木巴來克·都尕買提, 美合日阿依·穆太力普, 胡麗娜, 辛公明

(1. 新疆大學(xué) 電氣工程學(xué)院, 烏魯木齊 830049;2. 山東大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 濟(jì)南 250061)

目前,大型電廠使用的回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的漏風(fēng)率按設(shè)計(jì)要求應(yīng)低于8%[1],而部分電廠空氣預(yù)熱器長(zhǎng)期運(yùn)行中漏風(fēng)率遠(yuǎn)大于設(shè)計(jì)值,有的甚至高達(dá)30%。這不僅會(huì)造成排煙損失增加,而且會(huì)導(dǎo)致空氣預(yù)熱器低溫段換熱元件低溫腐蝕和積灰問題加重,嚴(yán)重影響空氣預(yù)熱器乃至鍋爐的安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行[2]?？諝忸A(yù)熱器的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)決定了其漏風(fēng)是無法被消除的,因此只能盡量控制其漏風(fēng)量。漏風(fēng)按成因不同可以劃分為直接漏風(fēng)和攜帶漏風(fēng)兩種。直接漏風(fēng)是由壓差作用于縫隙造成的。攜帶漏風(fēng)(又稱結(jié)構(gòu)漏風(fēng))則是由轉(zhuǎn)子自身結(jié)構(gòu)固有容積造成的[3]。據(jù)統(tǒng)計(jì),三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器(簡(jiǎn)稱三分倉空氣預(yù)熱器)的直接漏風(fēng)量占總漏風(fēng)量的80%以上[4]。直接漏風(fēng)又包括徑向漏風(fēng)、軸向漏風(fēng)、中心筒漏風(fēng),其中徑向漏風(fēng)量占直接漏風(fēng)量的84%[4]。經(jīng)過研究發(fā)現(xiàn),在回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的運(yùn)行中,徑向漏風(fēng)對(duì)電廠鍋爐機(jī)組效率的影響很大[5]。漏風(fēng)率作為評(píng)價(jià)空氣預(yù)熱器漏風(fēng)的指標(biāo),是當(dāng)今國(guó)內(nèi)外試驗(yàn)法規(guī)最常用的指標(biāo),它表示空氣預(yù)熱器泄漏到煙氣側(cè)的冷空氣質(zhì)量流量占煙氣總質(zhì)量流量的比例。研究表明,300 MW機(jī)組回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器漏風(fēng)率降低1%,電廠每年可節(jié)約120萬元[6]。因此,研究回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器徑向漏風(fēng)率對(duì)鍋爐效率的影響具有重要的實(shí)際意義。

目前,在空氣預(yù)熱器漏風(fēng)率對(duì)空氣預(yù)熱器和鍋爐效率的影響方面已有較多的研究。李海峰等[7]利用建立的焓增模型定量研究了空氣預(yù)熱器漏風(fēng)率對(duì)鍋爐效率的影響,但缺乏對(duì)影響機(jī)理的研究。高建強(qiáng)等[5]和王洪躍等[8]從空氣預(yù)熱器冷、熱端漏風(fēng)兩個(gè)方面研究了漏風(fēng)對(duì)鍋爐效率的影響,但是漏風(fēng)對(duì)排煙溫度影響的計(jì)算使用了經(jīng)驗(yàn)公式,并且只考慮了排煙損失。王艷紅等[9]對(duì)空氣預(yù)熱器漏風(fēng)建立物理模型,利用熱平衡方程分析漏風(fēng)換熱機(jī)理,獲得了漏風(fēng)率偏離基準(zhǔn)值對(duì)過量空氣系數(shù)和排煙溫度的修正公式,并且提供了漏風(fēng)量對(duì)鍋爐效率的微分偏差分析法的計(jì)算修正。COX W C等[10]和SEEBALD J D等[11]對(duì)回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器漏風(fēng)進(jìn)行了研究并建立了有關(guān)漏風(fēng)的理論方法。黃巧賢等[12]利用電廠試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析了漏風(fēng)量對(duì)鍋爐效率的影響。白德龍等[13]通過建立傳熱微分方程和差分方程獲得了空氣預(yù)熱器內(nèi)部溫度分布,同時(shí)分析了漏風(fēng)分配系數(shù)對(duì)空氣和煙氣出口溫度的影響規(guī)律。王瑞星等[14]根據(jù)能量平衡方程得到了空氣預(yù)熱器漏風(fēng)量對(duì)排煙溫度影響的修正公式,同時(shí)利用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)軟件模擬研究了漏風(fēng)對(duì)排煙溫度的影響規(guī)律。

但是,利用數(shù)值模擬方法對(duì)空氣預(yù)熱器漏風(fēng)進(jìn)行分析并研究漏風(fēng)對(duì)鍋爐效率影響的相關(guān)研究較少;同時(shí),針對(duì)回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的冷、熱端徑向漏風(fēng)對(duì)空氣預(yù)熱器排煙溫度和鍋爐效率的不同影響的定量分析,以及空氣預(yù)熱器徑向漏風(fēng)對(duì)易腐蝕積灰區(qū)域分布影響的相關(guān)研究也少。而在工程實(shí)踐中,對(duì)空氣預(yù)熱器中不同部位的徑向漏風(fēng)進(jìn)行有效控制不能脫離對(duì)冷、熱兩端徑向漏風(fēng)的影響研究,研究掌握這兩種典型的徑向漏風(fēng)對(duì)排煙溫度、鍋爐效率及易腐蝕積灰區(qū)域的影響規(guī)律十分必要。

