增壓富氧氣氛下鍋爐高溫對(duì)流受熱面的優(yōu)化及其換熱特性研究

高正陽(yáng)， 趙 航， 范軍輝， 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)

?

增壓富氧氣氛下鍋爐高溫對(duì)流受熱面的優(yōu)化及其換熱特性研究

高正陽(yáng)1， 趙 航1， 范軍輝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)

以某300 MW燃煤機(jī)組為例，運(yùn)用Aspen Plus軟件確定煤粉在增壓富氧(CO2與O2體積比為70∶30，壓力為1 MPa)氣氛下生成煙氣的物性，采用Fluent軟件，結(jié)合DO輻射模型，對(duì)高溫再熱器和高溫過(guò)熱器在不同煙氣流速下的傳熱情況進(jìn)行數(shù)值模擬，運(yùn)用迭代法對(duì)其進(jìn)行換熱優(yōu)化研究，分析優(yōu)化后換熱器參數(shù)的變化.結(jié)果表明：隨著煙氣流速的增大，優(yōu)化后的高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的對(duì)流傳熱系數(shù)逐漸增大，輻射傳熱系數(shù)逐漸減小，增壓富氧氣氛下高溫再熱器和高溫過(guò)熱器所需換熱面積逐漸減小，且變化幅度變??；優(yōu)化后換熱器的煙道高度、煙道寬度、橫向節(jié)距和管圈高度等尺寸參數(shù)均大幅減小，耗材量減少，但煙氣壓降大幅增大，廠用電耗增加.

增壓富氧燃燒； 高溫對(duì)流受熱面； 優(yōu)化； 迭代法； 數(shù)值模擬

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[1-2].富氧燃燒技術(shù)，即O2/CO2燃燒技術(shù)，可以有效且經(jīng)濟(jì)地捕集電站鍋爐產(chǎn)生的CO2，將其液化處理后再回收利用[3].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，可以節(jié)省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[4]，因此富氧燃燒技術(shù)是一項(xiàng)采用礦物燃料進(jìn)行能量生產(chǎn)時(shí)可以實(shí)現(xiàn)污染物零排放的新型潔凈發(fā)電技術(shù)[5-7].

然而富氧燃燒產(chǎn)生的煙氣主要成分是CO2和H2O等三原子氣體，具有較強(qiáng)的輻射和吸收能力，同時(shí)煙氣的密度、導(dǎo)熱系數(shù)、動(dòng)力黏度、比定壓熱容和普朗特?cái)?shù)等煙氣物性也發(fā)生較大變化，換熱器的輻射傳熱系數(shù)和對(duì)流傳熱系數(shù)也與空氣條件下不同，為保證蒸汽側(cè)參數(shù)不變，必須對(duì)換熱器的對(duì)流受熱面進(jìn)行重新設(shè)計(jì).設(shè)計(jì)后的換熱器結(jié)構(gòu)與常規(guī)空氣氣氛鍋爐有很大差異，必將導(dǎo)致煙氣流速與空氣氣氛下不同，流動(dòng)阻力和壓降等參數(shù)也將改變，這必然會(huì)影響到風(fēng)機(jī)電耗等運(yùn)行費(fèi)用.

米翠麗等[8]對(duì)常壓富氧燃燒鍋爐的對(duì)流受熱面進(jìn)行了設(shè)計(jì)與優(yōu)化;Hong[9]對(duì)1 MPa增壓富氧燃燒鍋爐進(jìn)行換熱計(jì)算，但并沒(méi)有對(duì)換熱器結(jié)構(gòu)和煙氣流速進(jìn)行優(yōu)化和分析;馬凱等[10]對(duì)300 MW機(jī)組的省煤器進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)和分析，分別在常壓空氣、常壓富氧和5種不同壓力的增壓富氧氣氛下計(jì)算省煤器的換熱參數(shù)，并根據(jù)單位換熱量換熱器費(fèi)用最小為原則確定最佳煙氣流速;高正陽(yáng)等[11]對(duì)5種壓力下增壓富氧燃燒對(duì)流受熱面進(jìn)行了熱力計(jì)算，分析了增壓富氧燃燒條件下煙氣壓力變化對(duì)各受熱面換熱特性的影響;馬凱等[12]基于2種輻射模型對(duì)富氧燃燒條件下各受熱面進(jìn)行了計(jì)算分析，認(rèn)為對(duì)于相同的鍋爐，富氧燃燒氣氛下對(duì)輻射傳熱較為有利.

