風(fēng)機(jī)選型與爐膛結(jié)構(gòu)對高原燃?xì)忮仩t燃燒狀況影響的數(shù)值模擬研究

張井坤，劉雪敏，于吉明，王玉濤，杜勇博，車得福，笪耀東

(1.西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,動力工程多相流國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710049；2.中國特種設(shè)備檢測研究院，北京 100029；3.青海省特種設(shè)備檢驗(yàn)檢測院，青海 西寧 810003)

0 引言

我國西部地區(qū)幅員遼闊，大多為高原地形。高原地區(qū)人員稀少、能源需求密度低和生態(tài)環(huán)境脆弱的普遍特征決定了其動力設(shè)備以燃?xì)忮仩t為主。然而，高原低氣壓、低含氧量的環(huán)境條件嚴(yán)重影響燃?xì)忮仩t的空氣動力學(xué)參數(shù)，進(jìn)一步導(dǎo)致其運(yùn)行時出現(xiàn)出力不足與熱效率下降等一系列問題。

目前仍有一部分在役燃?xì)忮仩t按照平原條件設(shè)計(jì)并配備風(fēng)機(jī)，大多使用年限較長，運(yùn)行時風(fēng)機(jī)壓頭不足導(dǎo)致風(fēng)量下降，鍋爐出力不足及不完全燃燒問題嚴(yán)重[1-2]。然而，高原條件對風(fēng)機(jī)運(yùn)行性能的影響近年來逐步被燃燒器和鍋爐設(shè)計(jì)制造企業(yè)認(rèn)識并給予重視。為保證送入爐內(nèi)的氧量不變而滿足燃料燃燒需要，一些新上鍋爐大多會增加風(fēng)機(jī)功率[3-4]。但即使對空氣量進(jìn)行修正，一般也很難達(dá)到其在平原地區(qū)運(yùn)行的效果，其熱效率和出力均有不同程度的下降。因此有學(xué)者提出在對風(fēng)機(jī)修正的基礎(chǔ)上，適當(dāng)增大爐膛的容積，提高鍋爐的熱效率與滿足出力要求[4]。但仍然需要避免爐內(nèi)溫度水平降低影響燃?xì)馊紵蛘郀t膛出口煙溫過高導(dǎo)致煙管和管板的連接處在熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力的作用下會產(chǎn)生管板裂紋[5]。目前，大多數(shù)學(xué)者是從理論分析或者個人經(jīng)驗(yàn)對風(fēng)機(jī)與爐膛容積進(jìn)行修正，風(fēng)機(jī)選型與爐膛結(jié)構(gòu)變化對爐內(nèi)燃燒情況影響的數(shù)值模擬研究仍然缺乏。同時，由于燃?xì)馊紵郎囟容^高，易生成氮氧化物(NOx)，各地政府對燃?xì)忮仩t也提出了更嚴(yán)格的標(biāo)準(zhǔn)，海拔高度及爐膛結(jié)構(gòu)變化對NOx排放均有影響[6-8]。但并未見相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道高原燃?xì)忮仩t爐膛容積變化對NOx排放的影響。因此有必要系統(tǒng)研究高原條件下風(fēng)機(jī)選型與爐膛結(jié)構(gòu)對爐內(nèi)燃燒狀況的影響，進(jìn)一步提出科學(xué)的高原燃?xì)忮仩t爐膛結(jié)構(gòu)優(yōu)化方法，改善高原燃?xì)忮仩t運(yùn)行現(xiàn)狀。

本文以WNS2-1.25-Q型燃?xì)忮仩t為研究對象，采用數(shù)值模擬的方法研究風(fēng)機(jī)不變、風(fēng)機(jī)修正兩種條件對高原燃?xì)忮仩t爐內(nèi)燃燒狀況的影響，進(jìn)一步結(jié)合熱力計(jì)算方法開展?fàn)t膛結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究，為高原燃?xì)忮仩t優(yōu)化設(shè)計(jì)及高效清潔運(yùn)行提供參考。

