-1 传统燃料定义方法燃料的输入 HCN H2 CO CO2 H2O 0.88 3.826 5.52 5.072 3.194 H2O<l> 13.18 C<s> 68.22

4.3 炉内温度分布比较
图 4-1 为采用经验燃料定义方法和传统燃料定义方法计算的燃烧器区域温 度分布。由于忽略了煤粉中水分的存在,用经验燃料定义方法计算得到的温度 梯度相对比传统燃料定义方法要大,这种差别主要是水分的差别带来的影响。 经验燃料定义方法中煤粉中不含水分,因此干燥的煤粉升温,挥发分析出并着 火,焦炭着火并燃烧这几个过程进行的很迅速,因此很快达到高温。而传统燃 料定义方法考虑到煤粉中水分,水分的加热析出过程需要吸收潜热,所以煤粉 升温速度降低,相应的后续过程也延迟,因此温度梯度降低。从整个截面来 看,用经验方法定义整个高温区的范围很大,而传统方法的计算结果高温区范 围要小得多。
1500 1600 1600 1700 1800 1500 1600

1400 1500

1700 1600 1800

1400 1500 1600

15
1700 1800 1700 1800 1600

15

1600 1700 1700

10

10

1800 1600

Y

Y

1800

1800
1700 1800 1800 1700

5 1600
1700 1500 1400

5
1600
1700 1600 1500

1700

1700 1600 1400

1500 1400

1700

1500 1400

0

5

10

15

X

0

5

10

15

X

a) 经验燃料定义方法 b) 传统燃料定义方法 图 4-1 不同燃料输入方法温度分布(K)

由炉膛高度方向各截面平均温度分布图可以看出,在主燃烧区,经验定义 方法的计算值普遍要比传统定义方法的计算值要高,差值约为 100 度,这主要 是由于采用经验定义方法,煤粉燃烧速度快,主燃区横截面上高温区域大。而 传统定义方法考虑到煤粉中的水分,由于析出的潜热使得煤粉升温速度慢,并
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且由于水分的加入使得烟气量的加大使得温度有一定程度的降低。到了燃尽区 以后由于大量燃尽风的喷入使得水分的对于整个截面的平均温度影响变小,到 燃尽区上部可以看到差距已经很小。同样可以比较出水分的影响主要是在主燃 区推迟燃烧影响整个截面的高温分布是主要方面,而使总烟气量升高降低平均 温度是次要方面。
1800 1700 1600

经验定义方法 传统定义方法

温度分布/K

1500 1400 1300 1200 1100 1000 0 10 20 30 40 50

炉膛高度/m

图 4-2 炉膛高度温度分布

4.4 一次风射流比较
为了更细致的定量描述水分的加入对于早期燃烧的影响,选取一次风射流 中心线上参数的分布情况本部分之选取了温度分布和氧浓度分布。从温度分布 图来看,经验定义方法的计算结果距离喷口 1.4M 左右温度就到到 1660K。而 传统定义方法的计算结果距离喷口 2M 左右温度达到 1600K。随后温度有小幅 的降低,是由于混入的二次风的作用,但之后射流中焦炭的燃烧和燃尽使得温 度又不断升高,直至 4.7M 达到温度的最大值 1790K,而采用传统定义方法也 在大约相同位置达到 1720K 的最高值。在距离喷口 2M 以后,两种计算方法的 计算值差距在 100K 左右。

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1800 1600 1400

经验定义方法 传统定义方法

温度/K

1200 1000 800 600 400 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

距离喷口出口距离/m

图 4-3 一次风射流温度分布

从氧浓度分布图可以看出温度与氧浓度的依存关系,温度梯度高的区域氧 浓度梯度也很高,说明早期的燃烧是剧烈的。在氧气基本耗尽时温度也达到了 第一个峰值。随后的焦炭燃烧是一个氧气边混入边燃烧的过程,氧气的浓度保 持基本稳定。用传统方法计算的氧气浓度分布较经验方法曲线转折较小,变化 较平缓,更符合实际的燃烧过程进行。
0.16 0.14 0.12 0.10

氧浓度分布

经验定义方法 传统定义方法

0.08 0.06 0.04 0.02 0.00 -0.02 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

距离喷口出口距离/m

图 4-4 一次风射流氧浓度分布

4.5 一次风射流刚性及衰减特性比较
由于煤粉水分的析出,会使一次风的空气量增加,必然会使得一次风的刚 性增加,对于速度的分布也会产生影响,从而影响射流最大速度的轨迹。
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从前墙一次风最大速度轨迹图可以看出,水分的考虑并没有使射流的最大 速度轨迹产生很大变化。但是从图 4-6 可以看到,考虑水分后对于一次风射流 的速度分布产生重大的影响,考虑水分后在射流的开始部分,由于水分的析 出,烟气量迅速增加,因此,射流进行动量及速度的重新分配,同时由于烟气 量的增加惯性增加,因此速度有显著的下降过程,但这一过程进行的很迅速, 而未考虑水分的经验定义方法由于没有考虑这一过程,因此没有显著的降速过 程。而后由于较高速度的二次风的混入使得射流最高速度迅速增加,达到最高 值。水分的存在使得最高射流速度降低 2.5m/s。随后由于迅速燃烧过程使得烟 气量迅速增加,因此动量的分配使得速度衰减,当氧气迅速消耗完时,速度进 入了稳定段。但由于下游垂直射流的影响在距前墙 5m 处,射流速度又由于垂 直射流的阻力而迅速降低,由于考虑水分的烟气量大惯性大,因此,速度的衰 减比经验方法的计算结果慢。
26

10

8

经验定义方法 传统定义方法

25 24

经 验 定 义 方 法 传 统 定 义 方 法

气相速度/m/s
0 2 4 6 8 10

23 22 21 20

前墙/m

6

4

2

19 18 0 2 4 6 8 10

侧墙/m

炉 膛 深 度 /m

图 4-5 前墙一次风最大速度轨迹

图 4-6 前墙一次风射流速度衰减图

4.6 炉膛出口主要烟气成分比较
考虑到炉内燃烧过程的不可测性给实际验证数值模拟带来巨大的困难,本 文根据前人验证数值模拟准确性的方法。比较了炉膛出口各种主要烟气成分与 热力计算值,由于热力计算基于完全燃烧,在锅炉实际的运行中燃烧是不完全 的,因此,存在一定误差,但是在缺少实际数据的情况下,用热力计算来验证 模拟结果不失为一种方法。在炉膛出口烟气成分中,N2, O2,H2O,CO2 是 四种体积分数较大的物质。因此,只取这四种物质来比较模拟的可靠性。

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表 4-2 炉膛出口主要烟气成分分布 N2 O2 H2O 计算方法/烟气体积分数 % 74.7 3.08 7.01 传统定义方法 76.13 3.29 5.32 经验定义方法 73.9 2.92 8.3 热力计算结果

CO2 14.74 14.82 14.8

通过对比可知,传统定义方法计算得到的结果在炉膛出口烟气主要成分上 与热力计算结果吻合较好。而经验定义方法与热力计算结果相差较大。最大的 差距在水分上,由于收到基中的水分在经验计算中被忽略,造成了炉膛出口水 分计算值较小。而其他成分由于计算烟气量的减小,相应的比热力计算结果偏 大。综上所述,采用传统定义方法取得了很好的效果。

4.7 考虑水分的褐煤锅炉燃烧模拟方法验证
4.7.1 研究对象与网格划分
本文的模型验证在一台 600MW 燃烧褐煤的四角切圆锅炉上进行,采用前 面所述的考虑热解的传统定义方法。锅炉原型炉膛及燃烧器的布置图如下所 示:其中灰色代表封住的喷口部分。运行时一次风室(H) 不投运,但是有周界 风用来冷却喷口。
燃尽风室(M) 燃 尽 风 室 ( L) 燃尽风室
( ) K

5396

紧 凑 二 次 风 风 室 ( J) 紧 凑 二 次 风 风 室 ( I) 端 部 风 室 ( HH) 一 次 风 室 ( H) 油 风 室 ( GH) 一 次风 室 ( G)

