燃氣熱水器冷凝水生成機理及抑制方法的分析研究

李志敏 鄧飛忠 吳桂安 仇明貴

（華帝股份有限公司 中山 528400）

引言

燃氣熱水器在運行過程中，當外界濕度較大、負荷較低、水量較大條件下容易出現(xiàn)冷凝水珠從燃燒室內(nèi)壁滴落至火排或底殼問題，由于冷凝水為弱酸性，長時間的聚積滴落容易對零部件形成侵蝕存在安全隱患，由此帶來的維修成本也隨著增大。嚴重時將造成燃燒工況惡化，廢氣排放增加、熱損失增大。

本文將從理論分析入手探討冷凝水的內(nèi)部生成機理，確定影響燃氣熱水器冷凝水生成的主要因素，從而提出相應的解決方案，達到抑制冷凝水生成的目的。

1 燃氣熱水器內(nèi)部冷凝水生成機理

1.1 冷凝水珠的生成機理

高溫煙氣溫度在降低至該處的露點溫度時，氣態(tài)水分子釋熱并開始逐漸凝結成液態(tài)水珠，而氣態(tài)分子要析出冷凝水珠需要使其水蒸汽分壓達到飽和水汽分壓時才會生成。為研究水汽分壓生成的主要影響因素，從燃燒反應式入手進行推導其影響因素之間關系[1,2]：

由燃燒前后物質守恒定理及水氣分壓，在標準大氣壓完全燃燒（α=1）下燃燒產(chǎn)物中的水汽分壓為：

結合（1）及（2）可得出：

從碳氫化合物燃燒反應式（1）可以看出[1]：氣態(tài)水分子的組成一部分來源于一次空氣及二次空氣的引入，主要受環(huán)境濕度影響；其二是烴類燃料燃燒反應所生成的高溫水蒸氣，H含量越大，生成的氣態(tài)水摩爾體積占比越大，水汽分壓越高。

為便于分析計算，忽略引入空氣中水汽分子受環(huán)境溫度變化的影響，這里作近似計算，則進一步推導出不完全燃燒且α＞1的燃燒反應中的水汽分壓為：

式中：

e—水汽分壓（Pa）；

nw及na—水汽摩爾分數(shù)，其他干氣體摩爾分數(shù)（%）；

nH—H元素摩爾分數(shù)（%）；

nC—C元素摩爾分數(shù)（%）；

nN—N元素摩爾分數(shù)（%）；

nO—氧氣中O元素的摩爾分數(shù)（%）；

Pn—水汽分壓（atm）；

α—過?？諝庀禂?shù)。

通過對燃氣熱水器當前工作狀態(tài)下的煙氣進行取樣分析可得出各物質含量，從上式可知水汽分壓與燃氣組分中各元素物質的量占比及過?？諝庀禂?shù)相關，烴類燃料的燃燒產(chǎn)物的生成受燃燒固有系統(tǒng)的反應程度影響，由式（4）結合水汽分壓與露點溫度的變化關系知：Pn∝1/α，即空氣過量系數(shù)α越大，Pn越小，露點溫度越低。

1.2 排煙溫度對冷凝水生成的影響

燃燒時若系統(tǒng)的排煙溫度低于露點溫度時，煙氣中的水汽飽和度越大，越容易凝結成為液態(tài)水。一定比例的燃氣與空氣進入燃氣熱水器燃燒腔體內(nèi)燃燒，其帶入的熱量分為兩部分：燃氣與空氣的熱焓，燃氣的化學熱量；燃燒產(chǎn)生的熱量去向主要分為有效吸熱量、散熱損失和排煙損失熱，根據(jù)能量守恒熱平衡方程[3-5]：

式中：

H—燃氣的化學熱量，單位：kJ；

H1—燃氣、空氣引入的熱量，單位：kJ；

Qe—熱水器燃燒有效吸熱量，單位：kJ；

Qs—散熱損失量，單位：kJ；

Qp—排煙損失熱，單位：kJ。

燃氣熱水器熱效率（按低熱值計算）可表示為：

式中：

Cp—排煙溫度下煙氣定壓比熱，單位：kJ/Nm3·K;

tf—排煙溫度，單位：℃；

t0—環(huán)境溫度，單位：℃；

V0—理論空氣量，Nm3/Nm3干燃氣；

Vf0—理論煙氣量，Nm3/Nm3干燃氣。

根據(jù)GB 6932—2015中規(guī)定的燃氣熱水器熱效率計算式[6]，令，結合式（6）及（7）則熱效率計算式可以表示為:

式中：

ηt—熱效率，%；

M—水的比熱容，MJ/（kg·K）；

tw2—出水端溫度，℃；

tw1—進水端溫度，℃；

V—實測燃氣消耗量，m3。

從（9）式可以得出：

1）在額定熱負荷及相同換熱系統(tǒng)且可充分換熱條件下，排煙溫度tf∝1/ηt，即相同負荷下燃氣熱水器熱效率越高，排煙溫度越低，排煙溫度則對應了當前負荷下熱量損失狀態(tài)，當此煙氣狀態(tài)下的水汽分壓對應的露點溫度與排煙溫度接近時就有冷凝水析出風險，若排煙溫度高于露點溫度，水汽液化可能性就低，反之則高；

2）在相同換熱系統(tǒng)且可充分換熱條件下，適當提高某溫度區(qū)間的熱負荷（耗氣量V增加），ηt降低，排煙溫度tf升高，從而使煙氣含量增加，水汽分壓Pn減小，露點溫度降低。

