贯流锅炉表面燃烧改造后热力性能的数值模拟研究

程 静,甘云华,徐 艳,闫 贞

(1.深圳市质量安全检验检测研究院,深圳 518109;2.华南理工大学 电力学院,广东 广州 510640)

作为一种清洁能源,天然气越来越多地应用于工业锅炉领域,尤其是在大城市,天然气已经成为唯一一种可以用于工业锅炉的化石燃料。然而,在天然气锅炉的使用中,NOx排放是极其严峻的问题。NOx是空气中雾霾和臭氧污染的重要前置物,而雾霾和臭氧污染正是我国目前大气污染防治最紧迫的任务。鉴于此,为了持续提高空气环境质量,从而达到在能源结构调整过程中更加明显的环境效益的目的,国内外都实施了更为严格的锅炉NOx排放标准。贯流锅炉由于锅炉尺寸限制,燃烧空间有限,不能采用分级燃烧技术[1-2]。因此,表面燃烧技术成为贯流锅炉低氮改造的主流。从大量的贯流锅炉表面燃烧改造后发现:水管易出现密集型裂纹,锅炉的能效降低,影响了锅炉的安全经济运行。因此有必要对贯流锅炉表面燃烧改造后热力性能进行研究,因贯流锅炉属于密闭式容器,其内部情况不易观察和测量,因此采用数值模拟的方法进行相关的研究。

1987年,Hosoi与Shirvill等利用实验手段探究了金属纤维燃烧机的燃烧特性,获得了其表面燃烧温度、燃烧污染物排放量等实验数据[3]。Golombok等在1991年,首次对金属纤维燃烧机的表面燃烧过程进行了理论建模,该模型考虑了燃烧机内部与表面燃烧过程中的热传导、对流与辐射,同时利用活化能来简化理论方程[4-6]。2006年,仇中柱等为热水锅炉研制了一种新型金属纤维燃气红外线燃烧机,该款锅炉经测试污染物排放量极低,热效率较旧产品高出5%,可广泛用于居民供暖与热水供应,这是国内研制的表面燃烧器在锅炉上的首次使用[7]。2006年,汤慧萍等对金属多孔材料表面燃烧机的发展现状进行了阶段性总结,重点介绍了纤维制作方法、表面稳定燃烧技术、理论研究现状及其应用领域,具有较好的指导意义[8]。2007年,王素娟等依据气固两相局部非热平衡假设,建立了多孔介质中固气相的能量输运方程。在不同工况条件下模拟出了温度分布云图,验证了多孔结构能够显著改善换热性能及强化预热来流气体[9]。2011年,逢锦伦等对金属纤维材料在瓦斯燃烧领域进行了研究,通过试验的方法研究了不同种金属纤维材料的材质、布置层数、瓦斯气体流量等因素对金属纤维材料阻火性能的影响,进一步拓展了金属纤维在燃烧领域的应用[10]。2015年,赵东方、刘凤国等对于预混圆柱形燃烧机进行了数值与实验研究,利用已验证的计算流体力学模型,对于喷嘴出口位置与喷嘴直径进行了优化。结果同时表明,燃烧负荷系数对于氮氧化物与一氧化碳的排放有较大关系,当空气过剩系数大于1.4时,关联逐渐消失[11]。

本文以额定蒸发量为2 t/h,额定压力为1.0 MPa的某品牌的燃烧天然气(甲烷含量为99%)的贯流锅炉为研究对象,采用ANSYS软件进行数值模拟,对其进行表面燃烧改造后的冷热态燃料和空气混合物及烟气的流动速度特性,热态烟气流场分布,炉膛内的温度场及CH4分布,CO2和NOx的浓度分布,水管壁面温度分布等进行研究,并从温度和传热学的角度分析第一回程出口处的水管易产生裂纹的原因。

1 模型的建立

1.1 研究对象尺寸

鳍片管:Φ60×3.5,长度1 428.5 mm,数量:42+41。内圈水管直径:884.5 mm,外圈水管直径:1 040.5 mm。下集箱高度186 mm,上集箱高度624 mm。改造后的表面燃烧器:由绝热段与矩形多孔板两部分组成,直径均为300 mm,其中绝热段长度为300 mm;矩形多孔板长度为828 mm。

1.2 燃料流量计算

根据锅炉运行数据,空气流量Qa为1 600 m3/h、燃料流量Qf为140 m3/h,空气密度ρa为1.29 kg/m3,燃料密度ρf为0.717 kg/m3,甲烷的质量分数为0.046,氧气的质量分数为0.2。根据质量守恒,最终得出燃料质量流量进口为0.601 kg/s。

1.3 进口给水流量计算

根据锅炉运行数据,给水流量Qw为2 t/h,则根据质量守恒定律计算得出进口处的给水流量为0.556 kg/h。

1.4 过量空气系数的确定

通常当火焰温度接近1 850 K时,火焰高温区热力型NOx快速升高,当过量空气系数较低情况下火焰温度偏高,需要通过提高预混气体过剩空气系数或者其他手段降低高温区域温度,从而降低NOx排放,因此过量空气系数取1.6,这也是表面燃烧锅炉相关标准规定的锅炉运行时的过量空气系数值。