5194

二 次 风 室 ( FG) 一 次 风 室 ( F) 油 风 室 ( EF)

2 24245 2019 0 × 2005 0
西 墙 (左)

北墙(后)

3

一 次 风 室 ( E) 东 墙 (右)

3 7203 5194 5194 4638 14022

20050

14022

端 部 风 室 ( EE) 端 部 风 室 ( DD) 一 次 风 室 ( D) 油 风 室 ( CD)

23 181

1

20 19 0
南墙(前)

4 5194

一 次 风 室 ( C) 二 次 风 室 ( BC) 一 次 风 室 ( B) 油 风 室 ( AB) 一 次 风 室 ( A) 端 部 风 室 ( AA)

图 4-7 锅炉原型炉膛及燃烧器布置图

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b)

a)

c)

a) 整体网格示意图 b) 燃烧器区域横截面网格划分 c) 燃烧器区域局部网格划分 图 4-8 计算区域网格划分示意图

4.7.2 温度分布对比
由于炉内燃烧温度很高,因此只有用非接触式测量方法,本文的实验数据 采用光学高温计测量,光学高温计的测量结果近似为所在线上的最高温度。本 文的测孔距离炉墙为 1.5m,实验给出了 9 个高度上的温度。本文的坐标系取 为冷灰斗的折转处的角点。从图中可以看出实验值与模拟值均存在两个峰值 点,但从峰值点的位置和数值测量值与模拟值之间的差距还较大,模拟值要高 于实验值。说明实验值的温度分布更靠近炉膛中心区域。可能的原因有两方 面:一方面为模拟值对于射流的刚性估计不足,即对于速度场计算可能存在误 差,这样导致射流刚进入炉膛就产生较大偏斜。另一方面,可能由于实际的煤 粉燃烧速率要小于采用平衡法计算的燃烧速率,因此,模拟估计的高温值提

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前。所以这两方面的原因导致在主燃区大部分域模拟值要比实验值要高。
1800 1700 1600 1500

温度/K

1400 1300 1200 1100 1000 900 0 5 10 15 20 25 30

计算值 实验值

炉膛高度/m

图 4-9 炉膛高度温度对比

4.7.3 烟气成分对比
由实验测得的炉膛出口 NO、CO、O2 等的烟气成分。由于烟气成分的测 量位于空气预热器的出口,而计算值位于炉膛出口因此会有一定的偏差。本部 分在计算氮氧化物生成时,采用 Lockwood 机理。挥发分 N 与固定碳 N 之间的 比例分配影响着最终计算获得的 NO 的出口含量,本文采用不同的固定碳 N 与 挥发分 N 之间的配比,从而选择一个最能符合出口 NO 值的比例。最终获得当 固定碳 N 的比例占到总含氮量的 50%获得的 NO 浓度值与实验值最为相符,因 此选取该值用于下面的计算。由于在计算中没有考虑炉膛的漏风。所以计算获 得的氧气浓度会偏低。
表 4-3 烟气成分对比 炉膛出口计算值 空预器出口实验值 O2 浓度/% 4.16 5.42 CO2 浓度/% 13.2 16.29 CO 浓度/% 0.17 0 NO 浓度/ppm 265 267

4.8 本章小结
(1)采用传统燃料定义方法后,由于考虑了水分存在,煤粉射流温度梯 度减小,氧浓度梯度相应减小。主燃烧区横截面高温区范围减小,使得沿炉膛
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高度方向,计算温度值比用经验定义方法小 100K 左右。水分对于射流早期燃 烧的影响,从而对于温度分布的影响要大于由于烟气量增大对于温度分布的影 响。 (2)考虑水分后,对于一次风的惯性产生影响,从而影响动量的分配, 并影响一次风的射流速度衰减产生很大影响,但是对于最大速度轨迹没有产生 太大的影响。 (3)通过与热力计算比较可知,传统燃料定义方法在炉膛出口各种主要 烟气成分的比较中,得到与热力计算相吻合的结果。 (4)通过与实验结果对比证明了本文采用的考虑水分的褐煤锅炉燃烧模 拟方法是必要的和可靠的。

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第5章 墙式切圆褐煤锅炉燃烧过程模拟
本章将模拟墙式切圆在燃烧褐煤锅炉上的应用,由于褐煤的水分较高。因 此,在模拟的过程中应重点考虑其高水分问题,本章的工作采用了 3.9 节中的 计算方法对一台燃烧褐煤的墙式切圆锅炉进行数值模拟,该锅炉采用了水平浓 淡燃烧器。

5.1 研究对象与网格划分
本章模拟对象为哈尔滨锅炉厂为印度设计的超临界锅炉,主蒸汽压力为 25.4MPa,流量为 2115.5t/h,温度为 571℃,再热蒸汽压力为 4.604MPa, 流量为 1714.9t/h,温度为 569℃。 该锅炉采用的主要技术为立体分级燃烧技术,由于采用水平浓淡煤粉燃烧 器可以形成水平面上燃料分级燃烧;在炉膛高度方向,主燃烧器分为两级布 置,这是燃烧器整体射流刚度的要求。距离主燃烧器 4.528m 处,在四角部位 布置四层 SOFA 燃烧器,因此形成沿烟气流向的空气分级燃烧。可以有效降低 NOx 排放。 锅炉的炉膛采用近正方形布置,宽度为 20.402m,深度 20.072m,炉膛总 体高度 68m,主燃烧器分两级布置,两级燃烧器都相同。其中,一次风采用水 平浓淡燃烧器,共有 6 层喷口,实际运行 5 层,一二次风喷口偏角 0°(说明: 定义喷口中心线与垂直炉墙夹角为喷口偏角) ,假想切圆大小 10.9m,共有 8 层;油喷口共有 4 层,稳定运行时提供二次风;燃尽风区采用四角布置共 4 层,运行投入 3 层,同时最上层开 15%风量,其中 NO.1 和 NO.3 角射流与壁 面夹角分别为 40°和 50°,形成 Φ=1.974m 的内切圆,NO.2 和 NO.4 角射流与 壁面夹角分别为 41°和 49°,形成 Φ=2.126m 的外切圆。 本文按照锅炉尺寸按 1:1 的比例在 Gambit 中建立模型,由于考虑到计算 分隔屏后的烟温偏差问题,因此,模型取到高温过热器之后,并延伸一段 5m 距离考虑出口回流对考察面的影响。另外考虑数值模拟过程的复杂性,对计算 域的部分细节做了适当的简化: 第一,用矩形面代替一二次风喷口截面,并且主燃区喷口宽度为相同,这 样能使主燃烧器区的网格扭曲率比较低,由于主燃烧器区网格对计算收敛性影 响很大因此采用这种方式,但须考虑高宽比对射流刚性的影响,计算原则为先
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按照喷口高宽比计算出喷口宽度再取平均值,喷口高度通过喷口面积确定。 第二,忽略燃烧器外伸长度。 第三,屏式过热器简化为平板,不考虑厚度。 在 Gambit 中画网格如图所示:由于结构的复杂性,画网格时采用分块网 格画法,在主燃烧区和燃尽风区分别采用结构化六面体和五面体网格,在连接 处采用四面体网格。从主燃烧器区网格可以看出,在靠近射流和靠近壁面处由 于速度梯度和温度梯度都很大,因此进行了局部加密。总体网格数在 75 万左 右。计算表明网格收敛性较好,5000 步左右收敛。

SO FA

上二次风 一次风 中二次风 油风 一次风
P1 P2

中二次风 油风 一次风 下二次风
SOFA

上组燃烧器

上二次风 一次风 中二次风 油风 一次风 中二次风 油风 一次风 下二次风

下组燃烧器

前墙

a) 炉膛结构示意图 b) 单列燃烧器喷口示意图 c) 主燃区横截面燃烧器布置简图 图 5-1 炉膛结构示意图及单列燃烧器喷口结构简图

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a) 纵剖视网格图

b) 主燃烧器区横截面网格图 图 5-2 部分网格图

c) sofa 区横截面网格图

5.2 热态模拟工况说明
计算煤质的元素分析与工业分析见表 5-1,很明显这种煤质碳化程度低, 挥发分含量在 40%~50%之间,收到基水分含量较高超过 20%,因此是一种褐 煤。本文的工况包括一次风的偏角 0°,5°,10°。还包括主燃区的配风工况, 其中 5°的工况为原始工况,此时,SOFA 风率为 22%。改变一次风率的工况也 是针对原始工况。
表 5-1 燃用煤质的工业分析和元素分析 Mar 33 工业分析/% Mad Aar 25 4.02 Vdaf 48.4 Car 47.64 Har 3.22 元素分析/% Oar Nar Sar 10.06 1.42 0.64 Qnet,ar(MJ/kg) 17.341