筆者對(duì)三分倉空氣預(yù)熱器徑向漏風(fēng)影響特性進(jìn)行模擬研究,以獲得徑向漏風(fēng)量對(duì)三分倉空氣預(yù)熱器內(nèi)部溫度分布和傳熱效率的影響規(guī)律,進(jìn)而分析漏風(fēng)量變化對(duì)轉(zhuǎn)子易發(fā)生腐蝕積灰區(qū)域和鍋爐效率的影響特性,并且總結(jié)漏風(fēng)量對(duì)電站運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性的影響。

1 工作機(jī)理及漏風(fēng)原因

我國(guó)的大型火力發(fā)電機(jī)組大多采用回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器作為重要的輔助設(shè)備。回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子最外側(cè)的圓筒狀殼體的頂部和底部被分成煙氣區(qū)域、二次風(fēng)區(qū)域、一次風(fēng)區(qū)域和密封區(qū)域。煙氣區(qū)與煙道相接,一、二次風(fēng)區(qū)分別與對(duì)應(yīng)的風(fēng)道相接。換熱元件交替地轉(zhuǎn)過煙氣區(qū)和空氣區(qū),在煙氣區(qū)吸熱,在空氣區(qū)放熱,每轉(zhuǎn)動(dòng)一圈可實(shí)現(xiàn)一次換熱。

1.1 工作機(jī)理

回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器按照旋轉(zhuǎn)部件不同被分為風(fēng)罩回轉(zhuǎn)式和換熱面回轉(zhuǎn)式(又稱容克式)兩大類。風(fēng)罩回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器組成部分包括風(fēng)罩、換熱元件、靜子、傳動(dòng)裝置等。風(fēng)罩回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的旋轉(zhuǎn)部件是風(fēng)罩,該類型空氣預(yù)熱器具有旋轉(zhuǎn)速度較慢、漏風(fēng)量大、安裝過程復(fù)雜等缺點(diǎn),因此全球僅剩700多臺(tái)風(fēng)罩回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器[15]。換熱面回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器可以實(shí)現(xiàn)加熱大容量鍋爐一次風(fēng)的目的,并且簡(jiǎn)化煙風(fēng)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和制造流程,從而得到迅速發(fā)展?；剞D(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主要由轉(zhuǎn)子、換熱元件和中心筒組成,換熱元件由很多薄鋼板組成。換熱元件被裝在可以旋轉(zhuǎn)的圓筒狀轉(zhuǎn)子內(nèi),與轉(zhuǎn)子一起繞著中心筒旋轉(zhuǎn),空氣和煙氣以逆流的方式交替地通過換熱元件表面,利用換熱元件將煙氣余熱傳遞給冷空氣,實(shí)現(xiàn)利用煙氣加熱空氣?；剞D(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器根據(jù)倉室布置方式的不同被分為二分倉、三分倉及四分倉空氣預(yù)熱器,這些空氣預(yù)熱器最大的區(qū)別在于空氣分倉的數(shù)量和布置方式。其中,三分倉空氣預(yù)熱器由煙氣分倉、一次風(fēng)分倉、二次風(fēng)分倉組成。在本文中,所研究的三分倉空氣預(yù)熱器示意圖見圖1。

圖1 三分倉空氣預(yù)熱器示意圖

三分倉空氣預(yù)熱器能夠承受最大的分倉間壓差通常是18 kPa,壓差過大會(huì)造成漏風(fēng)多等問題,進(jìn)而嚴(yán)重影響空氣預(yù)熱器及機(jī)組的經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。300 MW機(jī)組的燃煤鍋爐在正常運(yùn)行時(shí),一次風(fēng)相對(duì)壓力一般是10 kPa左右,二次風(fēng)相對(duì)壓力一般是3 kPa左右,在這種情況下,空氣預(yù)熱器漏風(fēng)率在6%～8%,而一次風(fēng)的漏風(fēng)率在25%～35%[16]?；剞D(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器運(yùn)行中,煙氣會(huì)從上往下流過煙氣區(qū)域,空氣則從下往上流過空氣區(qū)域,傳動(dòng)裝置會(huì)通過中心轉(zhuǎn)軸帶動(dòng)空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子緩慢旋轉(zhuǎn),安裝在轉(zhuǎn)子內(nèi)部的換熱元件會(huì)交替地轉(zhuǎn)過煙氣區(qū)、一次風(fēng)區(qū)和二次風(fēng)區(qū),轉(zhuǎn)子一般以0.75～2 r/min的轉(zhuǎn)速轉(zhuǎn)動(dòng)[16]。當(dāng)空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)到煙氣流通區(qū)域時(shí),煙氣沖刷波紋狀換熱元件;當(dāng)空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)到空氣流通區(qū)域時(shí),冷空氣沖刷換熱元件。轉(zhuǎn)子循環(huán)轉(zhuǎn)動(dòng)將煙氣中的熱量不斷地傳遞給空氣。與管式空氣預(yù)熱器相比,回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器結(jié)構(gòu)更緊湊,布置更靈活,金屬耗量更小,傳熱效果更好[17]。

