增壓富氧鍋爐高溫對(duì)流受熱面換熱規(guī)律研究

高正陽，　趙　航，　楊朋飛，　孟欣欣，　殷立寶，　廖永進(jìn)

(1. 華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，河北保定 071003；2. 廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，廣州 510080)

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增壓富氧鍋爐高溫對(duì)流受熱面換熱規(guī)律研究

高正陽1，趙航1，楊朋飛1，孟欣欣1，殷立寶2，廖永進(jìn)2

(1. 華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，河北保定 071003；2. 廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，廣州 510080)

摘要：以某臺(tái)300 MW燃煤鍋爐為研究對(duì)象，運(yùn)用Aspen Plus軟件確定煤粉在常規(guī)空氣、常壓富氧和增壓富氧燃燒氣氛下生成的煙氣物性，采用Fluent軟件，結(jié)合離散坐標(biāo)輻射模型(DOM)，對(duì)3種燃燒氣氛下高溫再熱器和高溫過熱器處的煙氣流速、對(duì)數(shù)平均溫差、傳熱系數(shù)、管壁溫度分布和管圈內(nèi)蒸汽焓增等參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬.結(jié)果表明：燃燒氣氛由常規(guī)空氣變?yōu)槌焊谎踉俚皆鰤焊谎醯倪^程中，換熱器的傳熱系數(shù)均增大；與常規(guī)空氣燃燒氣氛相比，常壓富氧和增壓富氧燃燒氣氛下?lián)Q熱器的管圈間熱偏差較??；換熱器的彎管處可能存在超溫現(xiàn)象；隨著煙氣流速的增大，實(shí)現(xiàn)相同換熱量，換熱器所需換熱面積逐漸減小，且變化幅度也減小，為保證鍋爐安全穩(wěn)定運(yùn)行，需要將部分省煤器移入爐膛上部.

關(guān)鍵詞：增壓富氧鍋爐； 受熱面； 煙氣流速； 熱偏差； 換熱面積

燃煤電站排放大量的CO2，對(duì)環(huán)境造成極大的污染，目前，電廠CO2的捕集和封存已經(jīng)成為一個(gè)重要的研究方向[1-3].富氧燃燒技術(shù)(即O2/CO2燃燒技術(shù))可以有效且經(jīng)濟(jì)地捕集電站鍋爐所產(chǎn)生的CO2，液化處理后可以回收利用[4-5].在液化CO2的同時(shí)，由于常壓下SO2的沸點(diǎn)低于CO2的三相點(diǎn)溫度，SO2也被液化回收，可以避免因脫硫造成的投資浪費(fèi)，由于煙氣再循環(huán)，排放煙氣中的NOx也隨之減少[6]，因此，富氧燃燒技術(shù)是一種可實(shí)現(xiàn)污染物零排放的新型潔凈發(fā)電技術(shù)[7-8].

富氧燃燒產(chǎn)生的煙氣主要成分是CO2和H2O，與常規(guī)空氣燃燒氣氛相比，煙氣物性發(fā)生很大變化，煙氣與工質(zhì)間的傳熱系數(shù)也有較大不同.米翠麗等[9]采用數(shù)值模擬方法對(duì)富氧燃燒方式下煙氣的傳熱特性進(jìn)行了研究，并與常規(guī)空氣燃燒氣氛下進(jìn)行比較；馬凱等[10]對(duì)增壓富氧燃燒氣氛下煙氣物性的計(jì)算方法進(jìn)行了研究，得到了煙氣的對(duì)流傳熱系數(shù)，但是上述研究均沒有考慮輻射換熱對(duì)換熱特性的影響；高正陽等[11]進(jìn)行了常規(guī)空氣燃燒及不同體積分?jǐn)?shù)之比φ(O2)/φ(CO2)的5種壓力下增壓富氧鍋爐各對(duì)流受熱面的熱力計(jì)算，分析了煙氣壓力對(duì)各換熱器換熱特性的影響，雖然理論計(jì)算能較為準(zhǔn)確地得到各換熱器的換熱參數(shù)，但不能詳細(xì)描述流體的流動(dòng)、換熱狀態(tài)、管壁的溫度分布和熱偏差等情況，而Fluent軟件卻可以實(shí)現(xiàn).

