燃燒器改造前后半輻射受熱面壁溫分布變化分析

鄭 揚(yáng)，董美蓉，龍嘉健，葉 托，陸繼東

（1.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院，廣東 廣州 510641；2.廣東省能源高效清潔利用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510641）

為了鍋爐環(huán)保安全高效運(yùn)行而進(jìn)行的燃燒器低NOx改造[1]，會(huì)導(dǎo)致?tīng)t內(nèi)流動(dòng)狀況、溫度分布、燃料產(chǎn)生的火焰等方面發(fā)生改變[2]。而爐內(nèi)速度、溫度分布是影響半輻射受熱面壁溫分布的主要因素[3]。因此燃燒器改造會(huì)使半輻射受熱面壁溫分布改變，進(jìn)而可能引起管壁長(zhǎng)期超溫、投入減溫水增加、超溫?fù)p壞位置改變等現(xiàn)象[4-6]。所以需要研究改造前后爐內(nèi)半輻射受熱面壁溫分布特性，為改造后調(diào)整運(yùn)行提供理論依據(jù)。

目前研究受熱面壁溫分布的方法主要分為兩種：數(shù)值模擬和熱力計(jì)算。采用數(shù)值模擬方法可以得到爐內(nèi)物理場(chǎng)，并定性分析受熱面壁溫分布隨物理場(chǎng)變化的趨勢(shì)[7-8]。但是數(shù)值模擬中將整個(gè)受熱面的壁溫設(shè)置為一等效溫度，無(wú)法定量研究壁溫具體分布及變化。采用熱力計(jì)算方法可以得出受熱面換熱量，再將其代入壁溫公式可以計(jì)算受熱面各位置壁溫[9-11]。但是這種方法在計(jì)算各點(diǎn)換熱量時(shí)，簡(jiǎn)化多物理場(chǎng)對(duì)壁溫分布的影響，也未考慮各點(diǎn)壁溫、汽溫改變對(duì)換熱量的反作用。為了解決鍋爐燃燒器低NOx改造后半輻射受熱面壁溫分布改變所面臨的問(wèn)題，需要一種能夠反映多物理場(chǎng)變化對(duì)壁溫分布影響的方法。

本文運(yùn)用爐膛三維數(shù)值模擬耦合一維壁溫計(jì)算模型，計(jì)算得出爐膛上部半輻射受熱面的壁溫分布。這種方法可以充分考慮到爐內(nèi)多物理場(chǎng)對(duì)受熱面壁溫分布的影響，進(jìn)而研究爐內(nèi)多物理場(chǎng)的變化及對(duì)受熱面壁溫分布的影響特性。研究結(jié)果對(duì)燃煤鍋爐機(jī)組改造后的運(yùn)行與優(yōu)化有一定的指導(dǎo)意義。

1 研究對(duì)象

1.1 鍋爐概況

研究鍋爐為亞臨界參數(shù)四角切圓燃燒自然循環(huán)汽包爐，單爐膛π型布置。半輻射受熱面主要結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)見(jiàn)表1。全大屏過(guò)熱器布置在爐膛上部，沿爐寬方向布置了4組、每組4片共16片小屏，每個(gè)小屏由14根管子繞成U型，其中靠近前墻的兩個(gè)小屏工質(zhì)流向?yàn)轫樍?，另外兩個(gè)小屏工質(zhì)流向?yàn)槟媪?。后屏過(guò)熱器布置在爐膛出口，共23片，每片由13根管子繞成U型，順流布置。中溫再熱器布置在水冷壁折煙角上方，共32片，每片由14根管子繞成U型，順流布置，過(guò)渡段與水平方向呈35°夾角。

表1 半輻射受熱面結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)

1.2 低NOx改造

為了有效控制NOx的生成并具有良好的穩(wěn)燃能力，確保煤粉燃盡，對(duì)該鍋爐進(jìn)行低NOx燃燒器改造。改造方案為：

（1）如圖1所示，將P1、P3的一次風(fēng)切圓由548 mm減小至372 mm、二次風(fēng)切圓增大至2 300 mm，P2、P4的一次風(fēng)切圓由1 032 mm減小至856 mm，二次風(fēng)切圓增大至2 780 mm。同時(shí)將一次風(fēng)氣流旋向由逆時(shí)針調(diào)整至順時(shí)針，使一、二次風(fēng)氣流方向相反，這會(huì)在爐膛橫截面上最大程度地形成“風(fēng)包粉”氣流形態(tài)，從而實(shí)現(xiàn)外圍富氧燃燒、內(nèi)環(huán)貧氧燃燒，減少NOx的生成。