1.2 漏風(fēng)原因

攜帶漏風(fēng)產(chǎn)生是因?yàn)榭諝忸A(yù)熱器的轉(zhuǎn)子內(nèi)部裝有大量的波紋狀薄鋼板,這些堆積的鋼板之間會(huì)存在很多間隙。每次換熱元件從空氣側(cè)旋轉(zhuǎn)到煙氣側(cè)時(shí),將換熱元件間隙的空氣帶至煙氣側(cè),這部分空氣為攜帶漏風(fēng)。漏風(fēng)量的計(jì)算公式[18]為:

(1)

式中:qV,xd為攜帶漏風(fēng)體積流量,m3/s;n為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速,r/min;D為空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子直徑,m;H為轉(zhuǎn)子高度,m;Y為空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子內(nèi)換熱金屬體積比例。

由式(1)可知,攜帶漏風(fēng)量與轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)子內(nèi)金屬體積比例成正比。在保證空氣預(yù)熱器換熱效果的前提下,轉(zhuǎn)子應(yīng)盡可能保持低轉(zhuǎn)速運(yùn)行,這樣可以減少攜帶漏風(fēng)量。此外,很多學(xué)者通過實(shí)驗(yàn)證明了空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)速在超過1.5 r/min時(shí),進(jìn)一步提高轉(zhuǎn)速對(duì)傳熱效率的影響很小。為了控制攜帶漏風(fēng)量,需要增加轉(zhuǎn)子內(nèi)換熱金屬體積比例,或者降低轉(zhuǎn)子高度。通過這些措施,可以將攜帶漏風(fēng)量占總漏風(fēng)量的比降低至15%以下[19]。

直接漏風(fēng)是因?yàn)槊芊馄c扇形板之間存在間隙,煙氣和空氣在通過轉(zhuǎn)子時(shí)不能被完全隔離,煙道是負(fù)壓,風(fēng)道是正壓,空氣會(huì)在壓差的推動(dòng)下通過漏風(fēng)縫隙泄漏至煙道內(nèi),這些泄漏的空氣為直接漏風(fēng)[20]。當(dāng)空氣預(yù)熱器運(yùn)行穩(wěn)定時(shí),轉(zhuǎn)子隔板高溫段平均溫度高于低溫段平均溫度,進(jìn)而造成轉(zhuǎn)子隔板內(nèi)部存在較大的軸向溫差。這種溫差會(huì)導(dǎo)致轉(zhuǎn)子隔板高溫段和低溫段之間的熱膨脹不同,使轉(zhuǎn)子發(fā)生“蘑菇狀”的形變[21],進(jìn)而造成徑向漏風(fēng)量的增大?；剞D(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子熱變形示意圖見圖2。

圖2 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子熱變形示意圖

空氣預(yù)熱器的直接漏風(fēng)量大約占總漏風(fēng)量的81%,其中:徑向漏風(fēng)量大約占直接漏風(fēng)量的84%,中心筒漏風(fēng)量大約占直接漏風(fēng)量的10%,軸向漏風(fēng)量大約占直接漏風(fēng)量的6%[4]。為了控制直接漏風(fēng)量,在各倉室中間及轉(zhuǎn)子隔板冷、熱端安裝了軸向密封條、徑向密封條和環(huán)向密封條。

如果將煙道(負(fù)壓)和風(fēng)道(正壓)視為2個(gè)無限大的容器,用隔板將容器隔開,風(fēng)道內(nèi)空氣在壓差的推動(dòng)下從縫隙泄漏至煙道內(nèi),根據(jù)黏性流體的伯努利方程,得到直接漏風(fēng)量的計(jì)算公式[19]為:

(2)

式中:qm,d為直接漏風(fēng)質(zhì)量流量,kg/s;F為漏風(fēng)縫隙面積,m2;ρ為各產(chǎn)生漏風(fēng)處的空氣密度,kg/m3;Δp為漏風(fēng)縫隙兩側(cè)的壓差,kPa。

其中,徑向密封和軸向密封通常采用多道密封設(shè)計(jì),因此漏風(fēng)縫隙兩側(cè)的壓差為:

Δp=(p1-p2)/Z

(3)

式中:p1、p2分別為密封板兩側(cè)的流體壓力,Pa;Z為密封道數(shù)量。

由式(3)可知,影響直接漏風(fēng)的因素主要包括漏風(fēng)密度、空氣側(cè)與煙氣側(cè)之間的壓差和間隙面積。式(3)普遍適用于回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的軸向密封、徑向密封、中心筒密封等位置的漏風(fēng)量計(jì)算,可以先計(jì)算因轉(zhuǎn)子熱變形而導(dǎo)致的徑向漏風(fēng)量,再計(jì)算徑向漏風(fēng)率。因此,降低煙風(fēng)道間的壓力、減小漏風(fēng)縫隙面積、改善流體流動(dòng)狀態(tài)對(duì)控制漏風(fēng)量至關(guān)重要。

