程 靜,甘云華,徐 艷,閆 貞

(1.深圳市質(zhì)量安全檢驗檢測研究院,深圳 518109;2.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院,廣東 廣州 510640)

作為一種清潔能源,天然氣越來越多地應(yīng)用于工業(yè)鍋爐領(lǐng)域,尤其是在大城市,天然氣已經(jīng)成為唯一一種可以用于工業(yè)鍋爐的化石燃料。然而,在天然氣鍋爐的使用中,NOx排放是極其嚴(yán)峻的問題。NOx是空氣中霧霾和臭氧污染的重要前置物,而霧霾和臭氧污染正是我國目前大氣污染防治最緊迫的任務(wù)。鑒于此,為了持續(xù)提高空氣環(huán)境質(zhì)量,從而達(dá)到在能源結(jié)構(gòu)調(diào)整過程中更加明顯的環(huán)境效益的目的,國內(nèi)外都實(shí)施了更為嚴(yán)格的鍋爐NOx排放標(biāo)準(zhǔn)。貫流鍋爐由于鍋爐尺寸限制,燃燒空間有限,不能采用分級燃燒技術(shù)[1-2]。因此,表面燃燒技術(shù)成為貫流鍋爐低氮改造的主流。從大量的貫流鍋爐表面燃燒改造后發(fā)現(xiàn):水管易出現(xiàn)密集型裂紋,鍋爐的能效降低,影響了鍋爐的安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。因此有必要對貫流鍋爐表面燃燒改造后熱力性能進(jìn)行研究,因貫流鍋爐屬于密閉式容器,其內(nèi)部情況不易觀察和測量,因此采用數(shù)值模擬的方法進(jìn)行相關(guān)的研究。

1987年,Hosoi與Shirvill等利用實(shí)驗手段探究了金屬纖維燃燒機(jī)的燃燒特性,獲得了其表面燃燒溫度、燃燒污染物排放量等實(shí)驗數(shù)據(jù)[3]。Golombok等在1991年,首次對金屬纖維燃燒機(jī)的表面燃燒過程進(jìn)行了理論建模,該模型考慮了燃燒機(jī)內(nèi)部與表面燃燒過程中的熱傳導(dǎo)、對流與輻射,同時利用活化能來簡化理論方程[4-6]。2006年,仇中柱等為熱水鍋爐研制了一種新型金屬纖維燃?xì)饧t外線燃燒機(jī),該款鍋爐經(jīng)測試污染物排放量極低,熱效率較舊產(chǎn)品高出5%,可廣泛用于居民供暖與熱水供應(yīng),這是國內(nèi)研制的表面燃燒器在鍋爐上的首次使用[7]。2006年,湯慧萍等對金屬多孔材料表面燃燒機(jī)的發(fā)展現(xiàn)狀進(jìn)行了階段性總結(jié),重點(diǎn)介紹了纖維制作方法、表面穩(wěn)定燃燒技術(shù)、理論研究現(xiàn)狀及其應(yīng)用領(lǐng)域,具有較好的指導(dǎo)意義[8]。2007年,王素娟等依據(jù)氣固兩相局部非熱平衡假設(shè),建立了多孔介質(zhì)中固氣相的能量輸運(yùn)方程。在不同工況條件下模擬出了溫度分布云圖,驗證了多孔結(jié)構(gòu)能夠顯著改善換熱性能及強(qiáng)化預(yù)熱來流氣體[9]。2011年,逢錦倫等對金屬纖維材料在瓦斯燃燒領(lǐng)域進(jìn)行了研究,通過試驗的方法研究了不同種金屬纖維材料的材質(zhì)、布置層數(shù)、瓦斯氣體流量等因素對金屬纖維材料阻火性能的影響,進(jìn)一步拓展了金屬纖維在燃燒領(lǐng)域的應(yīng)用[10]。2015年,趙東方、劉鳳國等對于預(yù)混圓柱形燃燒機(jī)進(jìn)行了數(shù)值與實(shí)驗研究,利用已驗證的計算流體力學(xué)模型,對于噴嘴出口位置與噴嘴直徑進(jìn)行了優(yōu)化。結(jié)果同時表明,燃燒負(fù)荷系數(shù)對于氮氧化物與一氧化碳的排放有較大關(guān)系,當(dāng)空氣過剩系數(shù)大于1.4時,關(guān)聯(lián)逐漸消失[11]。

本文以額定蒸發(fā)量為2 t/h,額定壓力為1.0 MPa的某品牌的燃燒天然氣(甲烷含量為99%)的貫流鍋爐為研究對象,采用ANSYS軟件進(jìn)行數(shù)值模擬,對其進(jìn)行表面燃燒改造后的冷熱態(tài)燃料和空氣混合物及煙氣的流動速度特性,熱態(tài)煙氣流場分布,爐膛內(nèi)的溫度場及CH4分布,CO2和NOx的濃度分布,水管壁面溫度分布等進(jìn)行研究,并從溫度和傳熱學(xué)的角度分析第一回程出口處的水管易產(chǎn)生裂紋的原因。