各一二次风风速和风率及单只煤粉喷口浓淡侧质量流量见表 5-3:
表 5-2 风速及风率 一次风风率 工况 1 工况 2 工况 3 工况 4 工况 5 25% 28.2% 35% 40% 45% 一次风速 20.2 23.1 28.3 32.3 36.4 二次风速 50.34 47.16 40.8 36.1 31.3 二次风风率 53% 49.8% 43% 38% 33%

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表 5-3 喷口质量流量 序号 1 2 3 4 名称 单喷口浓侧质量流量 单喷口淡侧质量流量 每个喷口质量流量 浓淡比 单位 Kg/s Kg/s Kg/s — 数值 2.2078 0.9462 3.154 7:3

5.3 炉内空气动力场
炉内速度场对炉内燃烧过程有很大的影响,首先,速度场是炉内湍流程度 的一个表征,湍流的程度影响着煤粉的燃烧过程的传热传质,炉膛内切圆过 小,炉内充满度不好燃烧不充分。但是,如果切圆过大或者切圆偏斜会导致结 渣。下图为炉内速度矢量图和速度云图:
20 20

8

17
11
20 1 4

44
38

14

15

15

35 32

14 11 8 23 32 35 20 38 44 17 11 1 4 1 1 20

20

29

10

10

26 23

Y

Y

8

26
29

5

29 14 1723
10

17

38

5 44

41 11 11 8

0

0

5

10

15

20

0

44
15

11
20

0

5

X

X

a ) 中二次风速度矢量图
20 20

b ) 中二次风速度云图(m/s)
11
4 23 1
11

14

23

20

14 11 17 26

8
5

15

15

2 0 14

20

17 14 11

20

10

10

26
1 14 7
20

Y

Y

8

5

5 23

23
29 23 14 17
5 10

20 23
15

8

5

11
20

0

0

5

10

15

20

0

0

X

X

c) 一次风速度矢量图

d ) 一次风速度云图(m/s)

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11 1 7
8

15

20

11
23

23 38 35

35

23 11

11 20

15

20 11 14 20

32

5

26

23

11

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20

20

14
11

20

26
14

44 35
11

53

41 50
9 2 26

17
11

15

15

14

20

Y

17

10

Y

10

8

20
15 5 5

14

17
20
5

14
11

23

0

0

5

10

15

20

0

53
0

41

26

5

32 38 53
20

10

15

X

X

e ) SOFA 速度矢量图 f ) SOFA 速度云图(m/s) 图 5-3 特征截面速度矢量图和云图

从上图的速度矢量图可以看到炉内形成完好的切圆,所有特征截面上切圆 都比较规整。同时可以看到由于射流的卷吸作用在炉膛主燃烧区的四角会有部 分高温烟气回流,形成回流区,回流区是稳定的加热源,有利于煤粉的着火。 从一次风截面速度云图上看到:在四角部位速度很小,而沿着射流方向速度不 是单调减小而是先增大后减小,这主要是由于随着煤燃烧的进行,二次风逐渐 补充进来,由于二次风速度很高因此速度会先增加,但随后由于气体阻力对射 流的衰减作用,速度又会逐渐降低。SOFA 射流初期的速度衰减很快,很快被 卷入到主流当中与主流的切向保持一致。

5.4 炉内温度场
温度场直接反映了炉内的充满度,充满度良好即炉内温度普遍很高没有死 滞区,保证了煤粉的快速燃烧及燃尽。从横截面图可以看到,二次风与 SOFA 风在大约 5m 后达到 1600K。而一次风的温度梯度较大,在距离喷口大约 2.5m 处温度达到 1600K。截面大部分区域温度较高,不存在温度的死角。温度分布 较均匀尤其是到 SOFA 区域,炉内温度大都在 1700K 左右。因此,能够保证煤 粉很快的燃烧并燃尽。 由纵截面图可以看到火焰形状饱满,充满度好,烟气温度在 1000℃以上 所占的区域占折焰角以下冷灰斗以上的区域,从煤粉在高温条件下停留时间 长,燃尽充分。在炉膛上部辐射屏区由于受到高温辐射过热器的吸热作用,烟 气温度逐渐下降至 1000 ℃左右,模拟得到的分隔屏出口平均温度为 970℃,进 入水平烟道的烟气温度适中,避免出现高温过热器结渣或超温的问题。
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14 17

14

17 20

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20

15

700 1500 1 1600 00 0 1700 1600

1700 1800

20

1700
1300

700 1500 160 9 0 00 1700 1700

1700

150

15 00

17 00

0

1800

1400 700

1700
0 160

15

1700 1600 1800

1800

Y

10

Y

10

1800
5

700
0 0 160 170

1600
1800

5

700

16 00

1700
1800

18 00

1700
1000 1600 700 1500
15 20

1500
0 0 5

1700
10

10 00 1600 1500
15

1700 1500
0 0 5

700

1700
10

20

X

X

a ) 二次风截面温度分布
20

b) 一次风截面温度分布
90
17

0 1 60 1000 1700
00 15

1600 1700

80
0

1100

0

0

00 13
15

1700
00

1700

Y

10

5

150 0
800
5

1700
10

17 0 0 00 16 1300 00 11 1700
9 00
15 20

17 00

0

X

c) SOFA 横截面温度分布 图 5-4 特征截面温度分布图(K)
50

13

00

1200

40

1500 1600 1700

30

Z

1700
2 01 8 0 0

10

180

0

1800 0 160 1700 1500 1300

0

-1 0 0 10 20 30

X

图 5-5 中心纵截面温度分布(K)
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5.5 炉内氧浓度场
由特征截面的氧浓度梯度图可以看出:一次风射流的氧浓度梯度最大,向 火侧氧浓度梯度要大于背火侧氧浓度梯度。其次是二次风射流,最后是 SOFA 射流。氧浓度梯度反映燃烧的剧烈程度,说明在一次风喷口所在截面的燃烧最 为剧烈。一次风背火侧的低浓度梯度对减轻水冷壁附近的还原性气氛起到作 用。与上一章中燃烧烟煤的墙式切圆锅炉相比,褐煤锅炉主燃区的射流氧浓度 梯度要明显低于燃烧烟煤的氧浓度梯度,这一方面由于褐煤水分较大,不利于 燃烧,另一方面,燃烧烟煤时采用较大的 SOFA 风率,使主燃区的氧量较褐煤 要低。而在 SOFA 区域,褐煤锅炉的氧浓度梯度高于烟煤锅炉。选择不同的氧 浓度是保证燃烧燃尽和低 NOx 的需要,褐煤锅炉要保证燃尽因此必须采用较大 的主燃区氧量,而烟煤锅炉燃尽容易因此可以选择较小的主燃区氧量来降低总 的 NOx 排放。
20

20

20
16
4

20

1

2
6

15

10 16 20

2

4

2

4
16

14

1
15

20

6

Y

Y
4

2
10 5 20 0 0
20 20 15

10

2
8
10 14
5 20

14
4

8

2

16 4
2

1
10

4

1 2

20
5 10 15 20

0

20
0 5 15 20

16

X

X

a ) 二次风截面氧浓度分布
14 10

b) 一次风截面氧浓度分布

4

10

16

20

2

1
1

4

2

Y

10

1
5

4

1
2

10
8
1
10 15

16
0

20
0 5

20
20

X

c) SOFA 横截面氧浓度分布 图 5-6 特征截面氧浓度分布图(%)