2 徑向漏風(fēng)模擬研究

國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者針對(duì)漏風(fēng)對(duì)空氣預(yù)熱器的影響進(jìn)行了大量研究,獲得了一些空氣預(yù)熱器的傳熱效率和漏風(fēng)率之間的經(jīng)驗(yàn)公式,驗(yàn)證了不同位置漏風(fēng)的形式和風(fēng)量各有不同,對(duì)傳熱效率造成的影響也不同[5]。王洪躍等[8]利用回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器風(fēng)煙焓增計(jì)算模型研究了回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的熱力過程中漏風(fēng)對(duì)鍋爐機(jī)組效率的影響,定量分析了熱端徑向漏風(fēng)對(duì)鍋爐機(jī)組效率的影響程度,得出對(duì)于125 MW機(jī)組鍋爐:當(dāng)漏風(fēng)全部集中在熱端面時(shí),漏風(fēng)對(duì)機(jī)組效率的影響最明顯,機(jī)組效率最高降低0.8%;當(dāng)漏風(fēng)全部集中在冷端面時(shí),漏風(fēng)對(duì)鍋爐機(jī)組效率影響很小,機(jī)組效率最高降低0.07%。

因此,對(duì)三分倉空氣預(yù)熱器徑向漏風(fēng)利用有限體積法進(jìn)行模擬研究,以獲得漏風(fēng)量對(duì)三分倉空氣預(yù)熱器內(nèi)部溫度分布和傳熱效率的影響規(guī)律。

2.1 模擬方法和參數(shù)

利用ANSYS軟件對(duì)某660 MW鍋爐機(jī)組的三分倉空氣預(yù)熱器進(jìn)行徑向漏風(fēng)的仿真模擬。在模擬計(jì)算中,首先確定模型的具體結(jié)構(gòu)和物理參數(shù),并且對(duì)數(shù)值仿真幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,得到離散模型。通過設(shè)置合適的計(jì)算參數(shù)得到溫度場(chǎng)信息和運(yùn)行參數(shù)。選擇某電廠660 MW機(jī)組鍋爐的三分倉空氣預(yù)熱器作為研究對(duì)象,空氣預(yù)熱器相關(guān)參數(shù)均由電廠提供,具體參數(shù)見表1,運(yùn)行參數(shù)為三分倉空氣預(yù)熱器在鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)工況下的運(yùn)行參數(shù)。

表1 三分倉空氣預(yù)熱器主要參數(shù)

2.2 模擬假設(shè)與建模

基于有限體積法,對(duì)設(shè)定的空間內(nèi)連續(xù)的計(jì)算區(qū)域進(jìn)行劃分,將其劃分為很多個(gè)子區(qū)域并確定各區(qū)域節(jié)點(diǎn)以生成網(wǎng)格,即對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行離散化。將偏微分格式的控制方程轉(zhuǎn)化成各節(jié)點(diǎn)上的代數(shù)方程組,即實(shí)現(xiàn)控制方程在網(wǎng)格上的離散。此外,對(duì)于瞬態(tài)問題,還涉及時(shí)間域的離散。

對(duì)三分倉空氣預(yù)熱器而言,其內(nèi)部包含很多壓制成特殊波紋形狀的換熱元件,這些換熱元件將轉(zhuǎn)子內(nèi)部分割成很多個(gè)空間以供氣體流動(dòng)。因此,可以將空氣預(yù)熱器簡(jiǎn)化成多孔介質(zhì)模型,將換熱元件視為固體骨架,被骨架分隔出的空間互相連接,空間內(nèi)會(huì)有煙氣或空氣流通。多孔介質(zhì)根據(jù)固體骨架的材料特征及空隙結(jié)構(gòu)的分布,可以分為各向異性和各向同性兩種。在研究中,為了計(jì)算方便,假設(shè)空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子是各向同性多孔介質(zhì)模型。

模擬過程中流體流動(dòng)滿足能量守恒定律、質(zhì)量守恒定律和動(dòng)量守恒定律,同時(shí)對(duì)模型進(jìn)行如下假設(shè):

(1) 空氣預(yù)熱器內(nèi)只考慮對(duì)流傳熱和金屬導(dǎo)熱,忽略輻射傳熱;

(2) 忽略空氣預(yù)熱器本身對(duì)周圍環(huán)境的散熱;

(3) 假設(shè)空氣預(yù)熱器進(jìn)口端面上,煙氣和空氣的溫度和成分是均勻分布的;

(4) 假設(shè)沿轉(zhuǎn)子徑向和周向不存在導(dǎo)熱,沿轉(zhuǎn)子周向的金屬溫度不相同;

(5) 假設(shè)在高、中、低溫段內(nèi)波紋板物性參數(shù)為常數(shù),氣體的物性參數(shù)只是溫度的函數(shù),可以根據(jù)線性插值獲得;

