李茂東，楊 波,翟 偉，馬曉茜，曾祥浩，王海川

(1.廣州特種承壓設(shè)備檢測研究院，廣東 廣州 510663; 2.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院，廣東 廣州 510640)

垃圾焚燒發(fā)電是解決垃圾圍城、實現(xiàn)城市生活垃圾減量化、資源化和無害化的主要方式[1-2]。高溫過熱器是垃圾焚燒發(fā)電鍋爐換熱的重要設(shè)備，由于過熱器結(jié)構(gòu)緊湊、熱負荷高，發(fā)生復(fù)雜的傳熱和傳質(zhì)過程,加上垃圾成分復(fù)雜導(dǎo)致高溫?zé)煔獬煞帧㈩w粒的多樣化，高溫過熱器很容易發(fā)生高溫腐蝕和沖蝕；此外，過熱器內(nèi)某些管徑沿寬度方向熱負荷高, 特別是當換熱溫差增大而煙氣量較少時，容易造成高溫過熱器超溫爆管，嚴重時會造成鍋爐非正常停機事故，影響垃圾的處理。當前，過熱器爆管事故是垃圾焚燒鍋爐發(fā)生頻率最高的事故。

過熱器的高溫腐蝕與沖蝕主要與過熱器管的局部高溫有關(guān)[3]，一方面隨著人民生活水平的提高，城市生活垃圾熱值不斷提高，過熱器出口煙氣溫度不斷提升；另一方面過熱器清灰不及時或效果不佳，導(dǎo)致傳熱效果下降，引起高溫過熱器局部高溫，加速了過熱器管的高溫腐蝕過程[4]。由于高溫過熱腐蝕是一個復(fù)雜的物理化學(xué)過程，目前有較多相關(guān)理論研究。Liu和Chen[5]通過研究高溫過熱器合金腐蝕作用的影響，腐蝕行為主要由活性氧化機理決定，金屬氯化物和高溫對于合金腐蝕起到主要作用，同時金屬氯化物的蒸發(fā)和擴散會促進活性氧化過程加劇腐蝕。Yong Tie C[6]等人通過研究發(fā)現(xiàn)生物質(zhì)爐的積灰會引起結(jié)渣、結(jié)垢和腐蝕問題，降低鍋爐效率和壽命。當灰顆粒撞擊傳熱表面時，慣性碰撞(大顆粒)、熱泳(細顆粒)和冷凝(蒸汽)等積灰沉積機制會預(yù)測灰沉積對于腐蝕的影響。王芳[7]等通過對高溫過熱器鍋爐結(jié)渣的原因分析，認為脫硫劑的大量使用和燃用劣質(zhì)煤是造成鍋爐過熱器結(jié)渣的直接原因。

由于過熱器實際管徑排列密集，現(xiàn)場試驗成本高、耗費時間長。與傳統(tǒng)實驗相比，計算流體力學(xué)(CFD)具有經(jīng)濟成本低，耗費時間短等諸多優(yōu)勢。本研究通過對全尺度高溫過熱器和局部尺寸高溫過熱器管徑進行數(shù)值模擬，分析煙氣在高溫過熱器內(nèi)的流動和腐蝕特性，為延長垃圾焚燒發(fā)電鍋爐過熱器的使用壽命提供理論支持。

1 研究對象

本研究以某垃圾焚燒鍋爐末級過熱器為實際模型，該過熱器由前、中、后三組過熱器管束構(gòu)成，其中前排過熱器為38×14管束構(gòu)成，中間過熱器由54×14管束構(gòu)成，尾部過熱器由62×14管束構(gòu)成。高溫過熱器長7 880 mm，寬7 600 mm，高11 166 mm，其中管束高度為7 000 mm。利用ICEM軟件構(gòu)件物理模型和網(wǎng)格模型，構(gòu)建三維結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格模型，網(wǎng)格數(shù)量在1 200萬左右，網(wǎng)格質(zhì)量符合計算實際要求,模型如圖1。