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5.6 一次风采用水平浓淡燃烧技术的分析
浓淡燃烧可以实现降低 NO 的目的,高浓度风粉流中的煤粉在空气不足下 燃烧,即“富燃料燃烧”或“过浓燃烧”。由于氧气不足,燃烧温度也不高, 因此所生成的热力 NOx 和燃料 NOx 都不高,低浓度风粉流中的煤粉是“过稀 燃烧”,由于空气量很大而燃烧温度降低,使得生成的热力 NOx 降低。因此, NOx 的总量得到了很好的控制。 最能反映浓淡燃烧特性的是氧气浓度场,为了研究浓淡燃烧特性,本文选 用一次风偏角 0°工况,分别计算了采用水平浓淡与不采用水平浓淡的工况进行 对比,分析水平浓淡的优越性。图 5-7 中 a) 图为不采用水平浓淡燃烧器,水 平截面的氧浓度分布图,b) 图为采用水平浓淡燃烧器,水平截面的氧浓度分 布图,由两图的对比可知:采用水平浓淡燃烧器时,由于向火侧采用的是浓煤 粉气流,背火侧采用的是淡煤粉气流。浓侧由于煤粉浓度大,还受到上游高温 烟气的加热作用因此着火快,同时着火以后的化学反应速率也很大,迅速消耗 大量的氧,因此在向火侧采用水平浓淡燃烧方式时,氧浓度梯度大于不采用水 平浓淡方式的工况。
19 17
1
17 19
15

17
17
1
1

19

20

20

1

15

19

1

Y

10

Y

10

5 19 17

1

1

5 19 17

1

1
0

1
17 19

1

0

5

10

15

20

0

17 19
0 5 10 15 20

X

X

a) 无水平浓淡 b) 有水平浓淡 图 5-7 第五层一次风横截面氧浓度分布(%)

从炉膛深度氧浓度分布图来看,采用水平浓淡燃烧方式后,煤粉燃烧速 度变快,迅速的消耗了氧气,因此,不采用水平浓淡的氧浓度分布要高于采用 水平浓淡的氧浓度分布。 从温度分布图来看,采用水平浓淡燃烧方式后,沿炉膛深度方向的温度分
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布更加均匀,这有利于降低热力型 NOx 的生成,也有利与煤粉的燃尽。模拟获 得的采用水平浓淡方式的锅炉炉膛出口烟气 CO 浓度为 0.1056%,而没有采用 水平浓淡方式的锅炉炉膛出口烟气 CO 浓度为 0.2352%。因此,采用水平浓淡 燃烧方式大大减小了气体不完全燃烧损失。
1.6 1.4

氧浓度分布/%

1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 0.0 0.0 2.5 5.0 7.5 10.0 12.5 15.0 17.5 20.0

采用水平浓淡 未采用水平浓淡

炉 膛 深 度 /m

图 5-8 炉膛深度氧浓度对比(%)
1900 1850 1800

温度/K

采用水平浓淡 未采用水平浓淡

1750 1700 1650 1600 1550 0.0 2.5 5.0 7.5 10.0 12.5 15.0 17.5 20.0

炉膛深度 /m

图 5-9 炉膛深度温度对比

计算获得炉膛出口 NO,采用水平浓淡燃烧方式时的炉膛出口 NO 值为 348mg/Nm3,不采用水平浓淡燃烧方式炉膛出口 NO 值为 381.7 mg/Nm3。

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5.7 一次风风率变化对燃烧的影响
一次风风率的变化对炉内流场和燃烧都会有巨大的影响,对每一种煤, 都 有一个与燃烧反应速度最大值相对应的气粉比, 即最佳一次风率。若挥发分降 低或灰份增加, 则最佳一次风率应减少, 以提高煤粉浓度, 可使着火热减少。 但煤粉浓度过高, 则因氧气不足而影响挥发分燃尽, 产生煤烟, 而且还会影响 颗粒温度的提高, 使着火延迟[72]。本文在保证主燃区总风率的情况下,改变主 燃区的一二次风风率,分析一次风率的变化对炉内燃烧的影响,来获得最优化 的一次风率。 选取最下层一次风燃烧器中心线,研究在该线上各种参数的分布情况,能 够使我们更深刻的了解射流初期参数的变化。本文在选取工况时考虑到中速磨 煤 机 直 吹 式 系 统 的 的 最 低 风 速 为 18.24m/s[73] , 考 虑 到 余 量 因 此 选 择 最 低 20m/s。

5.7.1 一次风率对截面切向速度的影响
在主燃区风率一定的情况下,一次风率的变化会使一次风速与二次风速发 生变化,进而影响一二次风的混合,从而对燃烧产生影响。本文选取了一次风 截面炉膛宽度中心线上的切向速度分布来研究一二次风的混合情况。
30 25 20

切向速度分布/m/s

15 10 5 0 -5 -10 -15 -20 -25 -30 0.0 2.5 5.0

25% 一 次 风 率 28.2% 一 次 风 率 35% 一 次 风 率 40% 一 次 风 率 45% 一 次 风 率

7.5

10.0

12.5

15.0

17.5

20.0

炉 膛 深 度 /m

图 5-10 炉膛宽度中心线上切向速度分布

当一次风率较低时,炉内的空气动力场主要由二次风来组织,因此能够看 到一次风率最低时,此时二次风率最大,因此,25%一次风率下,炉膛宽度中
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心线上的切向最大速度较其它风率下要大。当一次风率超过 35%,切向速度分 布变化已经不明显,这主要由于此时一次风速已经很大,加上混进的二次风速 度减小,所以此时一次风截面的空气动力场主要由一次风控制。从切圆大小的 变化来看,随着一次风率的增大,切圆直径先增加后减小,而 35%一次风率为 转折点。但切圆直径的变化并不明显,这也说明了墙式布置切圆燃烧的锅炉能 够较好的保证并控制切圆的大小。

5.7.2 一次风率对燃烧器区域的影响
一次风用于携带煤粉并提供煤粉初期挥发份燃烧需要的氧气,因此,一次 风率的变化会对煤粉初期燃烧产生重要影响。本文选取燃烧器中心线上的参数 分布来研究煤粉一次风率对于初期燃烧影响。从图 5-11 燃烧器中心线上温度 分布能够看出:不同一次风率下的温度分布趋势基本相同,燃烧的初期都经历 了由缓慢升温到迅速升温的变化,随后又经历了缓慢降低的变化,到炉膛中心 区域温度最低,随后由于受到下游射流的影响温度升高。随着一次风率的增 加,转折点被推后,最高温度也降低。原因有二:一方面,一次风率增加,煤 粉初期燃烧所需要的着火热增加,导致着火延迟。煤粉燃烧所释放热量用于升 高烟气温度,烟气量增加,最高温度降低;另一方面,煤粉浓度降低,煤粉燃 烧化学反应速率变慢。氧气浓度的变化能够反应化学反应的速度大小。 从图 5-12 能够直观看出一次风率增加,氧浓度梯度降低,相应的化学反 应速率也自然下降。
1800 1600 20 1400 1200 1000 800 600 400 200 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 25

25%一次风率 28.2%一次风率 35%一次风率 40%一次风率 45%一次风率

氧浓度分布/%

温度分布/k

15

10

25%一次风率 28.2%一次风率 35%一次风率 40%一次风率 45%一次风率

5

0

炉膛深度/m

炉膛深度/m

图 5-11 燃烧器中心线温度分布

图 5-12 燃烧器中心线氧浓度分布

假定褐煤的着火温度为 550℃,可以从温度分布中求出着火距离。从图 513 中可以看出,着火距离随着一次风率的增加而迅速增加,并且增加的速度越
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来越快,到一次风率大于 40% 以后,随着一次风率的增加着火距离变化不明 显。在实际燃烧中褐煤由于水分比较高,难于着火因此着火距离会增加,如果 在炉膛内部得不到很好的燃烧,会造成后燃对于炉膛出口屏式过热器的结渣状 况造成影响。因此在保证能够顺利的输送煤粉的情况下,应该优先选择较小的 一次风率。
3.1 2.9 2.7