1 燃?xì)忮仩t概況和網(wǎng)格劃分

本文以WNS2-1.25-Q型燃?xì)忮仩t為研究對象，按照平原條件設(shè)計(jì)的爐膛直徑為700 mm，長度為3 140 mm。鍋爐燃燒器結(jié)構(gòu)、運(yùn)行數(shù)據(jù)以及設(shè)計(jì)燃?xì)饨M分在文獻(xiàn)中[9]已詳細(xì)介紹，本文不再贅述。

由于爐膛與燃燒器均為軸對稱結(jié)構(gòu)，故本文選取1/4進(jìn)行繪制，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，出口截面網(wǎng)格如圖1所示。模型的網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證已在此前工作中完成，最終選取網(wǎng)格數(shù)為1949020的網(wǎng)格系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值模擬研究[9]。

圖1 燃燒器示意圖及網(wǎng)格剖面圖

2 數(shù)值模擬方法和模型驗(yàn)證

2.1 數(shù)學(xué)模型

本文采用商用計(jì)算軟件Fluent進(jìn)行爐內(nèi)溫度場的數(shù)值模擬。燃燒模型選取混合分?jǐn)?shù)概率密度模型(PDF)，混合分?jǐn)?shù)概率密度函數(shù)模型簡化了甲烷燃燒反應(yīng)，加快了總體計(jì)算進(jìn)程[10]。湍流模型選取realizablek-epsilon；輻射模型采用離散坐標(biāo)輻射模型(DO)，吸收系數(shù)的計(jì)算選取灰色氣體加權(quán)模型(WSGGM)。NOx在燃燒模擬后計(jì)算，且熱力型與快速型NOx均被考慮。

2.2 邊界條件

風(fēng)機(jī)不變時，送入爐內(nèi)空氣體積流量隨海拔高度的升高而不變，具體的各個噴口的流量如表 1中工況1～工況5。其次，為保證送入爐內(nèi)的氧量不變而滿足燃料燃燒需要，增加風(fēng)機(jī)壓頭和流量，使送入爐內(nèi)空氣體積流量增加，但質(zhì)量并不發(fā)生變化，本文定義該運(yùn)行工況為風(fēng)機(jī)修正。與風(fēng)機(jī)不變的情況進(jìn)行對比分析爐內(nèi)燃燒狀況，本文僅選取海拔為2 000 m時作為對照，具體的各個噴口的流量如表 1中工況6。在風(fēng)機(jī)修正條件下，通過改變爐膛長度與爐膛直徑來增加鍋爐爐膛容積，進(jìn)一步探究爐膛尺寸變化對爐內(nèi)溫度分布與污染物排放的影響，具體的爐膛尺寸和各個噴口的流量如表 1中工況7和工況8。

表1 滿負(fù)荷時燃燒器噴口邊界條件

本文爐膛結(jié)構(gòu)優(yōu)化采用熱力計(jì)算與數(shù)值模擬結(jié)合的方法，詳細(xì)流程如圖2所示。熱力計(jì)算得出平原與高原地區(qū)的爐膛出口煙溫與容積熱負(fù)荷，對比分析爐膛出口煙溫的變化規(guī)律用于指導(dǎo)爐膛結(jié)構(gòu)優(yōu)化；其次，用優(yōu)化后的爐膛結(jié)構(gòu)重新計(jì)算爐膛出口煙溫和容積熱負(fù)荷，并將其與平原地區(qū)爐膛出口煙溫與容積熱負(fù)荷進(jìn)行比較。爐膛出口煙溫與按照平原條件設(shè)計(jì)的鍋爐相比偏差在1%以內(nèi)，優(yōu)化后爐膛容積熱負(fù)荷處于1 150～1 800 kW/m3且相差不大時認(rèn)為迭代優(yōu)化完成；最后將優(yōu)化得到的多種爐膛結(jié)構(gòu)與熱力計(jì)算的邊界條件用于數(shù)值模擬，綜合比較爐膛出口煙溫、爐內(nèi)溫度水平及污染物排放后優(yōu)選出適用于高原運(yùn)行的燃?xì)忮仩t的爐膛結(jié)構(gòu)，優(yōu)選標(biāo)準(zhǔn)為與原鍋爐平原運(yùn)行時溫度場與污染物排放的吻合程度。其中，熱力計(jì)算方法采用《實(shí)用鍋爐手冊》中爐膛傳熱基本方程，該方法對燃?xì)忮仩t爐膛出口煙溫計(jì)算時表現(xiàn)出較好的吻合性[11]。

