仝志輝，劉漢濤，馬理強，李海橋

(1. 中北大學 山西省太陽能光熱綜合利用工程技術研究中心, 山西 太原 030051；2. 中北大學 能源動力工程學院，山西 太原 030051)

為了深度利用鍋爐尾部煙氣能量，降低排煙溫度，通常會在空氣預熱器尾部至除塵器間安裝煙氣余熱深度利用裝置，然而由于煙氣在流動方向存在較大的偏轉、煙道截面變化以及受熱面結構復雜等原因[1-2]，煙氣在流動過程中，一方面可能存在流動死區(qū)、渦流和回流[3-4]，在煙道及受熱面產生松散型積灰，另一方面可能存在煙氣流動不均，導致受熱面換熱不均[5]，換熱效率下降，飛灰濃度場的不均勻還會使煙道及受熱面磨損加劇. 因此，加裝受熱面后鍋爐尾部煙道內煙氣分布是否合理，直接影響鍋爐運行的安全性和經濟性[6-7]. 理論分析和實驗方法很難在結構復雜且尺寸較大的煙道內，對煙氣的氣固兩相流場分布特性進行研究[8-9]. 采用數值方法對尾部煙道內多相流動和傳熱過程進行研究，無法保證計算的精度以及控制計算量[10-11]，因此，本文采用RNG湍流模型模擬連續(xù)相煙氣，離散相模型模擬飛灰分散相，雙向耦合飛灰顆粒與煙氣，將煙氣深度余熱利用裝置簡化為多孔介質模型. 對煙道內煙氣兩相流場進行數值模擬. 通過煙氣均布裝置對煙道流場進行優(yōu)化設計. 通過壓力、速度以及速度不均勻系數等對均布裝置進行評價和分析.

1 方程及數值方法

1.1 煙氣控制方程

由煙氣在煙道內的平均流速可知，煙氣流動在湍流區(qū)域，煙氣湍流三維控制方程為

質量守恒方程

動量方程

標量φ的時均輸運方程

采用k-εRNG湍流模型封閉方程組[12]

1.2 飛灰顆粒多相流模型

在計算模型中，煙氣流量為872 121 m3/h，飛灰體積流量為41 127 m3/h，飛灰顆粒占煙氣流量的體積分數為4%. 因此，將煙氣視為連續(xù)相，飛灰顆粒視為分散相，采用離散相模型(Discrete Phase Model)處理. 離散相的各個顆粒在拉格朗日坐標系下進行軌道積分.

飛灰顆粒的控制方程

式中：fD(u-up)為單顆粒質量曳力；Rep為顆粒雷諾數；CD為阻力系數；f為附加加速度項；u,up為煙氣和飛灰顆粒速度；ρ,ρp為煙氣和飛灰顆粒密度.

余熱利用裝置采用多孔介質模型計算，模型中的粘滯阻力和慣性阻力系數通過Ergun公式計算為

式中：ε為余熱裝置孔隙率，ε=0.566；Dp為當量直徑，Dp=0.03.

在模擬計算中，流體相通過SIMPLEC算法求解. 采用三階精度的QUICK格式對流體方程的對流項進行差分.

2 計算模型及邊界條件

按設計煤種及煤耗量，對煙氣及飛灰量進行計算. 得到計算的邊界條件如表 1 所示. 出口按壓力出口邊界條件進行計算，出口處表壓值為-5 500 Pa(G).

計算三維模型如圖1 所示，模型包括進口煙道部分(進口煙道尺寸為5.988 m×2.988 m)、余熱回收裝置(尺寸為6.638 m×5.988 m×8.010 m)以及出口煙道(出口處尺寸為9.247 m×7.260 m)部分. 余熱回收裝置與出口煙道部分采用六面體進行網格劃分. 進口煙道由于包含煙氣擋板，結構比較復雜，采用了四面體網格. 由于此次計算主要考慮煙氣擋板的布置對煙氣分布的影響，因此進口煙道部分，特別是煙氣擋板周圍網格進行了加密，煙道壁面區(qū)域、余熱利用裝置區(qū)域以及出口煙道部分采用了較粗糙的網格. 分別單獨對出口煙道、余熱回收裝置以及進口煙道進行網格劃分，之后采用Interface連接. 考慮到計算區(qū)域較大，煙氣擋板厚度太小(6 cm)，余熱回收裝置部分簡化為多孔介質區(qū)域，經過網格無關性計算，最終計算總結點數519 158, 網格數1 209 185.