(6) 假設(shè)煙氣和空氣是可壓縮牛頓流體,流固界面流體流速是0,即為無滑移的速度邊界條件;

(7) 忽略流場(chǎng)內(nèi)黏性耗散作用造成的熱效應(yīng);

(8) 假設(shè)空氣預(yù)熱器的漏風(fēng)是密封漏風(fēng),而且漏風(fēng)位置在進(jìn)口處;

(9) 將空氣預(yù)熱器的轉(zhuǎn)子部分假設(shè)為多孔介質(zhì)模型;

(10) 轉(zhuǎn)子恒速轉(zhuǎn)動(dòng),溫度的計(jì)算從金屬溫度最低的一側(cè)開始;

(11) 因?yàn)槊芊鈧}內(nèi)換熱面與工質(zhì)不存在換熱,所以假設(shè)密封倉進(jìn)出口處的換熱面溫度相同。

考慮到換熱元件的安裝形式,煙氣在空氣預(yù)熱器沿轉(zhuǎn)子切向上流動(dòng)受阻,徑向和軸向流道結(jié)構(gòu)類似于多孔介質(zhì),因此可以將空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子內(nèi)部整體簡(jiǎn)化為多孔介質(zhì)。筆者基于雙流體的思想,將空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子內(nèi)換熱元件視為金屬流,即圍繞轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)動(dòng)的無黏性流體,利用旋轉(zhuǎn)參考系法求解,而轉(zhuǎn)子內(nèi)煙氣和空氣的流動(dòng)利用定參考系法求解。基于歐拉法,可以將空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子隔倉的周期性穩(wěn)態(tài)過程簡(jiǎn)化成真實(shí)穩(wěn)態(tài)過程,因而可以忽略控制方程中的非穩(wěn)態(tài)項(xiàng),并且將氣體物性參數(shù)考慮為溫度的函數(shù)。

筆者采用了k-ε湍流模型,此種模擬方法被證實(shí)為很多工程問題的解決提供了良好的預(yù)測(cè)效果,并且在精確性和實(shí)用性之間有很好的折中[22]。多孔介質(zhì)中的流體流道雷諾數(shù)計(jì)算公式為:

(4)

式中:Re為雷諾數(shù);d為換熱板片之間空間的當(dāng)量直徑,m;μ為動(dòng)力黏度,N·s/m2;ρ為流體密度,kg/m3;v為絕對(duì)速度,m/s。

通過計(jì)算得出多孔介質(zhì)中的流體流道雷諾數(shù)大于6 000。

質(zhì)量守恒方程和動(dòng)量守恒方程為:

(5)

(6)

(7)

在這種模擬方法中,固體區(qū)域在空間上與流體區(qū)域相重合,并且固體區(qū)域?qū)⒃趥鳠岱矫媾c流體相互作用,需要分別求解流體和固體各區(qū)域的能量守恒方程。流體區(qū)域和固體區(qū)域的能量守恒方程如下:

hfsAfs(Ts-Tf)

(8)

(9)

式中:ρf為流體密度,kg/m3;Ef為流體總能量,J;γ為孔隙率;kf為流體導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);Ef為流體總能量,J;Tf為流體溫度,℃;hfs為流體和固體表面對(duì)流傳熱系數(shù),W/(m2·K);Afs為面積密度,m2/m3;Ts為固體溫度,℃;ks為固體導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)。

針對(duì)所研究的三分倉空氣預(yù)熱器的徑向漏風(fēng)建立三維傳熱模型,具體見圖3。

圖3 三分倉空氣預(yù)熱器三維模型

2.3 湍流模型的選取及邊界條件設(shè)置

傳熱計(jì)算中需要添加能量方程,考慮到Realizablek-ε模型在湍流黏度計(jì)算公式中引入與曲率和旋轉(zhuǎn)相關(guān)的內(nèi)容,模型可以解決局部低雷諾數(shù)問題且更容易收斂,故選取Realizablek-ε模型作為湍流計(jì)算模型,并且選擇壁面函數(shù)法。

研究中流動(dòng)介質(zhì)為空氣和煙氣,空氣和煙氣進(jìn)口皆選擇質(zhì)量流量進(jìn)口條件,煙氣側(cè)冷、熱端增設(shè)相同的漏風(fēng)縫隙。在不進(jìn)行特別說明的情況下,研究工況均為BMCR工況。主要溫度參數(shù)的設(shè)置為:煙氣進(jìn)口溫度為365 ℃,一次風(fēng)進(jìn)口溫度為30 ℃,二次風(fēng)進(jìn)口溫度為23 ℃,漏風(fēng)縫隙進(jìn)口溫度根據(jù)對(duì)應(yīng)空氣溫度進(jìn)行設(shè)定。出口均選擇壓力出口條件,操作環(huán)境的塔內(nèi)壓力設(shè)置為101.325 kPa。在設(shè)置質(zhì)量進(jìn)口邊界條件時(shí),根據(jù)電廠中的空氣預(yù)熱器煙氣、一次風(fēng)和二次風(fēng)實(shí)際流通面積占比計(jì)算出模型各進(jìn)口處的真實(shí)流量;而壓力出口邊界條件需要根據(jù)空氣預(yù)熱器的運(yùn)行阻力情況進(jìn)行設(shè)置;根據(jù)多孔介質(zhì)性質(zhì)設(shè)置模型的孔隙率、黏性阻力系數(shù)、慣性阻力系數(shù)等參數(shù)。通過對(duì)多孔介質(zhì)進(jìn)出口條件進(jìn)行周期性改變,實(shí)現(xiàn)對(duì)整個(gè)空氣預(yù)熱器溫度場(chǎng)的模擬。利用轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速,以及煙氣、一次風(fēng)和二次風(fēng)流通面積總占比計(jì)算周期時(shí)間,并且交替地改變進(jìn)口和出口的邊界條件,直至模擬獲得的煙氣側(cè)和空氣側(cè)的出口平均溫度不出現(xiàn)周期性改變時(shí),結(jié)束模擬。