圖2 爐膛結(jié)構(gòu)優(yōu)化流程圖

不同爐膛結(jié)構(gòu)的爐膛出口煙溫與爐內(nèi)最高溫度的大小一定程度上可以表征爐內(nèi)溫度水平的高低，但兩者僅代表爐內(nèi)某一截面和爐內(nèi)某一點(diǎn)的溫度，不能體現(xiàn)爐內(nèi)高溫區(qū)面積的大小，故本文引入爐內(nèi)溫度水平評價系數(shù)CT作為補(bǔ)充，多維度對比爐內(nèi)溫度水平的變化。爐內(nèi)溫度水平評價系數(shù)的大小側(cè)面反映了爐內(nèi)高溫區(qū)面積的大小，其計(jì)算公式如下

(1)

式中 下標(biāo)T——目標(biāo)溫度/K；

maxLT——沿軸線方向平均溫度為目標(biāo)溫度的最大處/mm；

minLT——沿軸線方向平均溫度為目標(biāo)溫度的最小處/mm；

Lf——爐膛長度/mm。

空氣中氧氣體積分?jǐn)?shù)并不受海拔高度變化的影響，本文中不同海拔高度條件下入爐空氣氧氣體積分?jǐn)?shù)均設(shè)置為21%，模擬使用不可壓理想氣體定律來反映單位體積空氣中的氧含量的變化。鍋爐運(yùn)行的背壓設(shè)置為不同海拔高度條件下的大氣壓力，爐內(nèi)壓力通過背壓和阻力模擬計(jì)算所得。鍋爐運(yùn)行時蒸汽溫度為447.15 K，而壁溫一般蒸汽側(cè)溫度高50～100 K，故模擬設(shè)置為壁溫500 K，采用恒壁溫邊界條件。

2.3 數(shù)學(xué)模型驗(yàn)證

國內(nèi)外研究學(xué)者將數(shù)值模擬與熱力計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性[12]。本文為進(jìn)一步驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性，選取表1中工況1、工況6、工況7和工況8模擬計(jì)算爐膛出口煙溫，將結(jié)果與燃?xì)忮仩t熱力計(jì)算方法計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)不同海拔、爐膛結(jié)構(gòu)條件下熱力計(jì)算和數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果基本一致，且數(shù)值偏差均小于3%，見圖3。綜上所述，使用 realizablek-epsilon 湍流模型、DO輻射模型、混合分?jǐn)?shù)概率密度燃燒模型和SIMPLE求解方法可以應(yīng)用于工程實(shí)踐，數(shù)學(xué)模型和邊界條件設(shè)置合理，在合適的計(jì)算量的情況下滿足合理的精度要求。

圖3 熱力計(jì)算和數(shù)值模擬計(jì)算爐膛出口煙溫[5]注：偏差： 式中De為偏差；T1為熱力計(jì)算值，K；T2為數(shù)值模擬計(jì)算值，K。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 風(fēng)機(jī)不變時不同海拔條件下燃?xì)忮仩t燃燒狀況對比