圖1 改造前后切圓示意圖

（2）如表2所示，減小二次風(fēng)、周界風(fēng)風(fēng)率，使主燃區(qū)內(nèi)煤粉貧氧燃燒，以增加已生成的NO的還原，進(jìn)一步減少NOx生成。

表2 改造前后噴口參數(shù)

（3）把OFA層燃燒器由原先的兩層增加至四層，并增加燃盡風(fēng)率，保證煤粉充分燃盡。

低NOx改造前，SCR裝置的入口煙氣中，折算后的NOx質(zhì)量濃度在450~500 mg/m3。經(jīng)過(guò)改造后，NOx質(zhì)量濃度降低至200 mg/m3以下，改造效果明顯。并且，經(jīng)脫硝系統(tǒng)處理后，煙氣中NOx質(zhì)量濃度低于50 mg/m3，達(dá)到了國(guó)家超低排放標(biāo)準(zhǔn)。

1.3 數(shù)學(xué)模型

如圖2所示，建立燃煤四角切圓鍋爐三維模型，計(jì)算域?yàn)槔浠叶分了綗煹?，?jì)算域中受熱面簡(jiǎn)化為二維平壁。經(jīng)過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性核算，選用91萬(wàn)的網(wǎng)格系統(tǒng)進(jìn)行計(jì)算。模擬區(qū)域涉及到湍流流動(dòng)、氣固兩相流，煤粉燃燒、輻射、對(duì)流換熱等物理化學(xué)現(xiàn)象。故三維數(shù)值模擬所選的計(jì)算模型為：湍流模型采用帶旋流修正的k-ε模型，煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)采用離散相模型，氣相燃燒采用PDF模型，煤粉熱解采取兩步競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)模型，焦炭燃燒采用動(dòng)力/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型，輻射采用DO模型計(jì)算。顆粒發(fā)射率εp為0.6+0.4Uc[12]，Uc為當(dāng)前固定碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)與原固定碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)的比。

圖2 鍋爐模型示意圖

根據(jù)鍋爐熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)，建立各管段一維壁溫計(jì)算模型[13]：

在管段i上，β為外徑與內(nèi)徑之比；δ為壁厚，m；λ為管子金屬的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·℃）；Tout，i為管外壁溫度，K；qi為管段熱流密度，通過(guò)三維數(shù)值模擬計(jì)算得出，W/m2；Tf，i為該管段內(nèi)工質(zhì)溫度，根據(jù)各管段在部件中所處的位置，每個(gè)管段按工質(zhì)流動(dòng)方向逐段計(jì)算焓增Δh，累加后得到各點(diǎn)工質(zhì)焓值，計(jì)算各管段工質(zhì)溫度，K。

通過(guò)UDF功能將一維壁溫公式掛載至對(duì)應(yīng)受熱面處計(jì)算壁溫分布。計(jì)算步驟為：（1）設(shè)置受熱面壁溫溫度；（2）計(jì)算各微元換熱量；（3）計(jì)算工質(zhì)溫度、外壁面溫度；（4）計(jì)算新的換熱量；（5）比較兩次外壁面溫度差值。重復(fù)上述步驟，直到誤差滿足要求。