當過熱器進入穩(wěn)定工作狀態(tài)時，傳熱學(xué)認為換熱器的整體換熱系數(shù)滿足兩條假設(shè)：一是殼程溫度沿軸線呈線性分布；二是單個換熱器管徑的流場分布可以反映整體換熱器的流場分布[8]。基于以上假設(shè)，本研究忽略換熱器其他方向的溫度分布特征，不考慮換熱過程中的溫度場變化過程。由于高溫過熱器全尺度模型的管束過多，管束分布密集，限制了網(wǎng)格的密度。為了更好的研究局部管束的腐蝕特性，捕捉管束附近的流動和傳熱細節(jié)，針對5×4局部管束建立模型并進行局部流場分析，同時驗證總體模型的合理性。

圖1 高溫過熱器整體結(jié)構(gòu)和局部模型

2 數(shù)學(xué)模型和計算方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

高溫過熱器內(nèi)的傳熱傳質(zhì)過程為三維不可壓縮定常流動過程，符合連續(xù)性方程、動量方程和能量方程。湍流模型采用SSTk-ω湍流模型，這是因為該模型在標準湍流模型的基礎(chǔ)上考慮了湍流剪應(yīng)力及正交發(fā)散項的影響，進而使 SSTk-ω湍流模型在近壁面和充分發(fā)展湍流流動區(qū)域內(nèi)都能進行準確的模擬[9]。其中湍動能k與湍流渦耗散率ω計算如下

(1)

(2)

式中ρ——密度/kg·m-3；

u——流體的速度/m·s-1；

Γk和Γw——k和w的有效擴散系數(shù)/m2·s-1；

xi和xj——在i和j方向上的距離/m；

Gk——湍動動能；

Yk和Yw——湍流耗散項；

Dw——交叉發(fā)散項；

Sk和Sw——源項。

垃圾燃燒灰顆粒在過熱器管束間的運動滿足離散相方程。離散相模型要考慮顆粒與流體的相互作用，忽略顆粒之間的碰撞作用，利用拉格朗日法計算軌道，適用于模擬過熱器中煙氣組分顆粒對于過熱器內(nèi)的管徑的撞擊作用[10]

(3)

式中Vp為顆粒在流體中的運動速度，方程右側(cè)為顆粒運動中受到的作用力，依次為曳力、薩夫曼升力(Fs)、布朗力(FB)和熱泳力(FT)。在垃圾焚燒鍋爐的爐膛內(nèi)，曳力對于顆粒運動過程的影響起到主導(dǎo)作用。本文在計算二維局部高溫過熱器換熱模型時，由于重力和煙氣的流動方向垂直，不考慮重力對于流場的影響。

2.2 邊界條件

模擬介質(zhì)為煙氣和水蒸氣的混合物，組分分布選取典型煙氣溫度下垃圾焚燒鍋爐各個平衡組分的分布，出口煙氣平均溫度為823 K。壁面采用無滑移邊界條件，壁溫為定壁溫，同時DPM離散型設(shè)置成reflect，進口速度4 m/s，煙氣溫度為950 K，煙氣密度為0.275 kg/m3，入口湍動速率為5.1%。采用壓力出口邊界，DPM離散型管壁設(shè)置成escape。

表1 典型煙氣組分摩爾分數(shù)

組分摩爾分數(shù)CO20.153O20.032H2O0.110SO23.590×10 -4K2SO41.550×10-6KCl3.510×10-4SO39.660×10-7

3 結(jié)果與討論

3.1 過熱器整體流場分析

圖2 過熱器整體結(jié)構(gòu)速度場和溫度場分布

通過對過熱器整體結(jié)構(gòu)流場分析，過熱器中煙氣側(cè)和水蒸氣側(cè)發(fā)生強烈的換熱過程，結(jié)果如圖2。溫度變化大換熱強烈的區(qū)域主要在前側(cè)管道，所以前側(cè)管徑發(fā)生腐蝕的概率要高于中部和尾部受熱面。管束會對換熱器內(nèi)氣流的整體情況有所擾動，煙氣擾流所造成的管排換熱不均勻程度隨煙氣換熱增強而減小。