1.3 冷凝水解決方案

通過以上分析得出了冷凝水生成的主要原因是受當前露點溫度決定的，而露點溫度與系統(tǒng)燃燒產(chǎn)物中水汽分壓及排煙溫度具有強相關性，因此我們通過增大系統(tǒng)水汽分壓及提高排煙溫度來解決冷凝水問題。

1）增加風機電流補償

通過增加風機電流補償，提高風機轉速，從而增大過?？諝庀禂?shù)α，其一是滿足燃氣充分燃燒所需的氧，增加系統(tǒng)燃燒熱量，減少因不完全燃燒產(chǎn)生過多燃燒產(chǎn)物降低排煙溫度tf；同時在滿足燃燒器火焰穩(wěn)定的前提下增大風量在一定程度上可降低系統(tǒng)ηt，也可達到提高排煙溫度的目的。

2）提高負荷補償

提高系統(tǒng)負荷的補償，尤其是最小負荷狀態(tài)下的負荷補償，通過提高燃氣化學總熱H，系統(tǒng)有效吸熱Qe及Qs變化不大，Qp提高進而提高排煙溫度tf。排煙溫度tf與當前煙氣露點溫度差值越大，冷凝水風險越小。

2 試驗對比分析

本文選取一款13 L（24 kW）天然氣機型為研究對象，針對其在測試時出現(xiàn)的冷凝水問題應用上述解決方案進行實驗驗證分析，測試條件為：使用CH4基準氣，燃氣一次壓2 000 Pa下使整機工作在各火力段的最大PiH、最小負荷PiL（樣機為三分段機型，i=1，2，3；P1H表示第1分段最大負荷，P1L表示第1分段最小負荷，依次類推），調節(jié)進水流量使其固定在（35±2）℃，觀察燃燒室內(nèi)是否有冷凝水沿內(nèi)壁滴落（環(huán)境相對濕度：57.8 %RH ，進水溫度20 ℃）。其測試結果見表1。

表1 樣機各火力段參數(shù)及測試結果

根據(jù)上述測試結果發(fā)現(xiàn)在P1L及P2L火力段出現(xiàn)了間隔性冷凝水滴落問題，且在P1L段冷凝水隨著時間增長冷凝水量持續(xù)增多。對其各負荷段實際所測得的煙氣指標結合燃氣氣質分析（CH4（98.851 %）、N2（0.909 %）、O2（0.24 %））結果應用式（3）計算得出不同負荷段下的水汽分壓值，查0～100 ℃對應下的飽和蒸汽壓對照表，得出各負荷段水汽分壓值及對應下的露點溫度，其結果見表2。

表2 不同火力段水汽分壓及對應的露點溫度對照表

從不同負荷段得出的露點溫度與表1中實際排煙對比（見圖1）發(fā)現(xiàn)，在P1L段排煙溫度低于露點溫度，冷凝水容易析出，在P2L段煙溫已逼近于當前露點溫度，冷凝水生成概率較大，可能呈間隔性滴落，這與上述試驗分析結果吻合。

圖1 各火力段排煙溫度tf與露點溫度Ty均值關系

基于上述分析，對P1L段及P2L段負荷及風機電流進行調整（見表3），調整后整機在相同試驗條件下進行測試，其結果見表4。

表3 風機電流及負荷參數(shù)調整表

表4 調整后各火力段試驗結果

在P1L及P2L火力段測試時由原來測試時長15 min增加至25 min，從試驗結果看來，在原來容易出現(xiàn)冷凝水滴落的負荷段（即圖1中tf與露點溫度Ty的交叉點或逼近點處）未出現(xiàn)冷凝水滴落現(xiàn)象，且從圖2所示可以看出全負荷段tf均大于Ty，最小差值出現(xiàn)在P1L點，差值為10.5 ℃，冷凝水滴落風險較小。

圖2 調整后排煙溫度tf與露點溫度Ty均值關系

以上分析對燃氣熱水器冷凝水出現(xiàn)在小負荷段的風機電流之間的關系進行了重新匹配，考慮各負荷區(qū)間內(nèi)負荷值為線性增加，為保證燃燒的充分性與穩(wěn)定性，其負荷區(qū)間中間段的風機電流與負荷按照線性關系進行匹配即可，如圖3所示，最終可實現(xiàn)全負荷段均無冷凝水生成的風險。

圖3 負荷-風機電流匹配關系

3 結論

本文對冷凝水生成及影響因素進行了理論分析，基于此提出了一種解決應用方案，并進行實驗對比，結果表明該方案可以很好的解決了燃氣熱水器冷凝水生成問題，并得出了以下結論：

1）燃氣熱水器冷凝水的生成主要受當前水汽分壓決定的露點溫度影響，研究排煙溫度也是判斷其與露點溫度的差值來判定是否達到水汽飽和溫度點；水汽分壓與空氣系數(shù)α在燃燒穩(wěn)定條件下呈負相關；

2）通過對出現(xiàn)冷凝水的負荷的空燃比重新進行匹配設計，可以在一定程度上降低水汽分壓值及提高排煙溫度，從而增大排煙溫度與露點溫度之間的差值，降低冷凝水生成風險；

3）在燃燒系統(tǒng)設計時，充分考慮過?？諝庀禂?shù)與各負荷段排煙溫度對露點溫度的影響進而產(chǎn)品的環(huán)境適應性及可靠性。