2 結(jié)果與分析

2.1 結(jié)果驗(yàn)證

選取該鍋爐常用負(fù)荷70%，75%，80%及84%的運(yùn)行數(shù)據(jù)作為模擬工況。全大屏在4片屏的管排出口均設(shè)置有壁溫測(cè)點(diǎn)；后屏分別在從左墻數(shù)起第4、7、10、12、15、18排管出口設(shè)有壁溫測(cè)點(diǎn)；中溫再熱器的管排出口壁溫測(cè)點(diǎn)設(shè)置于第3、8、13、17、22、28排處。通過(guò)計(jì)算金屬管壁與管內(nèi)蒸汽的溫差，以及實(shí)際測(cè)量比對(duì)，發(fā)現(xiàn)蒸汽溫度高于金屬壁溫1~3 K，因此可以認(rèn)為測(cè)點(diǎn)測(cè)值代表管內(nèi)蒸汽溫度[14]，因此選取這些測(cè)點(diǎn)溫度與模擬計(jì)算的工質(zhì)出口溫度進(jìn)行比較。工質(zhì)出口溫度計(jì)算值與測(cè)量值的最大相對(duì)誤差在2%以內(nèi)，驗(yàn)證結(jié)果表明，該方法具有較好的準(zhǔn)確度，能夠反映實(shí)際爐內(nèi)物理場(chǎng)及半輻射受熱面壁溫分布（見(jiàn)表3）。

表3 管排出口溫度校核 （K）

2.2 煙氣速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)變化

各負(fù)荷下速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)變化趨勢(shì)相同，故本文選取80%負(fù)荷工況進(jìn)行分析。

圖3（a）、（d）中，改造前左側(cè)速度更大，改造后右側(cè)速度更大，高速區(qū)縮小，速度分布更均勻；圖3（b）、（e）中，改造后后屏入口處沿寬度方向速度偏差減小，上方的低速區(qū)明顯消失，有利于強(qiáng)化入口段的換熱；圖3（c）、（f）中，改造前中溫再熱器進(jìn)入煙氣水平方向的速度右側(cè)和左側(cè)爐頂均存在明顯低速區(qū)，右側(cè)速度較大，改造后上方低速區(qū)明顯消失，速度分布沿寬度方向分布趨勢(shì)相反，低速區(qū)處于左側(cè)，高速區(qū)處于右側(cè)且速度值降低。這意味著殘余旋轉(zhuǎn)方向發(fā)生了改變，同時(shí)殘余旋轉(zhuǎn)更小，是由于改造后一、二次風(fēng)反切，二次風(fēng)、燃盡風(fēng)風(fēng)率改變所導(dǎo)致的。隨著低速區(qū)縮小、消失，有助于增強(qiáng)對(duì)應(yīng)位置的管屏換熱，同時(shí)高速區(qū)縮小、截面速度分布更均勻使得各管屏之間的換熱量更接近。

圖3 80%負(fù)荷速度場(chǎng)圖

圖4（a）、（d）中，改造后折焰角高度截面溫度場(chǎng)中心的高溫區(qū)縮小，同時(shí)圖3（d）中的各屏入口速度接近，導(dǎo)致改造后位于中間的兩個(gè)大屏換熱量更大。在圖4（b）、（e）中，后屏入口截面改造前左側(cè)溫度高于右側(cè)溫度，同時(shí)左側(cè)高溫?zé)煔飧咏鼱t頂，而改造后整體溫度分布更均勻。圖4（c）、（f）中，改造前后中溫再熱器入口截面的溫度場(chǎng)與對(duì)應(yīng)的速度場(chǎng)分布趨勢(shì)相同，然而改造后溫度場(chǎng)沿高度、寬度方向分布更加均勻，意味著改造后中溫再熱器屏間換熱量之間的差值更小。

圖4 80%負(fù)荷溫度場(chǎng)圖

2.3 屏間熱偏差系數(shù)

熱偏差是影響受熱面壁溫分布的重要因素，本文中使用屏間熱偏差來(lái)分析各受熱面各工況下燃燒器低NOx改造對(duì)壁溫變化的影響。屏間熱偏差系數(shù)φ公式為：

式中：Δid為特定檢測(cè)管屏焓增；Δi0為管屏焓增平均值。

圖5為各受熱面改造前后各屏的屏間熱偏差系數(shù)對(duì)比。改造后爐內(nèi)速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)沿高度、寬度分布變化對(duì)各屏換熱產(chǎn)生影響，從而造成屏間熱偏差系數(shù)改變。圖5（a）中，改造前全大屏的熱負(fù)荷沿寬度方向從左到右降低，有明顯的屏間熱偏差不均勻的情況。改造后，屏間熱偏差不均勻現(xiàn)象得到一定改善，熱負(fù)荷最大屏從左側(cè)兩屏改為中間兩屏。圖5（b）后屏改造后屏間熱偏差均有所減小，且向煙道中心集中。同時(shí)也可以發(fā)現(xiàn)最大熱負(fù)荷屏由原先的8號(hào)屏向10號(hào)屏移動(dòng)。圖5（c）中，改造前，中溫再熱器熱偏差系數(shù)最大的屏位于25號(hào)屏，最低的位于1號(hào)屏，沿水平方向有明顯吸熱不均勻現(xiàn)象出現(xiàn)。改造后，熱偏差系數(shù)偏差減小，最大屏位于20號(hào)屏，最小屏仍位于兩側(cè)，但是最大與最小的差值較改造前已經(jīng)明顯減小，且高熱負(fù)荷區(qū)往煙道中間集中。