過熱器不同區(qū)域內(nèi)的流場分布規(guī)律相似，沒有發(fā)生明顯的溫度不均勻情況。過熱器高溫區(qū)主要集中在前部，隨著煙氣的流動，溫度逐漸下降。前排管束的溫度梯度大，熱應(yīng)力較為集中。所以調(diào)整前排管徑管束的排列方式，整理煙氣組織形式，減少氣流對第一級屏式換熱器的沖擊，對于預(yù)防過熱器高溫腐蝕沖蝕和延長過熱器壽命非常重要，這與現(xiàn)場的工程經(jīng)驗相符[11]。

3.2 過熱器局部流場分析

通過對局部高溫過熱器的溫度場和速度場數(shù)值模擬結(jié)果分析發(fā)現(xiàn)(如圖3)，速度在管道背風(fēng)區(qū)明顯減小，流場出現(xiàn)尾跡；相鄰管徑由于流通面積縮小，局部流場速度增大，湍動度提高。前排管徑對于來流產(chǎn)生強烈的阻礙作用，在管道背風(fēng)面形成渦流，這也導(dǎo)致相鄰管徑間速度梯度和溫度梯度增大。煙氣顆粒對于前排的管徑撞擊作用最強，特別是前排管道迎風(fēng)面最容易受到煙氣顆粒的撞擊；后排管徑受到煙氣顆粒的沖擊作用較小，但是由于顆粒的運動速度更高，對于管徑側(cè)面產(chǎn)生很強的摩擦作用，容易受到嚴重的腐蝕。煙氣顆粒對于管徑背面的沖擊很小，可以忽略。這表明高溫過熱器內(nèi)管徑的腐蝕作用主要發(fā)生在前排管徑迎風(fēng)面和其他管徑的側(cè)面。

3.3 過熱器管徑對于流場的影響

過熱器流場中渦的分布與管徑的節(jié)距有關(guān)。如果管徑的節(jié)距過小，則相鄰管徑間的煙氣發(fā)生強烈擾動，湍動度急劇增大，會加劇煙氣顆粒對于管徑的沖擊作用，煙氣中的KCl顆粒會對管道產(chǎn)生化學(xué)腐蝕。節(jié)距加大后，較少顆粒卷入到管徑背風(fēng)面并發(fā)生沉積。但是會延長煙氣的停留時間。所以保持合理的管徑分布可以減緩高溫腐蝕。

表2 高溫過熱器管徑分布布置方案

方案相關(guān)參數(shù)管徑/mm橫向截距/mm縱向截距/mm排數(shù)單管排數(shù)#15785.511457#2507510057#36597.513057

通過對三種管徑排布方案的數(shù)值模擬分析，發(fā)現(xiàn)管徑的改變對流場的整體分布影響(如圖4)。管徑的增加會減少相鄰管徑間的流通面積，進而管徑之間的擾動更加劇烈，特別是后排管徑側(cè)面受到強烈的沖擊和腐蝕；管壁迎風(fēng)面特別是首排管壁迎風(fēng)面沉積質(zhì)量增加，如果不及時清灰，容易造成高溫腐蝕。與煙氣溫度相比，后排管道背部來流的溫度較低，溫度梯度較大，對于管道會產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，同時對管壁形成剪切力[12]。煙氣流經(jīng)管束，管后尾流形成卡門渦街，兩列相反方向的旋渦周期性交替脫落。渦流脫落時，流體會施加管徑一個正負交替的作用力，引起管徑的震動，減少過熱器的壽命[13]。所以保持合適的管徑和截距對于減少煙氣顆粒沖蝕非常重要。三種方案中方案二的來流煙氣顆粒對于管壁的沖擊較少，既沒有大量煙氣沖刷形成的高溫換熱區(qū)，也沒有煙氣的過少形成的換熱不良區(qū)，同時煙氣顆粒對管徑側(cè)面的沖擊較小(如圖5)，煙氣在管徑間的氣流組織較為合理。