2.4 網(wǎng)格劃分及網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

對(duì)模型連續(xù)的空間進(jìn)行網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格劃分采用MultiZone法,選擇六面體網(wǎng)格。網(wǎng)格劃分結(jié)果見圖4。

圖4 三分倉空氣預(yù)熱器三維模型網(wǎng)格劃分示意圖

對(duì)三分倉空氣預(yù)熱器三維模型進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證,驗(yàn)證結(jié)果見表2。

表2 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證結(jié)果

通過與設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行比較,發(fā)現(xiàn)增大網(wǎng)格數(shù)、降低平均體網(wǎng)格尺寸,對(duì)計(jì)算精度的提高無明顯效果。綜合考慮計(jì)算精度和速度,選取三分倉空氣預(yù)熱器模型的網(wǎng)格數(shù)量為1 121 285,此時(shí)最大誤差不超過3.4%,因?yàn)樵O(shè)置模型網(wǎng)格的最大尺寸是90 mm,所以后續(xù)計(jì)算采用網(wǎng)格的最大尺寸也是90 mm。存在誤差可能是因?yàn)槲纯紤]攜帶漏風(fēng)和其他直接漏風(fēng)等因素,導(dǎo)致空氣預(yù)熱器傳熱效率較高;另外,也有可能是因?yàn)槟M過程忽略了空氣預(yù)熱器與周圍環(huán)境的換熱,同時(shí)忽略了支撐結(jié)構(gòu)等的擾流蓄熱作用。

2.5 流體出口溫度模擬結(jié)果

根據(jù)電廠提供的數(shù)據(jù),利用所建立的三分倉空氣預(yù)熱器三維模型對(duì)不同程度的漏風(fēng)工況進(jìn)行模擬。

熱端徑向漏風(fēng)的模擬結(jié)果見表3。由表3可知:660 MW鍋爐機(jī)組的三分倉空氣預(yù)熱器排煙溫度隨熱端徑向漏風(fēng)率的增大而升高;空氣預(yù)熱器在BMCR工況下運(yùn)行時(shí),熱端徑向漏風(fēng)率每增加1%,排煙溫度平均上升1.17 K;隨著熱端徑向漏風(fēng)率的不斷增大,漏風(fēng)對(duì)排煙溫度的影響程度減弱;熱端徑向漏風(fēng)增加會(huì)使空氣出口溫度緩慢升高。

表3 熱端徑向漏風(fēng)改變時(shí)的模擬結(jié)果

冷端徑向漏風(fēng)的模擬結(jié)果表4。由表4可知:660 MW鍋爐機(jī)組的三分倉空氣預(yù)熱器排煙溫度隨冷端徑向漏風(fēng)率的增大而降低,空氣預(yù)熱器在BMCR工況下運(yùn)行時(shí),冷端徑向漏風(fēng)率每增加1%,排煙溫度平均降低0.53 K;隨著冷端徑向漏風(fēng)率的不斷增大,漏風(fēng)對(duì)排煙溫度的影響程度減弱。相比于熱端徑向漏風(fēng),冷端徑向漏風(fēng)對(duì)空氣預(yù)熱器傳熱效率的影響較小。

表4 冷端徑向漏風(fēng)改變時(shí)的模擬結(jié)果

3 徑向漏風(fēng)對(duì)鍋爐效率的影響

3.1 空氣預(yù)熱器內(nèi)部溫度分布

空氣預(yù)熱器所處位置接近機(jī)組煙道出口,其工作環(huán)境十分惡劣,不僅存在漏風(fēng)量大的問題,還存在低溫腐蝕和積灰的問題。

低溫腐蝕是因?yàn)闊煔庵幸欢舛鹊娜趸?SO3)氣體與煙氣中的水分結(jié)合生成硫酸,而當(dāng)溫度低于141 ℃時(shí)完全涵蓋了高黏性液態(tài)硫銨鹽的生成溫度范圍,液態(tài)硫銨鹽的生成加重了對(duì)換熱元件的腐蝕[23]?？諝忸A(yù)熱器的低溫腐蝕和積灰與煙氣成分、煙氣濕度和溫度等因素緊密相關(guān),因此在選定易發(fā)生腐蝕和積灰區(qū)域溫度區(qū)間時(shí)充分考慮了所研究的660 MW機(jī)組空氣預(yù)熱器中的煙氣成分。當(dāng)溫度低于141 ℃時(shí),換熱元件容易發(fā)生低溫腐蝕;當(dāng)溫度在146～207 ℃時(shí),換熱元件元件容易發(fā)生積灰。