着火距离/m

2.5 2.3 2.1 1.9 1.7 0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

一次风率

图 5-13 一次风率对着火距离的影响

5.7.3 一次风率对截面平均温度分布的影响
从炉膛高度上平均温度的分布来看,一次风率在 28.2%以下时,炉内温度 分布呈现相同分布并且温度相对较高,但是当一次风率增加到 35%以上时炉内 最高温度和主燃区各截面温度显著降低,但是对于炉膛出口的温度没有太大的 影响。对于实际的褐煤锅炉的燃烧来讲温度对于褐煤的燃尽有很大的影响,因 此一次风率不能取的过高。建议一次风率应该选在 30%以下。这样能够保证炉 膛内截面温度较高。

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1800 1700 1600

温度/k

1500 1400 1300 1200 1100 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30 35 40

25% 一 次 风 率 28.2% 一 次 风 率 35% 一 次 风 率 40% 一 次 风 率 45% 一 次 风 率

高 度 /m

图 5-14 一次风率对温度分布的影响

5.7.4 一次风率对炉膛出口 NO 浓度影响
一次风率的变化会影响炉内氧气浓度的分布和焦炭的燃烧特性,因此会对 氮氧化物的排放产生很大的影响,从炉膛出口氮氧化物排放可以看出,一次风 率与氮氧化物的排放基本呈现线性关系,一次风率的增加不利于氮氧化物的排 放,由于燃烧初期释放的 HCN 容易在氧浓度较高的情况下氧化为 NO。
500

NOx浓 度 /mg/m3(6%O2)

450

400

350

300

250 0.25

0.27

0.29

0.31

0.33

0.35

0.37

0.39

0.41

0.43

0.45

一次风率

图 5-15 一次风率 NOx 排放的影响

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5.8 一次风偏转角度的影响
考虑到炉内结渣现象明显,如果改变切圆大小,使假想切圆减小,这样 使得贴壁风速降低。温度最高点对应的区域就会内偏,减轻结渣。同时这种方 式能够实现水平面上更大程度上的分级燃烧,这也是一种改变一二次风混合的 方法。按照这种思路选取一次风偏角为 0°、5°、10°,来研究一次风的偏转角 度对于炉内燃烧的影响。由图 5-16 可以看出,沿深度温度呈现 M 型分布,并 且温度都很高,这有利于煤粉的燃尽。偏角为 10°时,炉膛中心温度与 0°,5° 时的工况要低 75K 左右,这说明一次风偏转角度过大后,会使一二次风的混合 状况变化很大,从而影响到煤粉的燃烧。一次风偏转 5°时,虽然炉内大部分区 域比 0° 时要低,但是温度的差别为 25K 左右,所以对于燃尽的影响不会太 大。
1900 1850 1800 1750 1700 1650 1600 1550 1500 0.0

0 0 5 0 10

0

温度/K

2.5

5.0

7.5

10.0

12.5

15.0

17.5

20.0

炉膛深度/m

图 5-16 第五层一次风高度炉膛深度中心线温度分布

从炉膛高度温度分布可以看出,一次风偏角越大,主燃烧区的截面平均温 度越低。

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1800 1700 1600

0 0 5 0 10

0

温度/K

1500 1400 1300 1200 1100 -10

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

40

炉膛高度/m

图 5-17 不同工况下温度沿高度变化

从炉膛出口 CO 浓度来看,三个工况的炉膛出口 CO 浓度都不高,都在 1%以下,其中一次风偏转角度为 0 时,炉膛出口 CO 浓度最小 0.1%,一次风 偏转角度为 10 时,炉膛出口 CO 浓度最大为 0.356%。
0.004 0.0035

炉 膛 出 口 CO浓 度

0.003 0.0025 0.002 0.0015 0.001 0.0005 0 0° 5° 10°

一次风偏转角度

图 5-18 不同工况下炉膛出口 CO 浓度

图 5-19 为沿炉宽切向速度分布图,由图 5-19 的切向速度分布图我们看 到,炉内切圆形成较大,切圆直径为 15m 左右,而假想切圆在 11m 左右,因 此实际切圆是假想切圆的约 1.5 倍。一次风角度的变化内的切圆直径的影响并 不大。同时可以看到当一次风偏角为 10°时,切圆中心正处于炉膛的中心,而 偏角角为 0°和 5°时,切圆中心稍有偏斜,但偏移不大。 随着一次风角度的增
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大,切向最大速度减小。偏角 10°时,切向最大速度的减小很明显。
0.0 20.0 2.5 5.0 7.5 10.0 12.5 15.0 17.5 20.0 30

17.5

0 0 5 0 10

0

20

15.0 10 12.5

宽度/m

10.0

0

7.5

-10

5.0 -20 2.5 -30 0.0 -30 -20 -10 0 10 20 30

速 度 /m/s

图 5-19 不同一次风角度切向速度对比图

由图 5-20 的氧浓度分布图可以看到氧气浓度分布在炉膛中部区域和炉膛 壁面附近氧浓度是非常低的,而最为关键的是在炉内氧浓度分布具有很强的不 对称性,而且靠近左墙的氧浓度最大值比右边高,随着一次风偏角增大时这种 氧浓度的非对称性越明显,一次风偏角为 0°时,非对称性不明显。由上面的分 析可知,是由于切圆向左偏斜的结果造成。同时,可以看到:一次风射流的偏 斜角度增大对于炉膛壁面附近氧浓度过低的状况是一个缓解,即实现了“风包 粉”的燃烧技术,有利于防止结渣。
1.0 0.9 0.8

氧浓度/%

0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0.0 0.0 2.5 5.0 7.5

0 0 5 0 10

0

10.0

12.5

15.0

17.5

20.0

炉膛深度/m

图 5-20 一次风深度中心线氧浓度分布对比
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5.9 一二次风假想切圆的影响
一次风偏角为 0°,只改变假想切圆的大小,使假想切圆变为 7.3m。研究 假想切圆的变化对炉内燃烧状况的影响。从下面的温度分布图来看,切圆减小 的结果使高温区域也随着内移,同时,高温区域范围变大,这虽然有利于燃尽 但是由于温度高会产生大量的热力型 NOx,同时可以看到壁面附近的温度有了 一定程度的降低。由图 5-22 速度分布来看,壁面附近速度得到了降低,气流 刷墙有一定的减弱。由图 5-23 氧浓度分布图来看,由于高温区燃烧消耗了大 量的氧量,致使炉膛壁面附近氧量下降。
1 50 0
1 000
20

170
15

0 16

00

1700 1800
1700

1500
00 1700 15 600

20

1200

00 12

1200
1800

18 00

00

1200

18

15

1800

1

0 80

00 18

1800

120 0
18 00

1800

1200

Y

10

Y
17 00

10

60

17

00

1800

00

5

17

1800

1800

1700
0
5

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1800
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20

60 0
140 0
0

1700
700
1200

1600
5

1700
10

1 60 0
20

1800
5

12 00
15

0

15

0

0

1200

10

X

X

a) 直径 10.9m 图 5-21 温度分布(℃)
20

b) 直径 7.3m
20

16

22
26

26 24

14 6

10

14

6

22

6
22
26

26

12
18
15

24

26
26 1 4

14

16
6

15 10

18
26 24

14

22 26

16

22

14

10

20

16
5

14

22
5

14

26 22

10

20

20 22 26

Y

Y

22 2
14
5

26

22

24

20

24

22

22
10

8

6
2
20 0 2 0

14
5

20
10

22
15 20

0

0

2

15

X

X

a) 直径 10.9m 图 5-22 速度分布(m/s)

b) 直径 7.3m

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8

2

26

24

16 12

14

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20

18
16
2

20

18
2
16

12
16 18

1
15

1
15

1

1

2
16 18

Y

10

Y

10

1
1

1

18
5

18

1
2

16

5

1

1

2
1

1
16 18

16
5 10

2
20 0 0 5 10

21

18
0 0 15

16

15

20

X

X

a) 直径 10.9m 图 5-23 氧浓度分布(%)
-10 1800 -5 0 5 10 15 20 25

b) 直径 7.3m

30

35

40 4.0

45 10 9 8 3.0 7 6 5 4 3 2 0.5 1

1700

切圆直径10.9m 切圆直径7.3m 温度 氧气浓度/% 氧浓度

3.5

1600

1500

2.0 1.5 1.0

1400

CO浓度

1300

1200

0.0 -0.5 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30 35 40

0 -1

1100

高度/m

图 5-24 不同参数沿高度的变化

从不同高度上的温度,CO 浓度,氧气浓度的对比来看。在炉膛高度方向 上,切圆直径为 7.3m 的工况的温度高于切圆直径为 10.9m 的工况。计算获得 切圆直径为 10.9m 工况炉膛出口烟气温度为 1572K,切圆直径为 7.3m 时炉膛出 口烟气温度为 1584K。与设计值出口烟气温度值 1624K 基本相符。证明了数据 的可靠性。同时改变切圆直径使主燃区的下部 CO 浓度明显高于变直径前的 CO 浓度,到主燃区的上部以后,两工况的 CO 截面平均浓度重合。说明两个
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一氧化碳浓度/%