1 模型的建立

1.1 研究對象尺寸

鰭片管:Φ60×3.5,長度1 428.5 mm,數(shù)量:42+41。內(nèi)圈水管直徑:884.5 mm,外圈水管直徑:1 040.5 mm。下集箱高度186 mm,上集箱高度624 mm。改造后的表面燃燒器:由絕熱段與矩形多孔板兩部分組成,直徑均為300 mm,其中絕熱段長度為300 mm;矩形多孔板長度為828 mm。

1.2 燃料流量計算

根據(jù)鍋爐運(yùn)行數(shù)據(jù),空氣流量Qa為1 600 m3/h、燃料流量Qf為140 m3/h,空氣密度ρa(bǔ)為1.29 kg/m3,燃料密度ρf為0.717 kg/m3,甲烷的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.046,氧氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.2。根據(jù)質(zhì)量守恒,最終得出燃料質(zhì)量流量進(jìn)口為0.601 kg/s。

1.3 進(jìn)口給水流量計算

根據(jù)鍋爐運(yùn)行數(shù)據(jù),給水流量Qw為2 t/h,則根據(jù)質(zhì)量守恒定律計算得出進(jìn)口處的給水流量為0.556 kg/h。

1.4 過量空氣系數(shù)的確定

通常當(dāng)火焰溫度接近1 850 K時,火焰高溫區(qū)熱力型NOx快速升高,當(dāng)過量空氣系數(shù)較低情況下火焰溫度偏高,需要通過提高預(yù)混氣體過?？諝庀禂?shù)或者其他手段降低高溫區(qū)域溫度,從而降低NOx排放,因此過量空氣系數(shù)取1.6,這也是表面燃燒鍋爐相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的鍋爐運(yùn)行時的過量空氣系數(shù)值。

1.5 燃燒模型

表面燃燒屬于快速化學(xué)反應(yīng),燃料和空氣經(jīng)完全預(yù)混后一旦達(dá)到燃燒條件后立刻發(fā)生燃燒反應(yīng)。由于金屬纖維的存在對流場及湍流產(chǎn)生了本質(zhì)影響,故湍流特征對結(jié)算結(jié)果尤為重要。本文采用EDC模型計算Arrhenius化學(xué)反應(yīng)與湍流的相互作用,EDC模型中,化學(xué)反應(yīng)可以在精細(xì)尺度的湍流結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生,輻射采用DO模型。在模擬設(shè)置中,首先對全三維尺寸的金屬纖維表面燃燒器進(jìn)行冷態(tài)計算,根據(jù)計算結(jié)果,金屬纖維作為多孔介質(zhì)處理的黏性阻力系數(shù)為1.1×108m-2,慣性阻力系數(shù)為240 m-1。

1.6 物理模型的建立

根據(jù)研究對象的結(jié)構(gòu)圖和外形尺寸對鍋爐進(jìn)行三維幾何建模,模型圖如圖1所示,因表面燃燒的主要計算區(qū)域在多孔板、金屬纖維及其上方空間,前端進(jìn)氣混合部分在圖1中省略。

圖1 物理模型

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 冷熱態(tài)速度場

圖2顯示了鍋爐對稱面冷熱態(tài)速度場分布。由圖2(a)可知,冷態(tài)初始時,燃料和空氣混合物在燃燒器內(nèi)部的速度場并不是保持一致,而是沿著燃燒器y軸正方向逐漸減小,造成不同y軸坐標(biāo)的矩形孔板處燃料和空氣混合物的流速不相等,其平均速度為5 m/s,第一回程處燃料和空氣混合物的流速約為18 m/s。煙氣出口處燃料和空氣混合物流速分布不均勻,沿y軸正方向,流速由17 m/s降為7 m/s。由圖2(b)可知,熱態(tài)時,第一回程處的燃料和空氣混合物流速從冷態(tài)時17 m/s 增大到85 m/s,煙氣出口處煙氣流速仍然不均勻,存在著部分回流。

圖2 鍋爐對稱面冷熱態(tài)速度場

圖3顯示了熱態(tài)時燃燒器內(nèi)燃料和空氣混合物的流速分布以及靠近燃燒器時速度分布。由圖3可知,熱態(tài)時,燃燒器內(nèi)速度場沿y軸正方向階梯式遞減,速度從16 m/s下降到2 m/s,矩形孔板處流速約為8 m/s左右。燃燒器附近爐膛的速度分布非常復(fù)雜,在爐膛的左上部分存在著一個速度滯止區(qū),并且爐膛左側(cè)的煙氣速度要遠(yuǎn)低于爐膛右側(cè)。隨著不斷靠近第一回程出口處,煙氣速度不斷增大,在第一回程出口處達(dá)到 85 m/s。