針對(duì)增壓富氧氣氛下高溫對(duì)流受熱面的優(yōu)化計(jì)算報(bào)道很少.筆者以某300 MW燃煤機(jī)組為研究對(duì)象，針對(duì)換熱器流動(dòng)和換熱的特點(diǎn)，建立換熱器的三維幾何模型，運(yùn)用Aspen Plus軟件計(jì)算增壓富氧(CO2與O2體積比為70∶30，壓力為1 MPa)氣氛下生成煙氣的物性，利用Fluent軟件平臺(tái)，結(jié)合DO輻射模型，分別對(duì)高溫再熱器和高溫過(guò)熱器在不同煙氣流速下的傳熱情況進(jìn)行數(shù)值模擬，并運(yùn)用迭代法對(duì)不同煙氣工況下的換熱器結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化研究，得到不同煙氣工況下的優(yōu)化模型，分析優(yōu)化后換熱器的尺寸參數(shù)、輻射傳熱系數(shù)、對(duì)流傳熱系數(shù)、換熱面積、對(duì)數(shù)平均溫差、出口煙氣溫度、管壁溫度分布以及煙氣壓降等的變化規(guī)律.

1 研究對(duì)象

以某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，主要受熱面有屏式過(guò)熱器、高溫再熱器、高溫過(guò)熱器、低溫過(guò)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，順著煙氣流動(dòng)方向共有14根管子；高溫過(guò)熱器的一片管屏由4根并排管子組成，順著煙氣流動(dòng)方向共有16根管子.高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的結(jié)構(gòu)尺寸見(jiàn)表1.煤質(zhì)分析數(shù)據(jù)見(jiàn)表2.

表1 換熱器的結(jié)構(gòu)尺寸

Tab.1 Structural dimensions of the heat exchanger mm

表2 煤質(zhì)分析

2 數(shù)值模擬計(jì)算方法

2.1 物理模型

根據(jù)鍋爐高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，建立換熱器的三維幾何模型，圖1為使用Gambit軟件建立的物理模型.由于不論是高溫過(guò)熱器還是高溫再熱器，不同管屏處的流動(dòng)與換熱特性基本相同，因此僅對(duì)高溫過(guò)熱器一片管屏和高溫再熱器一片管屏進(jìn)行計(jì)算.

2.2 模型優(yōu)化思路和方法

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：

(1)

又有

(2)

(3)

傳熱系數(shù)k對(duì)煙氣流速u和特征長(zhǎng)度l的偏導(dǎo)數(shù)分別為：

(a) 高溫再熱器 (b) 高溫過(guò)熱器

圖1 換熱器單片管屏的物理模型

Fig.1 Physical model for different tube panels of the heat exchanger

(4)

(5)

式中：k為以管外側(cè)面為基準(zhǔn)的傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；λin和λo分別為管內(nèi)、外壁污垢導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；λb為管壁的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；hi和ho分別為管子內(nèi)、外側(cè)的復(fù)合表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；d1和d4分別為管子內(nèi)、外徑，m；d2和d3分別為管子內(nèi)、外壁污垢與管子中心距離的2倍，m;Re為雷諾數(shù);Pr為普朗特?cái)?shù);ν為運(yùn)動(dòng)黏度,m2·s;λ為煙氣的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);C、n為常數(shù).

此處，特征長(zhǎng)度l等于管子外徑d4，因此傳熱系數(shù)k與煙氣流速u和管子外徑d4呈正相關(guān)，隨著管子外徑的增大，煙氣流速增大，換熱器換熱能力增強(qiáng).為研究在換熱器的換熱量不變時(shí)，增壓富氧氣氛下不同煙氣流速對(duì)換熱器所需換熱面積和換熱規(guī)律的影響，選取高溫再熱器煙氣流速為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)(其中0.709 1 m/s為1 MPa增壓富氧氣氛下生成的煙氣量在煙道截面積不變時(shí)的煙氣流速，9.6 m/s為常規(guī)空氣氣氛鍋爐高溫再熱器中煙氣的流速)；選取高溫過(guò)熱器煙氣流速為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)(其中0.781 6 m/s為1 MPa增壓富氧氣氛下生成的煙氣量在煙道截面積不變時(shí)的煙氣流速，10.6 m/s為常規(guī)空氣氣氛鍋爐高溫過(guò)熱器中煙氣的流速)，分別進(jìn)行了不同煙氣流速下的數(shù)值模擬，并按照?qǐng)D2所示迭代法對(duì)高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的物理模型進(jìn)行換熱優(yōu)化計(jì)算.