2.5

温度/K

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工况的燃烧情况都很好。最后炉膛出口 CO 浓度在切圆直径为 7.3m 工况下为 0.1258%,略高于切圆为 10.9m 的工况 0.1056%。

5.10 本章小结
本章本文对采用水平浓淡燃烧器的墙式切圆锅炉进行数值模拟,研究了该 种锅炉的速度分布,温度分布,氧浓度分布,水平浓淡燃烧特性,一次风偏转 角度对炉内燃烧的影响,一次风率的变化对炉内燃烧的影响,以及切圆大小对 炉内燃烧的影响,通过分析得出以下结论: (1)从速度分布,温度分布,氧浓度分布来看,采用水平浓淡燃烧器的 墙式切圆锅炉炉内切圆规整,没有偏斜现象,炉内温度分布沿高度大部分在 1000℃以上,火焰充满度良好,有利于煤粉的燃尽,氧浓度梯度较烟煤锅炉要 小,由于褐煤水分较大因此影响了煤粉的初期燃烧,但较大的高温区仍能够保 证煤粉的充分燃尽。 (2)水平浓淡燃烧方式与非水平浓淡相比,煤粉的燃烧速率加快,迅速 消耗大量氧气,但炉膛壁面附近保证了较非水平浓淡更高的氧量,有力与防治 结渣,对于炉膛出口 NO 浓度的比较可知,采用水平浓淡燃烧方式降低炉膛出 口 NO 浓度约 10%。 (3)增大一次风速对煤粉的初期的着火产生很大影响,增大一次风速煤 粉的着火距离增大,不利于煤粉的着火。一次风截面切圆直径先增加后减小, 但切圆大小变化不大,因此,墙式切圆燃烧能够有效的控制炉内切圆的大小。 炉膛高度方向上的平均温度降低,不利于褐煤锅炉的燃尽,并且炉膛出口处的 NO 浓度增加,因此,在实际运行中在保证煤粉输送条件下,应优先选用较低 的一次风率。 (4)增大一次风内偏斜角度后,炉膛壁面附近氧浓度增加,但由于二次 风混入变慢,因此,炉内燃烧温度普遍减小,但减小的幅度并不大。对于切圆 直径并没有太大的影响。 (5)切圆直径减小,炉内高温区变大,燃烧更加集中,炉膛出口温度有 所增加,炉膛壁面贴壁风速减小。

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本文分别对 600MW 墙式切圆烟煤和褐煤锅炉炉内燃烧过程进行数值模 拟。对褐煤锅炉的数值模拟采用了考虑热解成分的燃料定义方法,本文的研究 主要得到以下结论。 (1)由空气动力场分析和温度分布图可知,该墙式切圆锅炉在设计条件 下,炉内切圆形成良好,充满度高,炉内温度较高的区域集中靠近壁面附近, 在炉膛内部不存在温度较低区域,炉内燃尽程度高。从组分分布图来看,炉内 氧浓度较低,在靠近喷口不远处氧气就会耗尽,而炉内 CO 浓度较高,有利于 降低氮氧化物的生成。 (2)组织空气分级低氮燃烧技术的关键为主燃区焦炭燃烧在缺氧条件下 进行,但深度分级不一定会达到降低氮氧化物排放的结果,在 SOFA 区域氧浓 度如果太高,会造成氮氧化物排放大大增加。因此合理的优化主燃区与燃尽区 氧量配比是关键。 (3)SOFA 风率升高炉内温度分布趋于均匀;炉膛出口 NO 浓度并不是随 着 SOFA 风率的增大而单调减小。在 SOFA 区域上部,焦炭燃烧时释放出来的 N 先转化为 HCN 在氧气浓度充足下会转化为 NO,而同时又会与生成的 NO 发 生消减反应。由结果可见:35% SOFA 风率下,生成反应大于消减反应,因 此,NO 浓度有所升高;25%和 15% SOFA 风率下消减反应大于生成反应,NO 浓度有所降低。计算得到 25% SOFA 风率条件下 NOx 浓度值最小,因此,在 深度分级条件下,用模拟方法选择合理的 SOFA 风率对于指导实践有很深的意 义。 (4)炉膛出口烟温呈现左高右低,下高上低的趋势,由于后屏出口烟温 偏差与残余旋转动量矩之间有着很密切的关系,残余旋转越强烈后屏出口左右 侧烟温偏差越大。计算可知:主燃区的二次风量越大,使主燃区的旋转动量矩 增大。15% SOFA 风率下炉膛出口残余旋转动量矩最大,因此后屏出口左右侧 烟温偏差最大为 60K。 (5)壁面热负荷沿宽度方向的分布随高度的升高呈现三种形态,主燃区 形态为近 V 形,在一二次风喷入处,热负荷急剧降低。并且 V 形不是对称 的,热负荷最高点偏向燃烧器的对称侧。主燃区上部到 OFA 区成 W 形分布, 两个热负荷高区是由于所在墙燃烧器喷口附近煤粉燃烧强烈,同时邻角燃烧器 喷出的煤粉在该区域附近燃尽造成。SOFA 区热负荷成 U 形,随高度增加最大
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热负荷降低。从壁面热负荷云图可以看出,沿着整个主燃烧器高度上,在靠近 壁面中心线部位对侧存在一个高壁面热负荷区域。在主燃区上部存在两个高热 负荷区,是由该墙和临墙的射流中煤粉的燃尽产生的。 (6)通过对考虑热解的传统定义方法和经验定义方法的对比可知:采用 传统燃料定义方法后,由于考虑了水分存在,煤粉射流温度梯度减小,氧浓度 梯度相应减小。主燃烧区横截面高温区范围减小,使得沿炉膛高度方向,计算 温度值比用经验定义方法小 100K 左右。水分对于射流早期燃烧的影响,从而 对于温度分布的影响要大于由于烟气量增大对于温度分布的影响。考虑水分 后,对于一次风的惯性产生影响,从而影响动量的分配,并影响一次风的射流 速度衰减产生很大影响,但是对于最大速度轨迹没有产生太大的影响。通过与 热力计算比较可知,传统燃料定义方法在炉膛出口各种主要烟气成分的比较 中,得到与热力计算相吻合的结果。通过对元宝山 3#炉的模拟与实验值的对比 可知,实验值与模拟值吻合良好,证明了数值模拟的可靠性。 (7)通过对采用水平浓淡燃烧方式的褐煤锅炉的数值模拟可以得出以下 结论:从速度分布,温度分布,氧浓度分布来看,炉内切圆规整,没有偏斜现 象,炉内温度分布沿高度大部分在 1000℃以上,火焰充满度良好,有利于煤粉 的燃尽,氧浓度梯度较烟煤锅炉要小,由于褐煤水分较大因此影响了煤粉的初 期燃烧,但较大的高温区仍能够保证煤粉的充分燃尽。 (8)水平浓淡燃烧方式与非水平浓淡相比,煤粉的燃烧速率加快,迅速 消耗大量氧气,但炉膛壁面附近保证了较非水平浓淡更高的氧量,有力与防治 结渣,对于炉膛出口 NO 浓度的比较可知,采用水平浓淡燃烧方式降低炉膛出 口 NO 浓度约 10%。 (9)增大一次风速对煤粉的初期的着火产生很大影响,增大一次风速煤 粉的着火距离增大,不利于煤粉的着火。炉膛高度方向上的平均温度降低,不 利于褐煤锅炉的燃尽,并且炉膛出口处的 NO 浓度增加,因此,在实际运行中 在保证煤粉输送条件下,应优先选用较低的一次风率。 (10)增大一次风内偏斜角度后,炉膛壁面附近氧浓度增加,但由于二次 风混入变慢,因此,炉内燃烧温度普遍减小,但减小的幅度并不大。对于切圆 直径并没有太大的影响。 (11)减小切圆直径后,炉内高温区变大,燃烧更加集中,炉膛出口温度 有所增加,炉膛壁面贴壁风速减小。