積灰是因?yàn)榭諝忸A(yù)熱器被布置在脫硝設(shè)備之后,而選擇性催化還原(SCR)煙氣脫硝技術(shù)加劇了煙氣中的二氧化硫(SO2)氧化為SO3,一些SO3會(huì)與脫硝裝置中的逃逸氨和水蒸氣發(fā)生反應(yīng)生成硫酸氫銨(NH4HSO4)和硫酸銨((NH4)2SO4),并且硫酸氫銨在146～207 ℃內(nèi)易呈現(xiàn)為中度酸性的液態(tài),具有很強(qiáng)的腐蝕性和黏性。液態(tài)硫酸氫銨極易與煙氣中飛灰粒子結(jié)合附著于空氣預(yù)熱器換熱元件上,造成嚴(yán)重的積灰[24]。積灰導(dǎo)致空氣預(yù)熱器內(nèi)部流體流動(dòng)阻力增加,風(fēng)機(jī)負(fù)荷增加,同時(shí)導(dǎo)致?lián)Q熱元件傳熱效率降低,因此需要對(duì)空氣預(yù)熱器換熱元件的溫度分布進(jìn)行深入研究,總結(jié)易發(fā)生積灰和腐蝕的區(qū)域,通過采取防堵、抗腐蝕措施優(yōu)化這些區(qū)域。

圖5為三分倉空氣預(yù)熱器熱端和冷端溫度云圖。由圖5可得:三分倉空氣預(yù)熱器的轉(zhuǎn)子在煙氣側(cè)時(shí)圓周截面周向的溫度會(huì)隨著旋轉(zhuǎn)方向逐漸升高,在空氣側(cè)溫度變化正好相反;空氣預(yù)熱器冷熱端存在250 K左右的溫差。

圖5 三分倉空氣預(yù)熱器兩端溫度云圖

轉(zhuǎn)子剛轉(zhuǎn)出空氣側(cè)時(shí),低溫段轉(zhuǎn)子最容易發(fā)生積灰和腐蝕,因此提高該區(qū)域最低溫度,以及降低煙氣出口處周向溫度梯度,可以有效地提高傳熱效率和控制積灰腐蝕。

圖6是不同熱端徑向漏風(fēng)率時(shí)三分倉空氣預(yù)熱器易發(fā)生腐蝕區(qū)域(圖3中的截面A)溫度云圖,整體溫度分布云圖模型自上而下分別為高、中、低溫段,141 ℃等溫線以下區(qū)域容易發(fā)生腐蝕。

圖6 不同熱端徑向漏風(fēng)率時(shí)三分倉空氣預(yù)熱器易腐蝕區(qū)域溫度云圖

由圖6可得:三分倉空氣預(yù)熱器換熱元件溫度沿?zé)煔饬鲃?dòng)方向逐漸降低,易腐蝕區(qū)域均分布在低溫段;高、中溫段換熱元件溫度的變化速度比低溫段大,這是由于高、中溫段安裝的換熱元件有更好的傳熱性能,而低溫段主要考慮抗腐蝕和防積灰,其對(duì)流傳熱系數(shù)較小;三分倉空氣預(yù)熱器易腐蝕區(qū)域面積隨著熱端徑向漏風(fēng)率的增大而減小;當(dāng)空氣預(yù)熱器存在漏風(fēng)且漏風(fēng)量不斷增大時(shí),易腐蝕區(qū)域會(huì)緩慢地向冷端移動(dòng)。

圖7是不同熱端徑向漏風(fēng)率時(shí)三分倉空氣預(yù)熱器易積灰區(qū)域(圖3中的截面A)溫度云圖,其中整體溫度分布云圖模型自上而下分別為高、中、低溫段,207 ℃等溫線以下區(qū)域容易發(fā)生積灰。

圖7 不同熱端徑向漏風(fēng)率時(shí)三分倉空氣預(yù)熱器易積灰區(qū)域溫度云圖

由圖7可得:對(duì)于三分倉空氣預(yù)熱器換熱元件,大部分積灰區(qū)域分布在低溫段,只有小部分積灰區(qū)域涉及中溫段,三分倉空氣預(yù)熱器積灰區(qū)域面積隨著熱端徑向漏風(fēng)率的增大而減小。

3.2 徑向漏風(fēng)影響分析

三分倉空氣預(yù)熱器徑向漏風(fēng)模擬目的是,既要分析不同程度的漏風(fēng)對(duì)溫度分布的影響,又要揭示內(nèi)部漏風(fēng)對(duì)空氣預(yù)熱器效率和鍋爐效率的影響規(guī)律。根據(jù)電廠提供的設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)得到,在未發(fā)生漏風(fēng)時(shí),空氣預(yù)熱器熱效率為98.88%,干煙氣熱損失率為3.88%,鍋爐效率為94.68%。當(dāng)空氣預(yù)熱器發(fā)生不同程度的徑向漏風(fēng)時(shí),可以采用以下公式計(jì)算空氣預(yù)熱器熱效率和鍋爐效率(按燃料低位熱值計(jì)算)。