圖2 模型優(yōu)化方法

2.3 煙氣物性的計(jì)算

增壓富氧氣氛下的煙氣物性采用Aspen Plus軟件計(jì)算，煙氣物性包括煙氣的密度、比定壓熱容、黏度、導(dǎo)熱系數(shù)和普朗特?cái)?shù)等，計(jì)算時(shí)采用的熱力學(xué)方法為PR-BM，Aspen Plus軟件具有完備的物性數(shù)據(jù)庫(kù)，可用于求解多種組分混合物的熱力學(xué)性質(zhì)[10-11].計(jì)算結(jié)果如表3所示.

表3 錦州煤在增壓富氧氣氛下燃燒產(chǎn)生煙氣的物性參數(shù)

2.4 輻射減弱系數(shù)的修正計(jì)算

計(jì)算增壓富氧氣氛下三原子氣體的輻射減弱系數(shù)(即吸收系數(shù))，需要考慮多譜帶重疊和混合氣體譜帶重疊帶來(lái)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Leckner提出的寬帶關(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[12-13]，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DO輻射模型計(jì)算輻射特性的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，寬帶關(guān)聯(lián)修正式為：

k=(kq-δ)r2+wfhkfh+k1x1x2

(6)

(7)

(8)

K=lg[(pH2O+pCO2)s]

(9)

式中：kq為三原子氣體的輻射減弱系數(shù)，1/(MPa·m)；r2為煙氣中三原子氣體的總?cè)莘e份額；kfh為煙氣中灰粒的輻射減弱系數(shù)，1/(MPa·m)；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)，1/(MPa·m)；x1、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.

2.5 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，對(duì)比模擬結(jié)果進(jìn)而驗(yàn)證網(wǎng)格的正確性.圖3為網(wǎng)格劃分局部圖.

模擬過(guò)程中，速度與壓力采用Simplec算法，采用隱式格式離散控制方程.將蒸汽入口邊界設(shè)置為質(zhì)量流量入口，根據(jù)鍋爐在100%負(fù)荷下的運(yùn)行參數(shù)，高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的單根管子的質(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)置為質(zhì)量流量入口，保證高溫再熱器的煙氣流速分別為0.709 1 m/s、1 m/s、3 m/s、5 m/s、7 m/s和9.6 m/s，入口煙氣溫度采用爐膛出口煙氣溫度；

圖3 網(wǎng)格劃分局部圖

高溫過(guò)熱器的煙氣流速分別為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，入口煙氣溫度采用高溫再熱器在不同煙氣流速下對(duì)應(yīng)的出口煙氣溫度.蒸汽和煙氣出口設(shè)置為壓力出口.煙氣物性采用Aspen Plus軟件的計(jì)算結(jié)果，高溫再熱器和高溫過(guò)熱器均采用順流換熱方式，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 優(yōu)化后的結(jié)果與分析

3.1 優(yōu)化后尺寸參數(shù)分析

根據(jù)圖1所示的物理模型，按照?qǐng)D2中的優(yōu)化方法對(duì)模型在不同煙氣流速下進(jìn)行換熱優(yōu)化計(jì)算.優(yōu)化后的換熱器尺寸參數(shù)見(jiàn)表4.由表4可以看出，增壓富氧氣氛下，為達(dá)到相同的換熱效果，保證主蒸汽參數(shù)不變，在不改變管圈數(shù)、管圈的直徑和縱向節(jié)距的前提下，對(duì)某一煙氣流速下的換熱器模型進(jìn)行換熱優(yōu)化改造，改造后換熱器的煙道高度、煙道寬度、管排的橫向節(jié)距和管圈高度都將發(fā)生較大變化.

常規(guī)空氣氣氛鍋爐中高溫再熱器的煙氣流速為9.6 m/s，煙道高度為13.252 m，煙道寬度為13.716 m，橫向節(jié)距為228.6 mm，管圈高度為10.799 m；在煙道截面積不變時(shí)，增壓富氧氣氛下高溫再熱器的煙氣流速為0.709 1 m/s，此時(shí)要達(dá)到與空氣氣氛下相同的換熱效果，管圈高度減少了5.46%，換熱面積也將隨之減小.