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48. K. K. Y. Kuo. Principles of Combustion. New York, 1986 49. S. Badzioch and P. G. W. Hawksley. Kinetics of Thermal Decomposition of Pulverized Coal Particles. Ind. Eng. Chem. Process Design and Development. 1970, 9:521-530 50. H. Kobayashi, J. B. Howard, and A. F. Sarofim. Coal Devolatilization at High Temperatures. In 16th Symp on Combustion. The Combustion Institute, 1976 51. Solomon PR, Fletcher TH. 25th Symposium (International) on Combustion, The Combustion Institute, 1994, 463-474 52. Solomon PR, Serio MA, Zhao Y, et al. 25th Symposium (International) on Combustion. The Combustion Institute, 1994, 553-560 53. D. Bradley, M. Lawes, Ho-Young Park, et al. Modeling of laminar pulverized coal flames with speciated devolatilization and comparisons with experiments. Combustion and Flame. 2006, 144: 190-204 54. M. M. Baum and P. J. Street. Predicting the Combustion Behavior of Coal Particles. Combust. Sci. Tech. 1971, 3(5):231-243 55. M. A. Field. Rate of Combustion Of Size-Graded Fractions of Char from a Low Rank Coal between 1200 K-2000 K. Combust Flame, 1969,13: 237-252 56. I. W. Smith. The Combustion Rates of Coal Chars: A Review. In 19th Symp on Combustion, The Combustion Institute, 1982, 1045-1065 57. H.Y. Park, Fundamental Studies of Coal-Air Flames, Ph.D.thesis, University of Leeds, 2001. 58. P. Glarborg, A.D. Jensen, J.E. Johnsson, Fuel nitrogen conversion in solid fuel fired systems.Prog. Energy Combust Sci. 2003,29(2): 89 59. P.R. Solomon, M.A. Serio, E.M. Suuberg. Coal pyrolysis: Experiments, kinetic rates and mechanisms. Prog. Energy Combust Sci.1992,18(2): 133 60. S. Niksa, G.S. Liu, R.H. Hurt, Coal conversion submodels for design applications at elevated pressures. Part I. devolatilization and char oxidation. Prog. Energy Combust Sci.2003, 29(5): 425 61. P.R. Solomon, M.A. Serio, R.M. Carangelo, J.R. Markham, Fuel.1986, 65: 182 62. L. D. Smoot. Fundamentals of Coal Combustion for Clean and Efficient use. Amsterdam-London-New York: Elsevier press.1993:98-115 63. Solomon P R, Colket M B. Evolution of Fuel Nitrogen in Coal Devolatilization.
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哈尔滨工业大学工学硕士学位论文

Fuel. 1978, (57): 749-755 64. L. D. Smoot, P. J. Smith. NOx Pollutant Formation in a Turbulent Coal System. Coal Combustion and Gasification, Plenum, NY, 1985: 373 65. Z.Q. Li, F. Wei, Y. Jin. Numerical simulation of pulverized coal combustion and NO formation. Chemical Engineering Science.2003,58: 5161-5171 66. F. C. Lockwood, C. A. Romo-Millanes. Mathematical Modelling of Fuel-NO Emissions From PF Burners. J. Int. Energy, 1992, 65:144-152 67. 樊泉桂.超临界和超超临界锅炉煤粉燃烧新技术分析 . 电力设备. 2006 , 7(2):24-25 68. 向军,熊友辉,郑楚光等. PDF-Arrhenius 方法模拟煤粉燃烧氮氧化物生成. 中国电机工程学报, 2002, 22(3):156-160 69. 李永华,陈鸿伟,刘吉臻等. 煤粉燃烧排放特性数值模拟.中国电机工程学 报, 2003, 23 (3) :166-169 70. 董海梅,张晓辉,孙锐,等 . 立体分级低 NOx 燃烧系统数值模 . 节能技 术.2008,26 (150): 307-308 71. 赵爱虎.670t/h 六角切圆锅炉炉内燃烧特性及炉膛出口烟温偏差的研究.哈尔 滨工业大学硕士学位论文.2005:46-47 72. 刘志强,刘志华,黎晓林. 炉内配风方式对燃烧特性影响的数值模拟与试 验研究.锅炉技术.2007,38 (3): 51 73. 赵振宁,卢 晓,安连锁,等. 电站锅炉一次风量的特性分析与优化.电站系 统工程.2009,25(5): 23

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攻读学位期间发表的学术论文
与课题有关论文: 1. 刘敦禹, 秦明, 孙巧群, 吴少华. 600MW超超临界墙式切圆锅炉燃烧过程 数值模拟研究. 热能动力工程. 已收录 2. 刘敦禹, 刘辉, 秦明, 吴少华. 600MW超临界墙式切圆锅炉立体分级燃烧 模拟. 《21世纪的热能动力》第四届动力工程与工程物理博士论坛, 2009, 162-172(荣获一等奖) 3. 刘敦禹, 刘辉, 秦明, 曹庆喜, 吴少华.600MW墙式切圆锅炉壁面热负荷分 布的数值模拟.《21世纪的热能动力》第四届动力工程与工程热物理博士 论坛,.2009,.173-185 4. 秦明, 刘敦禹, 刘辉, 陈建, 吴少华. 超临界锅炉炉内燃烧过程数值模拟. 《21世纪的热能动力》第四届动力工程与工程热物理博士论坛, 2009, 186194 与课题关系不大论文: 5. Qingxi Cao, Shaohua Wu, Hui Lui, Dunyu Liu, Penghua Qiu. Experimental and modeling study of the effects of multicomponent gas additives on selective non-catalytic reduction process. Chemosphere 76 (2009) 1199-1205 6. Huanpeng Liu, Yujie Feng, Shaohua Wu, Dunyu Liu. The role of ash particles in the bed agglomeration during the fluidized bed combustion of rice straw. Bioresource Technology 100 (2009) 6505-6513 专利 刘辉, 刘欢鹏, 王辉, 朱舒扬, 焦峰, 刘敦禹, 陈建, 曹庆喜, 吴少华,可降低 氮氧化物排放量的褐煤锅炉燃烧方法. 专利号: 200910071378. 发明专利

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哈尔滨工业大学硕士学位论文原创性声明
本人郑重声明:此处所提交的硕士学位论文《600MW 超超临界墙式切圆 锅炉炉内燃烧过程数值模拟》 ,是本人在导师指导下,在哈尔滨工业大学攻读 硕士学位期间独立进行研究工作所取得的成果。据本人所知,论文中除已注明 部分外不包含他人已发表或撰写过的研究成果。对本文的研究工作做出重要贡 献的个人和集体,均已在文中以明确方式注明。本声明的法律结果将完全由本 人承担。

作者签字:

日期:







哈尔滨工业大学硕士学位论文使用授权书
《600MW 超超临界墙式切圆锅炉炉内燃烧过程数值模拟》系本人在哈尔 滨工业大学攻读硕士学位期间在导师指导下完成的硕士学位论文。本论文的研 究成果归哈尔滨工业大学所有,本论文的研究内容不得以其它单位的名义发 表。本人完全了解哈尔滨工业大学关于保存、使用学位论文的规定,同意学校 保留并向有关部门送交论文的复印件和电子版本,允许论文被查阅和借阅,同 意学校将论文加入《中国优秀博硕士学位论文全文数据库》和编入《中国知识 资源总库》 。本人授权哈尔滨工业大学,可以采用影印、缩印或其他复制手段 保存论文,可以公布论文的全部或部分内容。 本学位论文属于(请在以下相应方框内打“√”) : 保密□,在 年解密后适用本授权书 不保密□ √