圖3 鍋爐對稱面燃燒器附近速度場

圖4顯示了熱態(tài)時鍋爐沿z方向剖面的煙氣速度場分布。由圖4可知,在第一回程出口處的速度較大,達(dá)到85 m/s,并且在內(nèi)側(cè)管和外側(cè)管所形成的通道中存在最大速度,最大速度的值為150 m/s,這是煙氣流通截面的縮小導(dǎo)致的速度增大。

圖4 沿z方向剖面煙氣速度場分布

2.2 熱態(tài)煙氣流場分布

圖5、圖6分別為點(diǎn)火后鍋爐模擬運(yùn)行時的鍋爐對稱面煙氣流場矢量圖,沿z方向剖面的煙氣速度矢量分布。由圖5、圖6可知,混合燃料從燃燒器頂部流入,然后通過矩形孔板分為無數(shù)股細(xì)小燃?xì)饬?燃?xì)饬魍ㄟ^阻力系數(shù)較大的多孔介質(zhì)減速后進(jìn)入爐膛內(nèi)燃燒產(chǎn)生煙氣;根據(jù)煙氣流動矢量可以看出,燃燒產(chǎn)生的煙氣充滿整個爐膛,且整體運(yùn)動方向流向第一回程出口。由于大量的煙氣攜帶熱量涌向第一回程出口后排水管,所以這個位置的水管容易在高溫?zé)煔獾姆磸?fù)沖刷下承受超過其設(shè)計的最大熱負(fù)荷,造成該處水管由于過熱和熱疲勞應(yīng)力的反復(fù)作用而產(chǎn)生密集型裂紋。煙氣進(jìn)入第一回程出口后,均勻分布于兩排水管中間,且統(tǒng)一流向煙氣出口。

圖5 鍋爐對稱面煙氣流場矢量圖

圖6 沿z 方向剖面的煙氣速度矢量分布

2.3 溫度場與甲烷濃度分布

由圖7可知,在穩(wěn)定燃燒過程中,爐膛內(nèi)火焰的平均溫度為 1 600 K,煙氣出口的平均煙溫約為 490 K,與設(shè)計排煙溫度(443 K)相差10.6%,準(zhǔn)確性較高,造成誤差的原因可能是水管導(dǎo)熱系數(shù)不準(zhǔn)確。爐膛內(nèi)煙氣最高溫度約為2 080 K,達(dá)到了熱力型 NOx的生成條件。金屬纖維表面分布有成千上萬個火焰中心,由于金屬纖維小孔密集,各火焰面之間相互接觸,故觀察不到細(xì)小火焰分布,只能觀察到無數(shù)小火焰共同組成的較大范圍的火焰,爐膛內(nèi)已燃燒區(qū)域溫度分布均勻。燃燒熱量主要向煙氣第一回程出口處傳播,造成內(nèi)側(cè)靠近第一回程出口處水管與2 000 K左右的煙氣直接接觸,而外側(cè)靠近第一回程出口處部分水管與1 500 K左右的煙氣直接接觸,并且圖3和圖4 中的煙氣速度分布可知,第一回程出口處煙氣流速達(dá)85 m/s。所以這兩部分水管與煙氣之間的對流換熱系數(shù)較高,這種情況易導(dǎo)致水管在高溫?zé)煔獾姆磸?fù)沖刷下承受超過其設(shè)計的最大熱負(fù)荷,造成該處水管由于過熱和熱疲勞應(yīng)力的反復(fù)作用而產(chǎn)生密集型裂紋。與溫度場相對比,低溫區(qū)域主要是甲烷未燃區(qū)域,這部分區(qū)域甲烷濃度依然較高,如圖7(b)、圖7(d)所示,通過CH4濃度分布可以清晰地看到火焰面分布情況。由于燃燒器右側(cè)靠近第一回程出口處,在高速煙氣的牽引下,未燃區(qū)域以及火焰被吸引拉長,所以燃燒器右側(cè)燃料燃燒不充分,存在部分火焰脫離燃燒器表面的情況。相比于燃燒器右側(cè),燃燒器左側(cè)的溫度場較為穩(wěn)定,燃料燃燒充分,火焰附著在燃燒器表面并未向外延伸,燃燒較為完全,甲烷難以在燃燒空間擴(kuò)散,主要覆蓋在金屬纖維表面上,濃度為10-2數(shù)量級。