圖5 改造前后各工況受熱面屏間熱偏差系數(shù)對(duì)比圖

2.4 壁溫分布變化

圖6為全大屏過(guò)熱器最高壁溫所在小屏的壁溫分布。改造前壁面高溫區(qū)主要位于水平段，改造后壁面高溫區(qū)主要位于出口段。這是因?yàn)?，由圖3及圖4（a）、（d）可知，改造后，全大屏入口截面的高速區(qū)、高溫區(qū)縮小，使得水平段換熱減弱、壁溫降低，高溫區(qū)產(chǎn)生在管內(nèi)汽溫較高的出口段。改造后全大屏的屏間熱偏差更加均勻，使得最高壁溫從813 K降低至798 K。

圖6 全大屏過(guò)熱器改造前后壁溫分布對(duì)比圖

圖7為后屏過(guò)熱器最高壁溫所在屏的壁溫分布。由圖3（e）可知，改造后后屏入口截面上方的煙氣速度增大，使后屏入口段換熱更強(qiáng)，使得管內(nèi)蒸汽溫度快速升高，導(dǎo)致后屏壁面溫度在換熱強(qiáng)烈且有較高汽溫的水平段前端產(chǎn)生高溫區(qū)域，最高溫度由871 K升至891 K，因此燃燒器改造將導(dǎo)致后屏存在容易超溫的風(fēng)險(xiǎn)。

圖7 后屏過(guò)熱器改造前后壁溫分布對(duì)比圖

圖8為中溫再熱器最高壁溫所在屏的壁溫分布。由圖3及圖4（f）可知，改造后中溫再熱器入口截面的煙氣局部高速區(qū)、高溫區(qū)明顯縮小，使得該區(qū)域換熱減弱，使得入口段下端區(qū)域溫度明顯降低，同時(shí)改造后中溫再熱器的屏間熱偏差更小，使得壁溫分布更均勻，最高壁溫由833 K降低至799 K。

圖8 中溫再熱器改造前后壁溫分布對(duì)比圖

（2）改造后，全大屏最高壁溫溫度降低，且高溫區(qū)主要出現(xiàn)在出口段；后屏最高壁溫增大且高溫區(qū)出現(xiàn)在水平段前端，易存在超溫風(fēng)險(xiǎn)；中溫再熱器最高壁溫降低，且入口段下端壁溫明顯降低，高溫區(qū)位于出口段末端。

（3）針對(duì)預(yù)防后屏處于超溫狀態(tài)，運(yùn)行中應(yīng)適當(dāng)增加后屏過(guò)熱器減溫水的投入，并可以適當(dāng)減少全大屏過(guò)熱器的減溫水投入量。改造后中溫再熱器上位于入口段下端的區(qū)域溫度明顯降低，其安全性得到加強(qiáng)。

3 結(jié)論

本文以四角切圓燃煤鍋爐改造為案例，采用三維數(shù)值模擬耦合一維壁溫計(jì)算模型的方法，研究燃燒器改造前后物理場(chǎng)變化對(duì)屏間熱偏差系數(shù)變化和壁溫分布變化的影響特性，得出以下結(jié)論：

（1）改造后折焰角高度方向速度分布更均勻，后屏入口截面上部沿高度方向的速度、溫度偏差減小，爐頂附近的低速區(qū)、低溫區(qū)明顯縮小，中溫再熱器入口截面沿寬度方向速度、溫度分布趨勢(shì)與改造前相反，且偏差減小。各半輻射受熱面改造后屏間熱偏差最值之間的差值減小，同時(shí)偏差最大屏向煙道中心移動(dòng)。