筆者以某臺(tái)300 MW燃煤鍋爐為研究對(duì)象，針對(duì)換熱器的流動(dòng)和換熱特點(diǎn)，建立三維幾何模型，運(yùn)用Aspen Plus軟件計(jì)算常規(guī)空氣、常壓富氧和增壓富氧3種燃燒氣氛下生成的煙氣物性，利用Fluent軟件平臺(tái)，結(jié)合離散坐標(biāo)輻射模型(DOM)，對(duì)蒸汽、金屬管壁和煙氣3個(gè)區(qū)域進(jìn)行了耦合換熱計(jì)算，得到3種燃燒氣氛下高溫再熱器和高溫過熱器處的煙氣流速、對(duì)數(shù)平均溫差、傳熱系數(shù)、管壁溫度分布和管圈內(nèi)蒸汽焓增等參數(shù)的變化規(guī)律.然后在不同的煙氣流速下對(duì)高溫再熱器和高溫過熱器進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了實(shí)現(xiàn)相同的換熱量時(shí)傳熱系數(shù)和所需換熱面積的變化規(guī)律.

1研究對(duì)象

以某臺(tái)300 MW亞臨界參數(shù)自然循環(huán)汽包鍋爐為研究對(duì)象，鍋爐型號(hào)為HG-1025/17.5-HM35，沿著煙氣流動(dòng)方向，主要受熱面有屏式再熱器、高溫再熱器、高溫過熱器、低溫過熱器和省煤器等，高溫再熱器的一片管屏由7根并排管子組成，對(duì)應(yīng)的管圈編號(hào)為管圈1～管圈7，沿著煙氣流動(dòng)方向共有14根管子；高溫過熱器的一片管屏由4根并排管子組成，對(duì)應(yīng)的管圈編號(hào)為管圈1～管圈4，沿著煙氣流動(dòng)方向共有16根管子.高溫再熱器和高溫過熱器均采用順流布置，其結(jié)構(gòu)尺寸如表1所示.煤質(zhì)分析如表2所示.

表1　換熱器的結(jié)構(gòu)尺寸

表2　煤質(zhì)分析

2數(shù)值模擬

2.1物理模型的建立

圖1為使用Gambit軟件建立的物理模型，由于無論是高溫過熱器還是高溫再熱器，各管屏處的流動(dòng)與換熱特性基本相同，僅對(duì)一片高溫過熱器管屏和一片高溫再熱器管屏進(jìn)行計(jì)算.

2.2煙氣物性的計(jì)算

在數(shù)值模擬計(jì)算中，常規(guī)空氣燃燒氣氛下的煙氣物性采用常規(guī)方法計(jì)算，富氧燃燒氣氛下采用Aspen Plus軟件計(jì)算煙氣物性，煙氣物性參數(shù)包括煙氣的密度、比定壓熱容、黏度、導(dǎo)熱系數(shù)和普朗特?cái)?shù)等.Aspen Plus軟件具有完備的物性數(shù)據(jù)庫，可用于求解多種組分混合物的熱力學(xué)性質(zhì).計(jì)算煙氣物性時(shí)采用的熱力學(xué)方法為PR-BM.

(a)高溫再熱器(b)高溫過熱器

圖1換熱器單片管屏的物理模型

Fig.1Physical model of a heat exchanger tube screen

2.3輻射減弱系數(shù)的修正計(jì)算

常規(guī)空氣燃燒氣氛采用俄羅斯73標(biāo)準(zhǔn)(布格爾定律)計(jì)算煙氣輻射減弱系數(shù)(即吸收系數(shù))，但在富氧燃燒氣氛下煙氣的主要成分是CO2和H2O等三原子氣體，計(jì)算富氧燃燒氣氛下三原子氣體的輻射減弱系數(shù)，需要考慮多譜帶重疊和混合氣體譜帶重疊帶來的影響.針對(duì)富氧燃燒生成的煙氣中高濃度三原子氣體輻射特性的改變，采用寬帶關(guān)聯(lián)修正式進(jìn)行三原子氣體輻射減弱系數(shù)的計(jì)算[12-14]，得到3種燃燒氣氛下對(duì)應(yīng)的煙氣輻射減弱系數(shù)值，作為采用DOM模型計(jì)算輻射特性的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，寬帶關(guān)聯(lián)修正式為