(10)

(11)

式中:η1為空氣預(yù)熱器熱效率,%;ΔQ為空氣預(yù)熱器由于漏風(fēng)損失的熱量,J;Q1為空氣預(yù)熱器進(jìn)口總熱量,J;Q2為空氣預(yù)熱器出口總熱量,J;η2為鍋爐效率,%;Q3為干煙氣熱損失,J。

圖8是三分倉空氣預(yù)熱器熱端發(fā)生不同程度的漏風(fēng)時(shí)對(duì)空氣預(yù)熱器和鍋爐效率的影響情況。由圖8可得:660 MW鍋爐機(jī)組的三分倉空氣預(yù)熱器損失的熱量隨熱端徑向漏風(fēng)率的增加而逐漸增加?？諝忸A(yù)熱器在BMCR工況下運(yùn)行時(shí),熱端徑向漏風(fēng)率每增加1%,空氣預(yù)熱器效率平均降低0.43%,鍋爐效率平均降低0.02%,電廠每年約有6.81×106kW·h的熱量損失,每年多消耗約838.3 t標(biāo)準(zhǔn)煤,標(biāo)準(zhǔn)煤熱值按照7 000 kcal/kg(29 307 kJ/kg)計(jì)算,機(jī)組發(fā)電煤耗率會(huì)增加0.139 g/(kW·h)。

圖8 三分倉空氣預(yù)熱器熱端徑向漏風(fēng)的影響

圖9是三分倉空氣預(yù)熱器冷端發(fā)生不同程度的漏風(fēng)時(shí)對(duì)空氣預(yù)熱器和鍋爐效率的影響情況。由圖9可得:三分倉空氣預(yù)熱器損失的熱量隨冷端徑向漏風(fēng)率的增加而逐漸增加,但是損失的熱量很小。在BMCR工況下,機(jī)組運(yùn)行時(shí)漏風(fēng)率每增加1%,空氣預(yù)熱器效率平均降低0.036%,鍋爐效率平均降低0.006%,電廠每年約有7.07×105kW·h的熱量損失,每年多消耗約86.47 t標(biāo)準(zhǔn)煤,按照標(biāo)準(zhǔn)煤熱值為7 000 kcal/kg(29 307 kJ/kg)計(jì)算,機(jī)組發(fā)電煤耗率會(huì)增加0.014 g/(kW·h)。

圖9 三分倉空氣預(yù)熱器冷端徑向漏風(fēng)的影響

4 結(jié)語

以某電廠660 MW鍋爐機(jī)組的三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器為研究對(duì)象,通過建立三維模型分析不同程度的徑向漏風(fēng)對(duì)溫度分布和鍋爐效率的影響。具體結(jié)論如下:

(1) 三分倉空氣預(yù)熱器中發(fā)生不同程度的漏風(fēng)時(shí),熱端徑向漏風(fēng)率的增加會(huì)導(dǎo)致排煙溫度升高,但是腐蝕和積灰區(qū)域會(huì)減小。排煙溫度會(huì)隨冷端徑向漏風(fēng)的增加而降低,導(dǎo)致空氣預(yù)熱器低溫段腐蝕和積灰問題加重。

(2) 熱端徑向漏風(fēng)對(duì)三分倉空氣預(yù)熱器排煙損失的影響大于冷端徑向漏風(fēng),并且影響程度隨著漏風(fēng)率的增加而增加。在BMCR工況下,機(jī)組運(yùn)行時(shí)存在以下情況:熱端徑向漏風(fēng)率每增加1%,導(dǎo)致電廠每年約有6.81×106kW·h的熱量損失,每年多消耗約838.3 t標(biāo)準(zhǔn)煤;冷端徑向漏風(fēng)率每增加1%,導(dǎo)致電廠每年約有7.07×105kW·h的熱量損失,每年多消耗約86.47 t標(biāo)準(zhǔn)煤。

(3) 三分倉空氣預(yù)熱器熱效率及鍋爐效率會(huì)隨徑向漏風(fēng)率的增加而降低。在BMCR工況下,機(jī)組運(yùn)行時(shí)存在以下情況:熱端徑向漏風(fēng)率每增加1%,空氣預(yù)熱器效率平均降低0.43%,鍋爐效率平均降低0.02%,機(jī)組發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗率升高0.139 g/(kW·h);冷端徑向漏風(fēng)每增加1%,空氣預(yù)熱器效率平均降低0.036%,鍋爐效率平均降低0.006%,機(jī)組發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗率升高0.014 g/(kW·h)。

因此,采取相應(yīng)的改進(jìn)措施對(duì)三分倉空氣預(yù)熱器徑向漏風(fēng)進(jìn)行控制十分必要,深入分析徑向漏風(fēng)對(duì)鍋爐效率的影響,可以為提高空氣預(yù)熱器效率和鍋爐效率提供支撐。