圖3 局部過熱器流場分析

圖4 不同管徑前后區(qū)域溫度場

圖5 不同方案煙氣顆粒對于管徑的沖蝕

圖6 不同管徑排列方案的流場分析

3.4 排列方式對于高溫過熱器影響

針對高溫過熱器管束的流場特征和腐蝕特性，對管徑的排列方式進行優(yōu)化和調(diào)整。典型管束陣列排布方式有等邊三角形法、同心圓法和正方形法三種方式。管徑排列方式既要保持緊湊度，減少管板和殼體的直徑，減少管外空間的流通面積；同時也要保證必要的強度，容易清理管徑表面的積灰[14]。采用與局部管徑尺寸高溫過熱器數(shù)值模擬過程相同的邊界條件和數(shù)值模型，針對三種排列方式的流場分析，評估不同方案的煙氣高溫腐蝕和沖蝕效果(如圖6)。

三種管徑排列方式都能較好的實現(xiàn)蒸汽側(cè)和煙氣側(cè)的換熱，滿足高溫過熱器的換熱基本要求。對三種排列方式速度場分析發(fā)現(xiàn)，等邊三角形法和正方形法的各個流通通道的速度場較為均勻。同心圓法的管徑排列方式兩側(cè)的速度梯度大，流動情況復(fù)雜，湍動度高，管徑受到各個方向的沖蝕和撞擊。

對三種排列方式溫度場分析，同心圓法的溫度分布較為均勻，溫度梯度低，這有助于減少管徑受到的熱應(yīng)力；等邊三角形法的溫度梯度較大。通過對三種方案煙氣顆粒的捕捉率的對比，進一步研究三種管徑排列方式的積灰特性(表3所示)。同心圓法的管徑壁面捕捉顆粒最多，等邊三角形法顆粒捕捉率最低。這表明同心圓法的排列方式更容易在管壁面產(chǎn)生積灰，增加高溫腐蝕的幾率。盡管與其他排列方式相比，同心圓法的管徑排列方式更加緊湊，布管數(shù)更多，尤其在小直徑換熱器中布置優(yōu)勢更加明顯，但是更容易發(fā)生高溫腐蝕的風(fēng)險。

三角形法的流場和溫度場分布與正方形法的整體分布情況基本相似。三角形法前排管徑，特別是第二排和第四排的管徑的來流面收到的沖蝕作用較強，因為這些區(qū)域同時受到來流方向和其他排煙氣顆粒的沖擊。某些顆粒的反復(fù)碰撞會加劇顆粒對于管道的沖蝕作用。但是三角形排列方式與其他排列方式相比，具有工藝簡單、排列緊湊等優(yōu)勢，并且顆粒捕捉率與正方形法差別不大[15]。綜合考慮管徑的腐蝕情況和工藝要求，三角形法是最合理的排列方式，可以避免煙氣在管束間的橫向流動，延長管徑的壽命，同時需要注意前排管徑煙氣來流方向的腐蝕情況。

表3 管徑排列方式積灰率分析

A(等邊三角形法)B(同心圓法)C(正方形法)跟蹤顆粒數(shù)9311 176665逃離顆粒數(shù)735414457管壁捕捉顆粒數(shù)196762208積灰率0.210.650.31

4 結(jié)論

從以上模擬分析研究中可以得出以下結(jié)論:

(1)垃圾焚燒鍋爐高溫過熱器不同區(qū)域的流場分布結(jié)果表明前排管束高溫腐蝕的風(fēng)險最高。通過研究高溫過熱器局部尺寸內(nèi)管束的流場和溫度場的分布情況，可以總結(jié)高溫過熱器管徑整體的腐蝕特性和沖蝕效果影響規(guī)律。在前、中、后三個換熱器區(qū)域中，前排換熱器管束受到的沖擊和沖蝕作用最明顯。

(2)過熱器前排受到的來流煙氣顆粒的沖蝕作用較強，管徑背面形成的渦街區(qū)產(chǎn)生的震動和溫度分布不均勻而產(chǎn)生的熱應(yīng)力會影響管徑的壽命和強度。不同管徑直徑對于流場的整體分布影響較小。

(3)通過對比等邊三角形法、同心圓法和正方形法三種管徑排列方式的流場分布情況。在綜合考慮管徑排列的緊湊、工藝和腐蝕沖蝕情況，等邊三角形法的綜合效果最優(yōu)，既能滿足傳熱的要求又能把煙氣顆粒的沖蝕和積灰降到最低程度。