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：Kq為三原子氣體的輻射減弱系數(shù)，MPa-1·m-1；φ2為煙氣中三原子氣體的體積分?jǐn)?shù)；Kfh為煙氣中灰粒的輻射減弱系數(shù)，MPa-1·m-1；wfh為飛灰的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；K1為焦炭顆粒的輻射減弱系數(shù)，MPa-1·m-1；x1和x2為焦炭顆粒的影響系數(shù)；pH2O、pCO2分別為煙氣中H2O與CO2的分壓力，MPa；s為有效輻射層厚度，m.

2.4網(wǎng)格的劃分與邊界條件的設(shè)置

蒸汽流動(dòng)區(qū)采用六面體劃分網(wǎng)格，煙氣流動(dòng)區(qū)采用尺寸函數(shù)法劃分網(wǎng)格，采用不同參數(shù)劃分出不同的網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行模擬計(jì)算，并對(duì)比模擬結(jié)果，從而驗(yàn)證網(wǎng)格的正確性.網(wǎng)格劃分局部圖如圖2所示.

圖2　網(wǎng)格劃分局部圖

模擬過程中速度與壓力采用Simplec算法，采用隱式離散控制方程求解.將蒸汽入口邊界設(shè)置為質(zhì)量流量入口，根據(jù)所計(jì)算的鍋爐在100%負(fù)荷下的運(yùn)行參數(shù)，高溫再熱器和高溫過熱器單根管子蒸汽的質(zhì)量流量分別為0.561 7 kg/s和0.451 9 kg/s，壓力分別為3.905 MPa和17.886 MPa；煙氣入口的邊界條件設(shè)置為速度入口，高溫再熱器和高溫過熱器對(duì)應(yīng)的煙氣流速分別為9.6 m/s和10.6 m/s，煙氣入口溫度分別為1 151 K和1 061 K；蒸汽和煙氣出口均設(shè)置為壓力出口.在模擬常壓富氧和1 MPa增壓富氧燃燒氣氛的過程中，煙氣物性采用Aspen Plus軟件的計(jì)算結(jié)果.假設(shè)蒸汽和煙氣的其他參數(shù)與常規(guī)鍋爐滿負(fù)荷時(shí)保持一致，換熱器采用順流換熱方式，管壁面采用耦合換熱方式，管屏兩側(cè)壁面設(shè)為對(duì)稱邊界，其余壁面設(shè)為常溫.

3計(jì)算結(jié)果與分析

針對(duì)圖1中的物理模型，采用不同的網(wǎng)格劃分方法進(jìn)行模擬，并將常規(guī)燃燒氣氛下不同網(wǎng)格數(shù)量對(duì)應(yīng)的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表3所示.由表3可知，蒸汽出口溫度誤差在±1%范圍內(nèi)，符合要求.

表3　數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行結(jié)果的對(duì)比

圖3給出了換熱器結(jié)構(gòu)不變時(shí)，不同燃燒氣氛下煙氣流速的變化情況.由圖3可以看出，常規(guī)空氣、常壓富氧(φ(O2)/φ(CO2)=70∶30，壓力為0.1 MPa)和增壓富氧(φ(O2)/φ(CO2)=70∶30，壓力為1 MPa)燃燒氣氛下高溫再熱器處的煙氣流速分別為9.6 m/s、7.032 1 m/s和0.709 1 m/s，高溫過熱器處的煙氣流速分別為10.6 m/s、7.783 m/s和0.781 6 m/s；與常規(guī)空氣燃燒氣氛相比，常壓富氧和增壓富氧燃燒氣氛下高溫再熱器處的煙氣流速分別減小了26.75%和92.62%左右，高溫過熱器處的煙氣流速分別減小了26.58%和92.63%左右.這是由于富氧燃燒氣氛下助燃?xì)怏w由空氣變?yōu)镃O2和O2的混合氣體，導(dǎo)致生成的煙氣量減少，煙氣流速減??；隨著煙氣壓力的升高，煙氣密度變大，體積流量減小，在煙道截面積不變的情況下，煙氣流速大幅減小.