圖7 溫度場及甲烷濃度分布

2.4 CO2與NOx濃度分布

如圖 8 (a)所示,CO2濃度分布與溫度場和甲烷濃度分布相似,在未燃區(qū)域CO2濃度較低,接近于0。當(dāng)燃料燃燒之后,除了產(chǎn)生大量的NOx,還會產(chǎn)生CO2,且燃燒區(qū)域CO2分布均勻,CO2濃度分布邊界與火焰面基本重合。燃燒產(chǎn)生的CO2將會隨煙氣流動,一起流向水管中間,最終由煙氣出口排放。

如圖8(b)所示,NOx最大濃度出現(xiàn)在溫度最高的區(qū)域,最高濃度為6.76×10-5m3/m3(標(biāo)準(zhǔn))煙氣。在爐膛內(nèi),煙氣內(nèi)NOx的平均濃度為2.98×10-5m3/m3(標(biāo)準(zhǔn)),而在煙氣出口處NOx的平均濃度為1.85×10-5m3/m3(標(biāo)準(zhǔn)),即24.77 mg/m3,這與現(xiàn)場鍋爐實(shí)測結(jié)果是一致的,并達(dá)到了工業(yè)鍋爐低氮排放的要求。

圖8 氣體濃度分布

2.5 水管壁面溫度分布

圖9所示為內(nèi)、外側(cè)水管壁面的溫度分布圖,由圖9可知,對于內(nèi)側(cè)管,由于煙氣在爐膛內(nèi)的流速較小,所以內(nèi)側(cè)水管與煙氣的對流換熱較小,內(nèi)側(cè)水管中的水主要依靠固體導(dǎo)熱以及輻射換熱吸收熱量,故內(nèi)側(cè)管正面大部分區(qū)域溫度不高,大約為400～540 K。而在第一回程出口處,由于煙氣流通面積的驟然縮小,煙氣流速增大到85 m/s 左右,該處的內(nèi)側(cè)水管受到2 000 K左右的高溫?zé)煔饪焖贈_刷,對流換熱系數(shù)增大,煙氣與管壁的傳熱量增大,導(dǎo)致管壁溫度較高,達(dá)到620 K左右;對于外側(cè)水管,由于第二回程煙氣通道是通過內(nèi)側(cè)水管與外側(cè)水管之間的間隙形成,其流通面積較小,在第二回程煙氣通道內(nèi)煙氣的最大流速達(dá)到 150 m/s。又由于煙氣經(jīng)過第一回程出口時其流動方向發(fā)生改變,處于該處外側(cè)水管受到高速、高溫?zé)煔獾拇怪睕_刷,造成該處部分外側(cè)水管溫度較高,達(dá)到650 K左右。水管在高溫?zé)煔獾姆磸?fù)沖刷下其溫度保持在一個較高的水平且承受超過其設(shè)計的最大熱負(fù)荷,造成該處水管由于過熱和熱疲勞應(yīng)力的反復(fù)作用易產(chǎn)生密集型裂紋。

圖9 水管溫度分布情況

2.6 受熱面輻射熱負(fù)荷計算

由于爐膛內(nèi)輻射換熱主要通過火焰輻射進(jìn)行,故只考慮內(nèi)側(cè)管束為輻射受熱面。由于整個鍋爐是關(guān)于對稱面完全對稱的,故只考慮一半的受熱面。通過模擬可得,內(nèi)側(cè)水管輻射吸熱量Qr為93 198.23 W,而內(nèi)側(cè)水管輻射受熱面積A為2.94 m2,則輻射傳熱的熱負(fù)荷計算結(jié)果為4.05 kW/m2,這遠(yuǎn)低于鍋爐原設(shè)計時采用擴(kuò)散式燃燒器的31.7 kW/m2。

3 結(jié) 論

(1)燃料和空氣的混合物及煙氣流動速度不均勻。冷態(tài)時,速度逐漸減小;熱態(tài)時,燃料和空氣混合物的流速階梯式減小,煙氣流速在靠近第一回程出口處逐漸增大并在第一回程出口處達(dá)到最大。

(2)第一回程出口處高溫?zé)煔饬髁孔畲?熱負(fù)荷最高。

(3)爐膛已燃區(qū)溫度分布均勻,甲烷主要分布在低溫區(qū),燃燒器右側(cè)燃燒不充分,存在部分火焰脫離燃燒器表面的情況。

(4)燃燒區(qū)域CO2分布均勻,分布邊界與火焰面基本重合。煙氣出口處NOx的平均濃度為24.77 mg/m3,達(dá)到工業(yè)鍋爐低氮排放的要求。

(5)內(nèi)側(cè)水管正面大部分區(qū)域溫度不高,大約為 400～540 K;第一回程出口處管壁溫度較高,達(dá)到620 K 左右;部分外側(cè)水管溫度較高,達(dá)到650 K 左右。

(6)第一回程出口處,煙氣流速高,熱負(fù)荷最大,水管壁溫高,造成該處水管由于過熱和熱疲勞應(yīng)力的反復(fù)作用易產(chǎn)生密集型裂紋。