由表4中數(shù)據(jù)可得，當(dāng)增壓富氧氣氛下高溫再熱器處的煙氣流速達(dá)到空氣氣氛下的相同值(9.6 m/s)時(shí)，煙道高度為7.617 m，煙道寬度為4.224 m，橫向節(jié)距為70.40 mm，管圈高度為5.164 m.對(duì)比可得，增壓富氧氣氛下高溫再熱器煙道高度為常規(guī)空氣氣氛鍋爐的57.48%，煙道寬度為常規(guī)空氣氣氛鍋爐的30.8%，橫向節(jié)距為常規(guī)常規(guī)空氣氣氛鍋爐的30.8%，管圈高度為常規(guī)空氣氣氛鍋爐的47.82%，換熱器的煙道截面積顯著減小，為常規(guī)空氣氣氛鍋爐的17.7%.據(jù)此數(shù)據(jù)可得，要實(shí)現(xiàn)與空氣氣氛下相同的煙氣流速，達(dá)到相同的換熱效果，高溫過(guò)熱器的尺寸參數(shù)必將大幅減小，換熱器的耗材量必然減少，從而達(dá)到節(jié)約材料的目的.

表4 換熱器的尺寸參數(shù)

常規(guī)空氣氣氛鍋爐中高溫過(guò)熱器的煙氣流速為10.6 m/s，煙道高度為11.41 m，煙道寬度為13.716 m，橫向節(jié)距為152.4 mm，管圈高度為11.693 m；在煙道截面積不變時(shí)，增壓富氧氣氛下高溫過(guò)熱器的煙氣流速為0.781 6 m/s，此時(shí)要達(dá)到與空氣氣氛下相同的換熱效果，管圈高度減少了6.57%，換熱面積也將隨之減小.

由表4中數(shù)據(jù)可得，當(dāng)增壓富氧氣氛下高溫過(guò)熱器處的煙氣流速達(dá)到空氣氣氛下的相同值(10.6 m/s)時(shí)，煙道高度為4.498 m，煙道寬度為6.254 m，橫向節(jié)距為69.49 mm，管圈高度為4.781 m.對(duì)比可得，增壓富氧氣氛下高溫過(guò)熱器煙道高度為常規(guī)空氣氣氛鍋爐的39.42%，煙道寬度為常規(guī)空氣氣氛鍋爐的45.6%，橫向節(jié)距為常規(guī)空氣氣氛鍋爐的45.6%，管圈高度為常規(guī)空氣氣氛鍋爐的40.89%，換熱器的煙道截面積顯著減小，為常規(guī)空氣氣氛鍋爐的17.98%.據(jù)此數(shù)據(jù)可得，要達(dá)到與空氣氣氛下相同的煙氣流速，同時(shí)實(shí)現(xiàn)相同的換熱效果，高溫過(guò)熱器的尺寸參數(shù)也將大幅減小.

綜合上述分析，無(wú)論是高溫再熱器還是高溫過(guò)熱器，在增壓富氧氣氛下要達(dá)到與空氣氣氛下相同的煙氣流速，同時(shí)實(shí)現(xiàn)相同的換熱效果，換熱器的尺寸參數(shù)必將大幅減小，結(jié)構(gòu)更加緊湊，換熱器的耗材量必然減少，從而達(dá)到節(jié)約材料的目的.

3.2 煙氣壓降分析

煙氣壓降影響運(yùn)行電耗和經(jīng)濟(jì)效益.煙氣壓降與煙氣流速、密度、換熱器的橫向節(jié)距和縱向節(jié)距等參數(shù)有關(guān).圖4給出了增壓富氧氣氛下不同煙氣流速工況對(duì)應(yīng)的高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的煙氣壓降.由圖4可知，隨著煙氣流速的增大，高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的煙氣壓降逐漸增大，其中高溫再熱器的煙氣壓降增幅更大，增加了廠用電量，使電廠的經(jīng)濟(jì)性降低.因此，選取合適的煙氣流速至關(guān)重要，在合適的煙氣流速下，增壓富氧氣氛下的傳熱系數(shù)比空氣氣氛下大，同時(shí)煙氣壓降比空氣氣氛下小，這樣不僅可以減小換熱面積，還可以減少風(fēng)機(jī)耗功、建設(shè)初投資和運(yùn)行費(fèi)用，達(dá)到節(jié)能減排的目的.