圖3　不同燃燒氣氛下?lián)Q熱器處的煙氣流速

Fig.3Flue gas velocity around heat exchangers under different combustion atmospheres

圖4和圖5給出了換熱器結(jié)構(gòu)不變時(shí)，不同燃燒氣氛下煙氣側(cè)輻射傳熱系數(shù)和對(duì)流傳熱系數(shù)的變化情況.由圖4和圖5可以看出，在燃燒氣氛由常規(guī)空氣變?yōu)槌焊谎踉俚皆鰤焊谎醯倪^程中，各換熱器煙氣側(cè)的輻射傳熱系數(shù)和對(duì)流傳熱系數(shù)均有增大的趨勢.這是由于常規(guī)空氣燃燒氣氛下煙氣主要成分是N2，N2不具有輻射和吸收作用，但富氧燃燒氣氛下生成的煙氣主要成分是CO2，CO2是三原子氣體，具有較強(qiáng)的輻射吸收能力，因此富氧燃燒氣氛下的換熱能力比常規(guī)空氣燃燒氣氛下強(qiáng).隨著煙氣壓力的升高，煙氣密度增大，流速減小，導(dǎo)致煙氣的雷諾數(shù)保持不變，但其導(dǎo)熱系數(shù)隨著壓力的升高有所增大，致使煙氣的對(duì)流換熱能力增強(qiáng).

圖4　不同燃燒氣氛下?lián)Q熱器煙氣側(cè)的輻射傳熱系數(shù)

Fig.4Radiation heat-transfer coefficient of flue gas around heat exchangers under different combustion atmospheres

圖5　不同燃燒氣氛下?lián)Q熱器煙氣側(cè)的對(duì)流傳熱系數(shù)

Fig.5Convective heat-transfer coefficient of flue gas around heat exchangers under different combustion atmospheres

與高溫再熱器相比，高溫過熱器煙氣側(cè)的輻射傳熱系數(shù)較小，對(duì)流傳熱系數(shù)較大，且在燃燒氣氛由常規(guī)空氣變?yōu)槌焊谎踉俚皆鰤焊谎醯倪^程中，高溫過熱器煙氣側(cè)的輻射傳熱系數(shù)增大幅度小，對(duì)流傳熱系數(shù)增大幅度大.這是由于高溫過熱器位于高溫再熱器之后，煙氣溫度相對(duì)較低、煙氣流速較大造成的，但高溫再熱器和高溫過熱器的整體傳熱系數(shù)相差不大.

換熱器的換熱效果不僅受煙氣側(cè)對(duì)流和輻射換熱的影響，而且與換熱器的對(duì)數(shù)平均溫差有關(guān)，若要實(shí)現(xiàn)與常規(guī)空氣燃燒氣氛下相同的換熱效果，需要考慮對(duì)數(shù)平均溫差的變化.圖6給出了不同燃燒氣氛下?lián)Q熱器對(duì)數(shù)平均溫差的變化情況.由圖6可知，同一換熱器在不同燃燒氣氛下的對(duì)數(shù)平均溫差變化不大，但高溫再熱器處的對(duì)數(shù)平均溫差比高溫過熱器處高，這是因?yàn)楦邷卦贌崞魈幍臒煔鉁囟容^高.