作者签名: 导师签名:

日期: 日期:
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年 年 月

月 日



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致谢
至此论文完成之际,谨向我的导师和所有关心、帮助过我的老师、同学表 示真诚的感谢! 在硕士研究生的两年间,燃烧所诸位老师严谨求实的科研态度、忘我的工 作精神以及热情的为人之道给我留下了深刻的印象。导师吴少华教授学识渊 博、科研严谨、工作踏实、为人和蔼。是学生学习和工作的榜样。同时要感谢 秦明老师和刘辉老师在课题进展中给予的无私的帮助,秦明老师待人热情,为 人和蔼,给予学生认真的指导。刘辉老师始终将学生的成长放在首位,不计较 个人的利益,工作认真负责,给予学生无微不至的关怀和教导。学生受益匪 浅。 同时要感谢邱朋华老师,孙锐老师,孙绍增老师,李争起老师,刘欢鹏老 师,以及其他所内的老师,他们都给予了学生不同程度的帮助和指导,他们渊 博的学识和对待工作一丝不苟的态度始终是学生学习的榜样。在此一并向他们 表示感谢。 感谢曹庆喜师兄、任枫师兄、曾令艳师姐、曹华丽师姐、刘栗师姐和组内 的焦峰同学,陈建同学在课题上给予的帮助。 衷心地感谢 517 研究室的师兄师姐,师弟师妹,我们在一起度过了两年的 快乐时光。在燃烧所的每一天,我感受到这个团队奋发图强的气质,它是所里 的每一位同学前进的动力。我想,无论我走到哪里都会以这种奋发的意志来面 对今后的生活和学习。 感谢我的家人在我求学路上对我的关心和支持!没有他们的支持我不会在 我的求学之路上走的这样坚定而执着。 最后感谢帮助过我的所有人,祝他们身体健康,事业有成;同时祝燃烧工 程研究所日益强大,桃李满天下。

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600MW超超临界墙式切圆锅炉炉内燃烧过程数值模拟
作者: 学位授予单位: 被引用次数: 刘敦禹 哈尔滨工业大学 3次

参考文献(31条) 1.中国能源战略应以煤炭利用为主[期刊论文]-国际融资 2008(07) 2.魏学好,周浩 中国火力发电行业减排污染物的环境价值标准估算[期刊论文]-环境科学研究 2003(01) 3.刘孜,易斌,高晓晶,井鹏,岳涛,庄德安 我国火电行业氮氧化物排放现状及减排建议[期刊论文]-环境保护 2008(16) 4.靳贵铭 四墙切圆煤粉燃烧室内湍流气粒两相流动的数值模拟研究[学位论文]硕士 2004 5.谭厚章,徐通模,余战英,惠世恩 四墙切圆燃烧方式壁面热负荷[期刊论文]-工程热物理学报 2000(04) 6.阎维平,刘亚芝,黄景立 300 MW四角切圆煤粉锅炉燃烧和NOx排放的数值模拟[期刊论文]-电站系统工程 2007(02) 7.邢菲,樊未军,崔金雷,邓元凯 某200 MW四角切圆锅炉燃烧器改造降低NOx数值模拟[期刊论文]-热能动力工程 2007(05) 8.徐广强,魏敦崧,石奇光,殷捷 四角切圆煤粉锅炉燃烧温度场的数值模拟[期刊论文]-上海电力学院学报 2007(03) 9.孙锐,李争起,孙绍增,吴少华 四角切圆锅炉炉内煤粉燃烧过程数值模拟[期刊论文]-机械工程学报 2006(08) 10.方庆艳,黄来,姚斌,罗自学,周怀春,程刚,雷霖,段学农 采用双混合分数/PDF方法模拟混煤在四角切圆锅炉内的燃烧[期刊论文]-动力 工程 2006(02) 11.谭厚章,余战英,徐通模,惠世恩 四墙切圆布置燃烧器炉内实际切圆大小的试验研究[期刊论文]-热能动力工程 2004(02) 12.谭厚章,严新明,余战英,惠世恩,徐通模 低反应动力煤燃烧方式的比较[期刊论文]-动力工程 2001(06) 13.田华丽 四墙切圆煤粉燃烧室内湍流气粒两相流动与燃烧数值模拟的研究[学位论文]硕士 2003 14.靳贵铭 四墙切圆煤粉燃烧室内湍流气粒两相流动的数值模拟研究[学位论文]硕士 2004 15.林秀军 四墙切圆煤粉燃烧室内湍流气固两相流动与燃烧数值模拟的研究[学位论文]硕士 2005 16.曹庆喜,吴少华,刘辉 采用选择性非催化还原脱硝技术的600 MW超超临界锅炉炉内过程的数值模拟[期刊论文]-动力工程 2008(03) 17.司金茹,李永华 墙式切圆分级燃烧系统在600 MW超超临界锅炉机组中的应用研究[期刊论文]-华东电力 2010(01) 18.由长福,祁海鹰,徐旭常,Bernard Baudoin 采用不同湍流模型及差分格式对四角切向燃烧煤粉锅炉内冷态流场的数值模拟[期刊论文]动力工程 2001(02) 19.张颉,孙锐,吴少华,陈炳华,李争起,秦裕琨 200MW旋流燃烧方式煤粉炉炉内燃烧试验和数值研究[期刊论文]-中国电机工程学报 2003(08) 20.申春梅,孙锐,吴少华 超超临界锅炉炉内燃烧过程的数值模拟[期刊论文]-动力工程 2006(01) 21.王志刚,禚玉群,陈昌和,徐旭常 四角切圆锅炉流场伪扩散效应网格的研究[期刊论文]-中国电机工程学报 2007(05) 22.王志刚,张海,陈昌和,徐旭常 煤焦反应动力学参数对电站锅炉燃烧影响的数值研究[期刊论文]-中国电机工程学报 2007(02) 23.陈志兵,宋亚强 四角切圆燃烧锅炉炉内过程热态数值模拟[期刊论文]-江苏电机工程 2005(02) 24.徐广强,魏敦崧,石奇光,殷捷 四角切圆煤粉锅炉燃烧温度场的数值模拟[期刊论文]-上海电力学院学报 2007(03) 25.唐浩,钟北京,傅维标,邱朋华 大型褐煤锅炉煤粉再燃技术的数值模拟[期刊论文]-热能动力工程 2006(04) 26.樊泉桂 超临界和超超临界锅炉煤粉燃烧新技术分析[期刊论文]-电力设备 2006(02) 27.向军,熊友辉,郑楚光,孙学信 PDF-ARRHENIUS方法模拟煤粉燃烧氮氧化物生成[期刊论文]-中国电机工程学报 2002(06) 28.李永华,陈鸿伟,刘吉臻,冯兆兴,李振中,黄其励 煤粉燃烧排放特性数值模拟[期刊论文]-中国电机工程学报 2003(03) 29.董海梅,张晓辉,孙锐,孙绍增 立体分级低NOx燃烧系统数值模拟[期刊论文]-节能技术 2008(04) 30.刘志强,刘志华,黎晓林 炉内配风方式对燃烧特性影响的数值模拟与试验研究[期刊论文]-锅炉技术 2007(03) 31.赵振宁,卢晓,安连锁,杨文泽,张清峰 电站锅炉一次风量的特性分析与优化[期刊论文]-电站系统工程 2009(05)

引证文献(2条) 1.陈福春,王艳丽,王鹏 600MW超临界机组褐煤锅炉运行中存在的问题分析及处理[期刊论文]-内蒙古电力技术 2013(06) 2.孔超 墙式切圆燃烧方式下SOFA不同布置方式时气流特性的研究[学位论文]硕士 2011

引用本文格式:刘敦禹 600MW超超临界墙式切圆锅炉炉内燃烧过程数值模拟[学位论文]硕士 2010


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