圖4 不同煙氣流速下?lián)Q熱器的煙氣壓降

Fig.4 Flue gas pressure drop in heat exchangers at different flow rates of flue gas

3.3 優(yōu)化后換熱參數(shù)分析

隨著煙氣流速的增大，煙道高度、煙道寬度、橫向節(jié)距和管圈高度都將逐漸變小，因此煙道的截面積將大幅度減小，這必然會(huì)影響煙道內(nèi)煙氣的流場(chǎng)分布，煙氣側(cè)的換熱效果也會(huì)發(fā)生較大變化.

圖5給出了空氣氣氛和增壓富氧氣氛下不同煙氣流速工況對(duì)應(yīng)的高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的煙氣雷諾數(shù)變化.由圖5可知，增壓富氧氣氛下，煙氣的密度和運(yùn)動(dòng)黏度變化不大，水力直徑略有減小，但煙氣流速逐漸增大，因此高溫再熱器的煙氣雷諾數(shù)隨著煙氣流速的增大呈明顯的增大趨勢(shì).

圖5 不同煙氣流速下?lián)Q熱器的煙氣雷諾數(shù)

Fig.5 Reynolds number variation of heat exchangers at different flow rates of flue gas

與空氣氣氛相比，增壓富氧氣氛下生成的煙氣量減少，在煙道截面積不變時(shí)，高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的煙氣流速會(huì)變得很小，比空氣氣氛下小一個(gè)數(shù)量級(jí)，而煙氣雷諾數(shù)卻變化不大，這是由于增壓富氧氣氛下煙氣密度比空氣氣氛下增大較多造成的.當(dāng)改變煙道截面積時(shí)，煙氣流速隨之增大，煙氣雷諾數(shù)也相應(yīng)增大，當(dāng)高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的煙氣流速分別達(dá)到9.6 m/s和10.6 m/s時(shí)，煙氣雷諾數(shù)達(dá)到最大值，分別為空氣氣氛下煙氣雷諾數(shù)的2.45倍和2.56倍左右.煙氣雷諾數(shù)的變化直接影響傳熱系數(shù)的變化.

圖6給出了空氣氣氛和增壓富氧氣氛下不同煙氣流速工況對(duì)應(yīng)的高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的輻射傳熱系數(shù)、對(duì)流傳熱系數(shù)和總傳熱系數(shù)的變化.由圖6可知,增壓富氧氣氛下，隨著煙氣流速的增大，高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的對(duì)流傳熱系數(shù)逐漸增大，輻射傳熱系數(shù)逐漸減小，但總傳熱系數(shù)逐漸增大，在每個(gè)煙氣流速工況中，對(duì)流傳熱系數(shù)占總傳熱系數(shù)的比例較大，且隨著煙氣流速的增大，此比例明顯增大.

隨著煙氣流速的增大，與空氣氣氛相比，在煙氣雷諾數(shù)、普朗特?cái)?shù)和導(dǎo)熱系數(shù)的綜合作用下，高溫再熱器的對(duì)流傳熱系數(shù)從空氣氣氛下的26.699 W/(m2·K)變?yōu)樵鰤焊谎鯕夥障碌?5.708 W/(m2·K)、33.276 W/(m2·K)、75.128 W/(m2·K)、104.796 W/(m2·K)、125.090 W/(m2·K)和144.370 W/(m2·K)，高溫過(guò)熱器的對(duì)流傳熱系數(shù)從空氣氣氛下的30.292 W/(m2·K)變?yōu)樵鰤焊谎鯕夥障碌?4.654 95 W/(m2·K)、39.740 W/(m2·K)、76.235 W/(m2·K)、102.913 W/(m2·K)、123.756 W/(m2·K)、139.737 W/(m2·K)和150.244 W/(m2·K)，由于有效輻射層厚度減小，輻射傳熱系數(shù)也逐漸減小.隨著煙氣流速的增大，與空氣氣氛下相比，高溫再熱器的總傳熱系數(shù)為空氣氣氛下的1.104倍、1.096倍、1.357倍、1.667倍、1.89倍和2.105倍，高溫過(guò)熱器的總傳熱系數(shù)為空氣氣氛下的1.192倍、1.233倍、1.689倍、2.103倍、2.438倍、2.693倍和2.867倍.綜上所述，高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的總傳熱系數(shù)為空氣氣氛下的3倍左右，而蒸汽側(cè)的傳熱系數(shù)變化不大，這將導(dǎo)致管壁溫度大幅升高，管壁溫度升高后會(huì)有超溫爆管的可能，因此增壓富氧鍋爐中換熱器管壁溫度的變化有待進(jìn)一步研究探討.