圖6　不同燃燒氣氛下?lián)Q熱器的對(duì)數(shù)平均溫差

Fig.6Logarithmic mean temperature difference of heat exchangers under different combustion atmospheres

圖7和圖8分別給出了不同燃燒氣氛下高溫過熱器和高溫再熱器的管壁溫度分布.由圖7和圖8可以看出，常規(guī)空氣燃燒氣氛下，高溫再熱器和高溫過熱器的管壁溫度最大溫差為55.32 K和18.02 K；常壓富氧燃燒氣氛下，高溫再熱器和高溫過熱器的管壁溫度最大溫差為52.01 K和17.02 K；增壓富氧燃燒氣氛下，高溫再熱器和高溫過熱器的管壁溫度最大溫差為51.806 K和16.7 K；與常規(guī)空氣燃燒氣氛相比，常壓富氧和增壓富氧燃燒氣氛下?lián)Q熱器的管壁溫度最大溫差較小，這必將導(dǎo)致常壓富氧和增壓富氧燃燒氣氛下?lián)Q熱器中并聯(lián)布置的管子管圈內(nèi)蒸汽焓增相差很小，即管圈間的熱偏差小，更有利于鍋爐的安全運(yùn)行.

圖7　不同燃燒氣氛下高溫再熱器的管壁溫度分布

Fig.7Temperature distribution in high-temperature reheater tube walls under different combustion atmospheres

圖8　不同燃燒氣氛下高溫過熱器的管壁溫度分布

Fig.8Temperature distribution in high-temperature superheater tube walls under different combustion atmospheres

沿著煙氣流動(dòng)方向，管壁溫度依次降低，與常規(guī)空氣燃燒氣氛相比，常壓富氧和增壓富氧燃燒氣氛下各管壁溫度明顯偏高，且越靠后的管圈中管壁溫度偏高越明顯，這是由于在換熱器結(jié)構(gòu)不變的情況下，常壓富氧和增壓富氧燃燒氣氛下煙氣側(cè)的傳熱系數(shù)比常規(guī)空氣燃燒氣氛下大，換熱效果較好.但該管壁溫度值是由整根管子管壁溫度的面積加權(quán)平均所得的，并不能體現(xiàn)管壁的局部溫度分布情況.

圖9給出了增壓富氧燃燒氣氛下高溫再熱器中，沿著蒸汽流動(dòng)方向各管圈中管壁的局部溫度分布.由圖9可以看出，沿著蒸汽流動(dòng)方向，管圈1～管圈7中管壁局部溫度分布趨勢基本一致，蒸汽入口的豎直管段管壁局部溫度呈緩慢上升趨勢，到彎管處達(dá)到峰值；在水平管段，管壁局部溫度開始迅速降低而后升高，在另一彎管處出現(xiàn)峰值，但此值小于第一個(gè)彎管處的溫度峰值；最后在蒸汽出口的豎直管段，管壁局部溫度先迅速下降后緩慢上升；到達(dá)管口處時(shí)，管壁局部溫度迅速下降.由圖9還可以看出，在整片管屏中，管圈1中管壁溫度最高，且在管圈1中第一個(gè)彎管處的溫度峰值最高，這是由于對(duì)流受熱面的結(jié)構(gòu)布置導(dǎo)致彎管處的煙氣擾動(dòng)強(qiáng)烈，換熱強(qiáng)度大造成的.如果管子采用相同材質(zhì)，可以認(rèn)為在該彎管處最有可能出現(xiàn)超溫爆管，影響換熱器的安全運(yùn)行.

當(dāng)多根受熱管子并聯(lián)工作時(shí)，各根管子的結(jié)構(gòu)尺寸、內(nèi)部阻力系數(shù)、進(jìn)出口壓差和熱負(fù)荷會(huì)存在差異，因此并聯(lián)布置的每根管子中工質(zhì)的焓增不盡相同，這種現(xiàn)象稱為熱偏差[15].

圖9　沿著蒸汽流動(dòng)方向各管圈中管壁的局部溫度分布

圖10和圖11給出了不同燃燒氣氛下高溫再熱器和高溫過熱器中各管圈內(nèi)的蒸汽焓增.由圖10和圖11可知，與常規(guī)空氣燃燒氣氛相比，常壓富氧和增壓富氧燃燒氣氛下高溫再熱器和高溫過熱器各管圈內(nèi)的蒸汽焓增明顯偏小，即管圈間的熱偏差小，這與圖7和圖8的分析結(jié)果吻合.該熱偏差的產(chǎn)生主要是由常壓富氧和增壓富氧燃燒氣氛下煙氣出口溫度較低，換熱器中的煙氣溫度降低幅度較大造成的.