按照平原條件為燃?xì)忮仩t設(shè)計(jì)選配風(fēng)機(jī)，過量空氣系數(shù)和壓力隨海拔升高而降低，兩者協(xié)同作用影響爐內(nèi)溫度水平。圖4給出了風(fēng)機(jī)未修正時不同海拔高度條件下沿爐膛軸線方向爐內(nèi)平均溫度分布。從圖中可以看出，隨著海拔的增加，風(fēng)機(jī)壓頭和流量仍按照平原條件設(shè)計(jì)，導(dǎo)致送風(fēng)量不足，燃料不完全燃燒程度增加導(dǎo)致熱釋放減少，爐膛前部和中部平均溫度逐漸降低，如圖4中位置A所示。相比爐膛中前部，爐膛后部平均溫度隨海拔升高先升高后降低，最高處在海拔1 000 m處，如圖4中位置B所示。這主要是海拔高度1 000 m 時進(jìn)入爐膛后部的煙氣平均溫度與海拔高度0 m時差別不大，但爐內(nèi)吸收系數(shù)隨壓力降低而降低，海拔高度1 000 m 時爐內(nèi)后部煙氣與壁面換熱量降低，導(dǎo)致爐內(nèi)后部煙氣平均溫度高于海拔高度0 m 處。然而，隨著海拔的升高，不完全燃燒熱釋放量大幅降低，進(jìn)入爐膛后部煙氣溫度隨之降低，進(jìn)一步導(dǎo)致爐內(nèi)后部沿軸向方向平均溫度隨海拔升高而降低。這也是導(dǎo)致爐膛出口煙溫隨海拔升高先增加后降低的關(guān)鍵原因，如圖4中C位置所示。

圖4 風(fēng)機(jī)未修正時不同海拔高度條件下沿軸線方向爐內(nèi)平均溫度分布

3.2 風(fēng)機(jī)修正時不同海拔條件下燃?xì)忮仩t燃燒狀況對比

圖5給出了風(fēng)機(jī)修正與風(fēng)機(jī)未修正時不同海拔高度條件下沿軸線方向爐內(nèi)平均溫度分布。本文選擇海拔高度2 000 m時，對比分析風(fēng)機(jī)修正與風(fēng)機(jī)未修正時不同海拔高度條件下沿軸線方向爐內(nèi)平均溫度分布，從圖中可以看出，風(fēng)機(jī)修正時，沿軸線方向爐內(nèi)平均溫度隨海拔升高而升高。這主要?dú)w功于兩方面，一方面是壓力降低導(dǎo)致爐內(nèi)吸收系數(shù)降低，煙氣與爐壁換熱量降低；另一方面，壓力降低導(dǎo)致射流速度增加，中心空氣對周圍可燃?xì)饩砦芰訌?qiáng)，燃燒釋放熱量增加。另外，海拔2 000 m時，爐膛出口煙溫為1 278 K，相比平原地區(qū)增加了38 K，此時應(yīng)特別注意鍋爐爐膛出口煙溫較高導(dǎo)致煙管和管板的連接處在熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力的作用下會產(chǎn)生管板裂紋。同時，也可以看出相比風(fēng)機(jī)未修正時，風(fēng)機(jī)修正后的過量空氣系數(shù)和平原地區(qū)保持一致，摻混程度隨海拔增加而加深，燃燒釋放熱增加導(dǎo)致爐內(nèi)沿軸線方向平均溫度升高。