(a) 輻射傳熱系數(shù)

(b) 對(duì)流傳熱系數(shù)

(c) 總傳熱系數(shù)

Fig.6 Heat-transfer coefficient variation of heat exchangers at different flow rates of flue gas

換熱器的換熱效果不僅受煙氣側(cè)對(duì)流和輻射的影響，而且與對(duì)數(shù)平均溫差有關(guān)，要實(shí)現(xiàn)與空氣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7給出了空氣氣氛和增壓富氧氣氛下不同煙氣流速工況對(duì)應(yīng)的高溫再熱器和高溫過(guò)熱器對(duì)數(shù)平均溫差的變化.由圖7可知，實(shí)現(xiàn)相同的換熱效果，增壓富氧氣氛下高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的對(duì)數(shù)平均溫差均低于空氣氣氛下的相應(yīng)值，且隨著煙氣流速的增大，對(duì)數(shù)平均溫差逐漸降低，但降幅并不大，這是由傳熱系數(shù)與換熱面積的乘積所決定的.由圖7還可知，在高溫區(qū)的高溫再熱器的對(duì)數(shù)平均溫差比在溫度較低區(qū)域的高溫過(guò)熱器高.

圖7 不同煙氣流速下?lián)Q熱器對(duì)數(shù)平均溫差的變化

Fig.7 Logarithmic mean temperature difference of heat exchangers at different flow rates of flue gas

換熱器出口煙氣溫度取決于換熱量、煙氣量、傳熱系數(shù)和換熱面積等因素，圖8給出了空氣氣氛和增壓富氧氣氛下不同煙氣流速工況對(duì)應(yīng)的高溫再熱器和高溫過(guò)熱器出口煙氣溫度的變化.增壓富氧氣氛下生成的煙氣量比空氣氣氛下少，在換熱量相同的情況下，高溫再熱器的入口煙氣溫度相同，則空氣氣氛下高溫再熱器的出口煙氣溫度高于增壓富氧氣氛下的出口煙氣溫度；高溫過(guò)熱器的入口煙氣溫度為高溫再熱器的出口煙氣溫度，按照相應(yīng)的理論分析，高溫過(guò)熱器的出口煙氣溫度依舊低于空氣氣氛下的相應(yīng)值.

圖8 不同煙氣流速下?lián)Q熱器出口煙氣溫度的變化

Fig.8 Outlet flue gas temperature of heat exchangers at different flow rates of flue gas

由于蒸汽側(cè)參數(shù)保持不變，換熱器的對(duì)數(shù)平均溫差隨煙氣流速增大逐漸降低，因此高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的出口煙氣溫度與對(duì)數(shù)平均溫差的變化趨勢(shì)保持一致，即隨煙氣流速的增大依次降低.

圖9給出了實(shí)現(xiàn)相同的換熱量時(shí)，空氣氣氛和增壓富氧氣氛下不同煙氣流速工況對(duì)應(yīng)的高溫再熱器和高溫過(guò)熱器所需換熱面積的變化.由圖9可知，隨著煙氣流速的增大，增壓富氧氣氛下，實(shí)現(xiàn)相同的換熱量，高溫再熱器所需的換熱面積是空氣氣氛下的92.64%、83.63%、69.25%、58.59%、52.43%和49.01%，高溫過(guò)熱器所需的換熱面積是空氣氣氛下的93.63%、85.28%、59.08%、49.84%、45.29%、44.6%和42.7%.由此可見(jiàn)，實(shí)現(xiàn)相同的換熱效果，增壓富氧氣氛下各工況所需換熱面積均小于空氣氣氛下的換熱面積，這是由傳熱系數(shù)和對(duì)數(shù)平均溫差共同決定的，隨著煙氣流速的增大，煙氣側(cè)傳熱系數(shù)逐漸增大，在對(duì)數(shù)平均溫差變化不大的情況下，換熱器所需換熱面積減小，且變化幅度逐漸變小.