圖10　不同燃燒氣氛下高溫再熱器各管圈內(nèi)的蒸汽焓增

Fig.10Steam enthalpy rise in high-temperature reheater tubes under different combustion atmospheres

根據(jù)傳熱學(xué)理論，考慮到管子內(nèi)外污垢的影響，傳熱系數(shù)可表示為

(5)

圖11　不同燃燒氣氛下高溫過熱器各管圈內(nèi)的蒸汽焓增

Fig.11Steam enthalpy rise in high-temperature superheater tubes under different combustion atmospheres

又有

(6)

(7)

則傳熱系數(shù)k對(duì)煙氣流速u的偏導(dǎo)數(shù)為

(8)

式(5)～式(8)中：k為以管外側(cè)面為基準(zhǔn)的傳熱系數(shù)；λin和λout分別為管內(nèi)、外壁污垢導(dǎo)熱系數(shù)；λb為管壁的導(dǎo)熱系數(shù)；hi和ho分別為管子內(nèi)、外側(cè)的復(fù)合表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)；d1和d4分別為管子內(nèi)、外徑；d2和d3分別為管子內(nèi)、外壁污垢與管子中心的2倍距離；l為特征長度，即管子外徑；λ為煙氣的導(dǎo)熱系數(shù)；C、n為常數(shù)；Re為煙氣雷諾數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)；u為煙氣流速；ν為運(yùn)動(dòng)黏度.

因此，傳熱系數(shù)k與煙氣流速u為正相關(guān)，隨著煙氣流速的增大，換熱器的換熱能力增強(qiáng).為了研究換熱器結(jié)構(gòu)不變時(shí)增壓富氧燃燒氣氛下煙氣流速對(duì)換熱器換熱效果的影響，高溫再熱器處的煙氣流速取0.709 1 m/s、1 m/s、3 m/s、5 m/s、7 m/s和9.6 m/s 6個(gè)工況點(diǎn)，高溫過熱器處的煙氣流速取0.781 6 m/s、1 m/s、3 m/s、5 m/s、7 m/s、9 m/s和10.6 m/s 7個(gè)工況點(diǎn)，分別進(jìn)行不同煙氣流速下的數(shù)值模擬計(jì)算.

圖12和圖13分別給出了增壓富氧燃燒氣氛、不同煙氣流速下高溫再熱器和高溫過熱器的輻射傳熱系數(shù)、對(duì)流傳熱系數(shù)和整體傳熱系數(shù)的變化情況.由圖12和圖13可以看出，隨著煙氣流速的增大，輻射傳熱系數(shù)略有減小，但變化不大.對(duì)流傳熱系數(shù)隨著煙氣流速的增大明顯遞增，但煙氣流速較大時(shí)，對(duì)流傳熱系數(shù)的增速略有減緩，這是因?yàn)樵趽Q熱器結(jié)構(gòu)不變的前提下，隨著煙氣流速的增大，煙氣的雷諾數(shù)逐漸增大，煙氣流速較大時(shí)雷諾數(shù)增速趨于平緩，如圖14所示，普朗特?cái)?shù)不變，導(dǎo)致努塞爾數(shù)與雷諾數(shù)變化一致，在換熱器結(jié)構(gòu)不變的前提下特征長度不變，因此對(duì)流傳熱系數(shù)的增速減緩.

圖12　不同煙氣流速下高溫再熱器傳熱系數(shù)的變化

Fig.12Heat-transfer coefficient changes of the high-temperature reheater at different flue gas velocities

圖13　不同煙氣流速下高溫過熱器傳熱系數(shù)的變化

Fig.13Heat-transfer coefficient changes of the high-temperature superheater at different flue gas velocities

圖14　不同煙氣流速下煙氣雷諾數(shù)的變化

Fig.14Changes of Reynolds numbers at different flue gas velocities

根據(jù)傳熱學(xué)方程，實(shí)現(xiàn)相同的換熱量，換熱器所需換熱面積為

(9)

定義面積比為

(10)

式(9)和式(10)中：aA為實(shí)現(xiàn)相同的換熱量，增壓富氧燃燒氣氛下?lián)Q熱器所需換熱面積與常規(guī)空氣燃燒氣氛下?lián)Q熱器換熱面積的比例；A′、A分別為增壓富氧和常規(guī)空氣燃燒氣氛下?lián)Q熱器所需的換熱面積，m2；K′、K分別為增壓富氧和常規(guī)空氣燃燒氣氛下?lián)Q熱器的傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；Δt′和Δt分別為增壓富氧和常規(guī)空氣燃燒氣氛下?lián)Q熱器的對(duì)數(shù)平均溫差，K.