表 1 計算入口初始條件

圖1 計算模型Fig.1 The computational model of boiler tail flue

3 煙道煙氣數值模擬及擋板優(yōu)化

3.1 原設計檔板的計算結果

原設計檔板如圖1 所示，布置在進口煙道拐彎處，第一列煙氣檔板自左往右間距逐漸增大，第二列檔板自左往右間距逐漸減小. 對煙氣在煙道內的速度及壓力計算結果分別如圖2～圖4 所示. 從圖2 可以看出，煙氣在剛進入煙道時的分布比較均勻，但離開進口煙道進入第二組煙氣檔板后，由于煙氣分配不合理，右側煙氣流速較大，左側煙氣流速較低. 最左側擋板煙氣流速在(2～6m/s)，而最右側擋板右側煙氣流速都在8 m/s以上. 從余熱回收裝置(2)內速度分布可以看出，煙氣進入余熱利用裝置時分布很不均勻. 如圖3 所示，左側煙氣流速很低，右側煙氣流速較高，導致煙氣進入余熱利用裝置后換熱均勻. 圖4 煙道中間截面壓力云圖表明不同檔板位置壓力分布也不均勻. 從圖5 粒子軌跡也可以看出，飛灰在右側比較密集，而左側比較稀疏，因此，為了更合理地組織煙氣流動，改進煙道內速度和壓力分布，需要改進進口煙道擋板的傾角.

圖2 煙道中間截面處速度矢量Fig.2 The velocity vector at the center of the flue

圖3 z=8 m及12.5 m處速度矢量分布Fig.3 The velocity vector distribution at z=8 m and 12.5 m

圖4 煙道中間截面處壓力云圖Fig.4 The pressure contour at middle section of the flue

圖5 計算區(qū)域內的飛灰粒子軌跡Fig.5 Calculation of the fly ash particle trajectory

3.2 均布煙道擋板的計算結果

根據以上煙氣分布和流動特性的分析，為改善煙氣分布，現(xiàn)將兩列擋板改為等距擋板，如圖6 所示，將擋板在紅色粗線的位置分別均勻分隔成等距離的8段和7段. 煙氣進口處較小的導流板間距為455.9 mm，后部導流板間距為728.6 mm. 重新對煙氣流動過程進行模擬計算. 從圖7 的計算結果可以看出，在z=8及z=12.5的截面上，煙氣速度分布相對圖3 更加均勻，速度范圍在2.9～3.5 m/s之間. 從圖8 可以看出，最左側擋板處流速為2.3～2.9 m/s，最右側煙氣擋板處流速在2.3～3.5 m/s之間. 此種情況下，流場的不均勻主要體現(xiàn)在擋板的凹面與凸面. 凹面流速普遍較大，而緊靠凸面一側流速很低，這一現(xiàn)象可以從圖8 擋板處局部速度矢量分布看出，甚至在凸面較大范圍的區(qū)域內流速都接近0. 降低這一影響的主要措施是設計接近流線形的煙氣擋板. 從圖9 粒子軌跡可以看出，檔板均布以后飛灰顆粒分布比較均勻，表明煙氣流動比較合理.

圖6 均布擋板布置圖Fig.6 The flow-equalizing equipment

圖7 z=8 m及12.5 m處速度矢量分布Fig.7 The velocity vector distribution at z=8 m and 12.5 m

圖8 y方向中間截面處速度矢量Fig.8 The velocity vector distribution at the middle section in the y direction

圖9 均布擋板計算區(qū)域內的飛灰粒子軌跡Fig.9 Calculation of the fly ash particle trajectory in flow-equalizing equipment

采用速度不均勻系數Mu定量評價出口煙氣出口處氣流速度的不均勻性.

σn,a=0.024 731,Mu,a=1.07.

計算結果表明，出口截面處速度均勻性很好.

4 結 論

為模擬煙道煙氣流場，將煙氣視為連續(xù)相，飛灰相視為分散相. 對連續(xù)相采用 RNG湍流模型，離散相采用離散相模型(Discrete Phase Model)，飛灰顆粒與煙氣之間進行雙向耦合，對煙氣兩相流場進行了數值模擬. 得出以下主要結論：

1) 按原設計方案中擋板的位置進行計算時，右側煙氣流速較高，左側煙氣流速較低，流速相差約6 m/s左右. 根據數值模擬結果，對擋板進行了均布設計并進行了流場模擬，數值模擬結果表明，最左側擋板處煙氣流速在2.6 m/s左右，最右側煙氣擋板處煙氣流速在2.8 m/s左右. 擋板的凹凸設計會使煙氣在凹凸面不均勻.

2) 由出口截面上的速度分布以及速度不均勻系數可以看出，煙氣從喇叭口流出后速度分布比較均勻. 表明優(yōu)化改進的檔板合理地組織了煙氣流動，使深度余熱利用裝置受熱均勻.