3.3 爐膛結(jié)構(gòu)對高原燃?xì)忮仩t燃燒的影響研究

前文分析可知，無論是風(fēng)機(jī)不變或風(fēng)機(jī)修正，爐內(nèi)溫度分布均與平原地區(qū)均有較大差異，不利于鍋爐高效清潔安全運(yùn)行，有必要優(yōu)化爐膛結(jié)構(gòu)，進(jìn)一步改善高原燃?xì)忮仩t運(yùn)行現(xiàn)狀。表2 給出了不同爐膛結(jié)構(gòu)模擬計(jì)算的爐內(nèi)最高溫度、爐膛出口溫度和爐膛出口NOx。由表可知，“瘦長型”與“粗短型”鍋爐模擬計(jì)算的爐內(nèi)最高溫度和爐膛出口煙溫與原鍋爐基本一致，相差在40 K以內(nèi)。另外，優(yōu)化得到的兩種爐型的鍋爐出口煙溫均在1 273.15 K以下，從運(yùn)行安全角度來看不會導(dǎo)致煙管和管板的連接處在熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力的作用下產(chǎn)生管板裂紋。同時，“粗短型”鍋爐NOx排放低于原鍋爐，而“瘦長型”鍋爐NOx排放要高于原鍋爐，但數(shù)值上都比較接近。然而，爐膛出口煙溫和爐內(nèi)最高溫度僅是出口截面和爐內(nèi)某點(diǎn)的溫度，無法完全代表爐內(nèi)溫度水平的變化，高原條件下“粗短型”與“瘦長型”爐膛的適用性仍有待進(jìn)一步研究。

表2 不同爐膛結(jié)構(gòu)模擬計(jì)算的爐內(nèi)最高溫度、爐膛出口溫度和爐膛出口NOx

圖6給出了不同爐膛結(jié)構(gòu)沿軸線方向爐內(nèi)平均溫度分布。從圖中可以看出，“瘦長型”鍋爐爐內(nèi)沿軸線方向平均溫度分布的變化趨勢和原鍋爐保持一致，且爐膛前中部平均溫度數(shù)值上表現(xiàn)出較好的吻合性。同時，由于爐膛前中部平均溫度數(shù)值上幾乎一致，壓力降低導(dǎo)致爐內(nèi)吸收系數(shù)降低，“瘦長型”爐膛煙氣與壁面換熱量降低，爐膛后部平均溫度要高于原鍋爐。但“瘦長型”爐膛長度增加，直徑變小，輻射受熱面增加且煙氣流速增加，輻射和對流換熱量均增加，導(dǎo)致爐膛出口煙溫基本一致。另外，“瘦長型”鍋爐爐內(nèi)溫度水平評價系數(shù)C1 400為0.75，而原鍋爐爐內(nèi)溫度水平評價系數(shù)C1 400為0.67，側(cè)面反映了“瘦長型”鍋爐爐內(nèi)溫度水平與原鍋爐較為接近。由圖中也可以看出，“粗短型”鍋爐爐膛出口煙溫雖與原鍋爐接近，但爐內(nèi)溫度水平評價系數(shù)C1 400為0，爐內(nèi)溫度水平遠(yuǎn)低于原鍋爐。這主要是“粗短型”鍋爐爐膛截面熱負(fù)荷過低所致，但對該爐型鍋爐而言提高爐膛截面熱負(fù)荷時，將會導(dǎo)致爐膛出口煙溫升高，影響鍋爐運(yùn)行的安全性。

圖6 不同爐膛結(jié)構(gòu)沿軸線方向爐內(nèi)平均溫度分布

4 結(jié)論

本文采用數(shù)值模擬的方法研究風(fēng)機(jī)選型對高原燃?xì)忮仩t爐內(nèi)燃燒狀況的影響，進(jìn)一步結(jié)合熱力計(jì)算方法開展?fàn)t膛結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究，結(jié)論如下：

(1)風(fēng)機(jī)不變時，爐膛前中部平均溫度隨海拔升高逐漸降低，而爐膛后部平均溫度隨海拔升高先升高后降低。

(2)風(fēng)機(jī)修正后，爐內(nèi)平均溫度隨海拔升高而升高。相同海拔條件下，風(fēng)機(jī)修正后的爐內(nèi)平均溫度高于風(fēng)機(jī)不變時。同時，風(fēng)機(jī)不變與風(fēng)機(jī)未修正時，爐內(nèi)溫度分布均與平原地區(qū)有較大差異。

(3)“瘦長型”鍋爐的NOx排放略高于原鍋爐，但爐內(nèi)溫度水平與原鍋爐平原運(yùn)行時較為接近。綜合來看，“瘦長型”鍋爐的高原運(yùn)行性能優(yōu)于原鍋爐與“粗短型”鍋爐。