計(jì)算增壓富氧燃燒氣氛下高溫再熱器和高溫過熱器所需換熱面積時(shí)，采用與常規(guī)空氣燃燒氣氛下相同的換熱量，傳熱系數(shù)和對(duì)數(shù)平均溫差采用換熱器結(jié)構(gòu)不變時(shí)相應(yīng)煙氣流速下的值.圖15給出了增壓富氧燃燒氣氛下，實(shí)現(xiàn)相同的換熱效果時(shí)高溫再熱器和高溫過熱器所需換熱面積的變化情況.由于計(jì)算時(shí)傳熱系數(shù)和對(duì)數(shù)平均溫差是換熱器結(jié)構(gòu)不變時(shí)的取值，因此換熱面積的計(jì)算結(jié)果存在一定的誤差.與換熱器結(jié)構(gòu)不變時(shí)相比，結(jié)構(gòu)改變后換熱器中煙氣流動(dòng)阻力增大，傳熱系數(shù)真實(shí)值比計(jì)算值略小，結(jié)構(gòu)改變后換熱器中蒸汽出口溫度為814 ℃左右，比換熱器結(jié)構(gòu)不變時(shí)低，結(jié)構(gòu)改變后對(duì)數(shù)平均溫差真實(shí)值比計(jì)算值略大，所以計(jì)算所得換熱面積的誤差不大.

由圖15可知，增壓富氧燃燒氣氛下各工況所需的換熱面積明顯比常規(guī)空氣燃燒氣氛下小，且高溫再熱器和高溫過熱器所需換熱面積的變化趨勢基本一致，隨著煙氣流速的增大，為保證換熱量不變，換熱器所需換熱面積逐漸減小，在煙氣流速增大過程中所需換熱面積開始變化較快，隨后逐漸變緩.

圖15增壓富氧燃燒氣氛下實(shí)現(xiàn)相同換熱量時(shí)aA與煙氣流速的關(guān)系

Fig.15aAvs. flue gas velocity for same amount of heat exchange under pressurized oxy-fuel combustion atmospheres

圖16 給出了實(shí)現(xiàn)相同換熱量時(shí)，常規(guī)空氣和增壓富氧燃燒氣氛下高溫再熱器和高溫過熱器處的煙氣出口溫度變化情況.由圖16可以看出，隨著煙氣流速的增大，與常規(guī)空氣燃燒氣氛相比，增壓富氧燃燒氣氛下的煙氣出口溫度明顯降低，這是由于增壓富氧燃燒氣氛下生成的煙氣量比常規(guī)空氣燃燒氣氛下少很多，為實(shí)現(xiàn)相同的換熱量，煙氣焓降必然很大，從而導(dǎo)致煙氣出口溫度下降幅度較大.由圖16還可以看出，高溫過熱器處的煙氣溫度比高溫再熱器處低很多，如此類推，尾部煙道換熱器處的煙氣溫度必然很低，特別是省煤器處，可能會(huì)因?yàn)闊煔鉁囟鹊投鼰岵蛔?，?dǎo)致鍋爐不能正常運(yùn)行，因此需要將部分省煤器移入爐膛上部，增強(qiáng)換熱效果.

圖16實(shí)現(xiàn)相同換熱量時(shí)常規(guī)空氣和增壓富氧燃燒氣氛下煙氣出口溫度的變化

Fig.16Changes of outlet flue gas temperature for same amount of heat exchange under air and pressurized oxy-fuel atmospheres

4結(jié)論

(1)在增壓富氧燃燒氣氛下，隨著煙氣壓力的升高，煙氣密度變大，體積流量減小，在煙道截面積不變的情況下，煙氣流速大幅減小.