圖9 不同煙氣流速下?lián)Q熱器所需換熱面積的變化

Fig.9 Heat-transfer area required by heat exchangers at different flow rates of flue gas

4 結(jié) 論

(1) 在增壓富氧氣氛下，對(duì)于鍋爐高溫對(duì)流受熱面，隨著煙氣流速的增大，煙道高度、煙道寬度、橫向節(jié)距和管圈高度等尺寸參數(shù)都大幅減小.當(dāng)達(dá)到與空氣氣氛下相同的煙氣流速，同時(shí)實(shí)現(xiàn)相同的換熱效果時(shí)，換熱器尺寸參數(shù)必將大幅減小，結(jié)構(gòu)更加緊湊，換熱器的耗材量必然減少，從而達(dá)到節(jié)約材料的目的，但同時(shí)煙氣壓降將大幅增大，增加廠用電耗，且與常規(guī)空氣氣氛鍋爐相比，增壓的能耗也較大.從經(jīng)濟(jì)效益角度考慮，需選擇合適的煙氣流速.

(2) 與空氣氣氛相比，在煙道截面積不變時(shí)，增壓富氧氣氛下生成煙氣的雷諾數(shù)變化不大，當(dāng)改變煙道截面積時(shí)，煙氣雷諾數(shù)隨著煙氣流速的增大呈明顯的增大趨勢(shì).

(3) 增壓富氧氣氛下，隨著煙氣流速的增大，高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的對(duì)流傳熱系數(shù)逐漸增大，輻射傳熱系數(shù)逐漸減小，且對(duì)流傳熱系數(shù)占總傳熱系數(shù)的比例較大，隨著煙氣流速的增大，此比例明顯增大，使得總傳熱系數(shù)逐漸增大.

(4) 實(shí)現(xiàn)相同的換熱效果時(shí)，增壓富氧氣氛下高溫再熱器和高溫過(guò)熱器的對(duì)數(shù)平均溫差和出口煙氣溫度均低于空氣氣氛下的相應(yīng)值，且隨著煙氣流速的增大，對(duì)數(shù)平均溫差逐漸降低，但降幅并不大.

(5) 實(shí)現(xiàn)相同的換熱效果，增壓富氧氣氛下各工況所需換熱面積均小于空氣氣氛下所需換熱面積，增壓富氧氣氛下高溫再熱器和高溫過(guò)熱器所需換熱面積隨著煙氣流速的增大而減小，且變化幅度逐漸變小.

[1] HONG J, CHAUDHRY G, BRISSON J G,etal. Analysis of oxy-fuel combustion power cycle utilizing a pressurized coal combustor[J]. Energy, 2009, 34(9): 1332-1340.

[2] XIONG Jie, ZHAO Haibo, ZHENG Chuguang,etal. An economic feasibility study of O2/CO2recycle combustion technology based on existing coal-fired power plants in China[J]. Fuel, 2009, 88(6): 1135-1142.

[3] 陸泓羽, 王春波, 雷鳴, 等. 煤粉微富氧條件下燃燒特性的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 電力科學(xué)與工程, 2011, 27(12): 45-49.

LU Hongyu, WANG Chunbo, LEI Ming,etal. Investigation on the combustion characteristics of coal under air enrichment conditions[J]. Electric Power Science and Engineering, 2011, 27(12): 45-49.

[4] 閻維平. 潔凈煤發(fā)電技術(shù)的發(fā)展前景分析[J]. 華北電力大學(xué)學(xué)報(bào), 2008, 35(6): 67-71.

YAN Weiping. Reviews on prospects of clean coal power generation technology[J]. Journal of North China Electric Power University, 2008, 35(6): 67-71.

[5] 蘇俊林, 潘亮, 朱長(zhǎng)明. 富氧燃燒技術(shù)研究現(xiàn)狀及發(fā)展[J]. 工業(yè)鍋爐, 2008(3): 1-4.

SU Junlin, PAN Liang, ZHU Changming. Research status and development of oxygen-enriched combustion technology[J]. Industrial Boiler, 2008(3): 1-4.

[6] 王巖. 富氧燃燒技術(shù)應(yīng)用關(guān)鍵問(wèn)題探討[J]. 科技傳播, 2014(9): 90, 92.

WANG Yan. Discussion on key issues of oxyfuel technology[J]. Public Communication of Science & Technology, 2014(9): 90, 92.

[7] 王俊, 李延兵, 廖海燕, 等. 淺談國(guó)外煤粉富氧燃燒技術(shù)發(fā)展[J]. 華北電力技術(shù), 2014，44(8): 56-61.