(2)燃燒氣氛由常規(guī)空氣變?yōu)槌焊谎踉俚皆鰤焊谎醯倪^程中，高溫再熱器和高溫過熱器的傳熱系數(shù)均有增大的趨勢，與高溫再熱器相比，高溫過熱器煙氣側(cè)的輻射傳熱系數(shù)增大幅度小，對(duì)流傳熱系數(shù)增大幅度大.

(3)同一換熱器在不同燃燒氣氛下的對(duì)數(shù)平均溫差變化不大，但煙氣溫度較高處的高溫再熱器的對(duì)數(shù)平均溫差比高溫過熱器大.

(4)沿著煙氣流動(dòng)方向，管壁溫度依次降低，與常規(guī)空氣燃燒氣氛相比，常壓富氧和增壓富氧燃燒氣氛下各管壁的溫度明顯偏高，且越靠后的管圈中管壁溫度偏高越明顯，可能存在局部管壁超溫.

(5)增壓富氧燃燒氣氛下各工況所需換熱面積明顯比常規(guī)空氣燃燒氣氛下小，且換熱器結(jié)構(gòu)改變后高溫再熱器和高溫過熱器所需換熱面積的變化趨勢基本一致，隨著煙氣流速的增大，為保證換熱量不變，換熱器所需換熱面積逐漸減小，在煙氣流速增大過程中所需換熱面積開始變化較快，隨后逐漸變緩.

(6)增壓富氧燃燒氣氛下的煙氣出口溫度明顯比常規(guī)空氣燃燒氣氛下低，為滿足尾部省煤器換熱需求，保證鍋爐安全穩(wěn)定運(yùn)行，需要將部分省煤器移入爐膛上部.

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Study on Heat-transfer Behavior of High-temperature Convective Heating Surfaces in a Pressurized Oxy-fuel Boiler

GAOZhengyang1,ZHAOHang1,YANGPengfei1,MENGXinxin1,YINLibao2,LIAOYongjin2

(1. School of Energy, Power and Mechanical Engineering, North China Electric Power University,Baoding 071003, Hebei Province, China; 2. Electric Power Research Institute, Guangdong Power Grid Corporation, Guangzhou 510080, China)

Abstract：Taking a 300 MW coal-fired boiler as the object of study, physical properties of the boiler flue gas were studied using Aspen Plus software respectively under air, oxy-fuel and pressurized oxy-fuel combustion conditions, while the gas velocity, logarithmic mean temperature difference, heat-transfer coefficient, temperature distribution among tube coils and steam enthalpy rise in tube coils were numerically simulated for areas around the high-temperature reheater and superheater using Fluent software combined with discrete-ordinates radiation model (DOM). Results show that the heat-transfer coefficient of above heat exchangers increases in the process of changing combustion atmospheres step by step from conventional air to oxy-fuel and to pressurized oxy-fuel conditions. Compared with the air atmosphere, smaller thermal difference exists in tube coils under oxy-fuel and pressurized oxy-fuel combustion conditions, when local overheating may occur at tube bends of the heat exchanger. With the rise of gas flow rate, the heating area required for the same amount of heat exchange reduces, and the trends of heating surface variation reduces as well, under the pressurized oxy-fuel combustion conditions, in which case, some of the heat exchangers have to be moved up to the furnace top to achieve safety and stable operation of the boiler.

Key words：pressurized oxy-fuel boiler; heating surface; flue gas velocity; thermal deviation; heat-transfer area

收稿日期：2015-06-23

修訂日期：2015-08-25

作者簡介：高正陽(1972-)，男，河北保定人，副教授，博士，主要從事煤粉清潔燃燒技術(shù)和燃燒過程數(shù)值模擬方面的研究.

文章編號(hào)：1674-7607(2016)06-0428-08中圖分類號(hào)：TK229.6

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A學(xué)科分類號(hào)：470.10

趙航(通信作者)，男，碩士研究生，電話(Tel.)：15626480249；E-mail：zhsunshine@126.com.