WANG Jun, LI Yanbing, LIAO Haiyan,etal. Brief discussion on technical development of pulverized coal oxyfuel combustion abroad[J]. North China Electric Power, 2014, 44(8): 56-61.

[8] 米翠麗, 閻維平, 李皓宇. 富氧燃燒方式下煙氣對(duì)受熱面?zhèn)鳠崽匦杂绊懙臄?shù)值研究[J]. 電站系統(tǒng)工程, 2009, 25(4): 23-26.

MI Cuili, YAN Weiping, LI Haoyu. Numerical study on heat transfer characteristics of boiler heating surface under oxyfuel combustion[J]. Power System Engineering, 2009, 25(4): 23-26.

[9] HONG J. Techno-economic analysis of pressurized oxy-fuel combustion power cycle for CO2capture[D]. Cambridge, Massachusetts, USA: Massachusetts Institute of Technology, 2009.

[10] 馬凱, 閻維平, 高正陽(yáng). 增壓富氧燃燒煙氣物性及對(duì)流傳熱系數(shù)的研究[J]. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào), 2011, 31(11): 861-868.

MA Kai, YAN Weiping, GAO Zhengyang. Physical properties and convective heat-transfer coefficients of flue gas from pressurized oxy-fuel combustion[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2011, 31(11): 861-868.

[11] 高正陽(yáng), 夏瑞青, 閻維平, 等. 增壓富氧燃燒鍋爐對(duì)流受熱面換熱特性研究[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2012, 32(23): 1-8.

GAO Zhengyang, XIA Ruiqing, YAN Weiping,etal. Heat transfer characteristics of boiler convective heating surface under pressurized oxygen-fuel combustion conditions[J]. Proceedings of the CSEE, 2012, 32(23): 1-8.

[12] 馬凱, 閻維平, 高正陽(yáng), 等. 增壓富氧燃煤鍋爐省煤器的設(shè)計(jì)與優(yōu)化[J]. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào), 2013, 33(3): 165-171, 177.

MA Kai, YAN Weiping, GAO Zhengyang,etal. Design and optimization for economizer of pressurized oxy-fuel coal-fired boilers[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2013, 33(3): 165-171, 177.

[13] 王鵬, 柳朝暉, 廖海燕, 等. 基于修正輻射模型的富氧燃燒傳熱對(duì)比分析[J]. 電站系統(tǒng)工程, 2014, 30(5): 6-8.

WANG Peng, LIU Zhaohui, LIAO Haiyan,etal. The oxy-fuel combustion heat transfer analysis base on modified radiation model[J]. Power System Engineering, 2014, 30(5): 6-8.

Study on Structure Optimization and Heat-transfer Characteristics of
High-temperature Convective Heating Surface in Pressurized Oxy-fuel Boilers

GAOZhengyang1,ZHAOHang1,FANJunhui1,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 of Guangdong Power Grid Co., Ltd., Guangzhou 510080, China)

Taking a 300 MW coal-fired boiler as an object of study, the properties of flue gas formed in pressurized oxy-fuel combustion were studied at 1 MPa with CO2to O2volumetric ratio of 70∶30, while the heat-transfer characteristics of high-temperature reheater and superheater were numerically simulated using Fluent software combined with radiation model DO at different flue gas velocities, to which heat-transfer optimization was carried out by iterative method, and subsequently an analysis was conducted on parameter variation of above heat exchangers. Results show that with the rise of flue gas flow rate, the convective heat-transfer coefficients of structurally-optimized high-temperature superheater and reheater gradually increase, but their radiative heat-transfer coefficients generally reduce, and the heat-transfer area required for high-temperature superheater and reheater reduces accordingly under pressurized oxy-fuel conditions, with lowering variation amplitude. The dimensional parameters of optimized heat-exchangers decrease, such as the flue height, flue width, horizontal pitch and tube size, etc., meaning less material consumption, whereas the pressure drop of flue gas rises significantly, resulting in increased auxiliary power consumption.

pressurized oxy-fuel combustion; high-temperature convective heating surface; optimization; iterative method; numerical simulation

2015-10-30

2015-12-30

高正陽(yáng)(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(guò)程數(shù)值模擬方面的研究. 趙 航(通信作者)，男，碩士研究生，電話(Tel.)：15733221184；E-mail：zhsunshine@126.com.

1674-7607(2016)10-0773-08

TK223.3

A 學(xué)科分類號(hào)：470.30