1.5 燃烧模型

表面燃烧属于快速化学反应,燃料和空气经完全预混后一旦达到燃烧条件后立刻发生燃烧反应。由于金属纤维的存在对流场及湍流产生了本质影响,故湍流特征对结算结果尤为重要。本文采用EDC模型计算Arrhenius化学反应与湍流的相互作用,EDC模型中,化学反应可以在精细尺度的湍流结构中产生,辐射采用DO模型。在模拟设置中,首先对全三维尺寸的金属纤维表面燃烧器进行冷态计算,根据计算结果,金属纤维作为多孔介质处理的黏性阻力系数为1.1×108m-2,惯性阻力系数为240 m-1。

1.6 物理模型的建立

根据研究对象的结构图和外形尺寸对锅炉进行三维几何建模,模型图如图1所示,因表面燃烧的主要计算区域在多孔板、金属纤维及其上方空间,前端进气混合部分在图1中省略。

图1 物理模型

2 模拟结果及分析

2.1 冷热态速度场

图2显示了锅炉对称面冷热态速度场分布。由图2(a)可知,冷态初始时,燃料和空气混合物在燃烧器内部的速度场并不是保持一致,而是沿着燃烧器y轴正方向逐渐减小,造成不同y轴坐标的矩形孔板处燃料和空气混合物的流速不相等,其平均速度为5 m/s,第一回程处燃料和空气混合物的流速约为18 m/s。烟气出口处燃料和空气混合物流速分布不均匀,沿y轴正方向,流速由17 m/s降为7 m/s。由图2(b)可知,热态时,第一回程处的燃料和空气混合物流速从冷态时17 m/s 增大到85 m/s,烟气出口处烟气流速仍然不均匀,存在着部分回流。

图2 锅炉对称面冷热态速度场

图3显示了热态时燃烧器内燃料和空气混合物的流速分布以及靠近燃烧器时速度分布。由图3可知,热态时,燃烧器内速度场沿y轴正方向阶梯式递减,速度从16 m/s下降到2 m/s,矩形孔板处流速约为8 m/s左右。燃烧器附近炉膛的速度分布非常复杂,在炉膛的左上部分存在着一个速度滞止区,并且炉膛左侧的烟气速度要远低于炉膛右侧。随着不断靠近第一回程出口处,烟气速度不断增大,在第一回程出口处达到 85 m/s。

图3 锅炉对称面燃烧器附近速度场

图4显示了热态时锅炉沿z方向剖面的烟气速度场分布。由图4可知,在第一回程出口处的速度较大,达到85 m/s,并且在内侧管和外侧管所形成的通道中存在最大速度,最大速度的值为150 m/s,这是烟气流通截面的缩小导致的速度增大。

图4 沿z方向剖面烟气速度场分布

2.2 热态烟气流场分布

图5、图6分别为点火后锅炉模拟运行时的锅炉对称面烟气流场矢量图,沿z方向剖面的烟气速度矢量分布。由图5、图6可知,混合燃料从燃烧器顶部流入,然后通过矩形孔板分为无数股细小燃气流,燃气流通过阻力系数较大的多孔介质减速后进入炉膛内燃烧产生烟气;根据烟气流动矢量可以看出,燃烧产生的烟气充满整个炉膛,且整体运动方向流向第一回程出口。由于大量的烟气携带热量涌向第一回程出口后排水管,所以这个位置的水管容易在高温烟气的反复冲刷下承受超过其设计的最大热负荷,造成该处水管由于过热和热疲劳应力的反复作用而产生密集型裂纹。烟气进入第一回程出口后,均匀分布于两排水管中间,且统一流向烟气出口。

图5 锅炉对称面烟气流场矢量图

图6 沿z 方向剖面的烟气速度矢量分布

2.3 温度场与甲烷浓度分布

由图7可知,在稳定燃烧过程中,炉膛内火焰的平均温度为 1 600 K,烟气出口的平均烟温约为 490 K,与设计排烟温度(443 K)相差10.6%,准确性较高,造成误差的原因可能是水管导热系数不准确。炉膛内烟气最高温度约为2 080 K,达到了热力型 NOx的生成条件。金属纤维表面分布有成千上万个火焰中心,由于金属纤维小孔密集,各火焰面之间相互接触,故观察不到细小火焰分布,只能观察到无数小火焰共同组成的较大范围的火焰,炉膛内已燃烧区域温度分布均匀。燃烧热量主要向烟气第一回程出口处传播,造成内侧靠近第一回程出口处水管与2 000 K左右的烟气直接接触,而外侧靠近第一回程出口处部分水管与1 500 K左右的烟气直接接触,并且图3和图4 中的烟气速度分布可知,第一回程出口处烟气流速达85 m/s。所以这两部分水管与烟气之间的对流换热系数较高,这种情况易导致水管在高温烟气的反复冲刷下承受超过其设计的最大热负荷,造成该处水管由于过热和热疲劳应力的反复作用而产生密集型裂纹。与温度场相对比,低温区域主要是甲烷未燃区域,这部分区域甲烷浓度依然较高,如图7(b)、图7(d)所示,通过CH4浓度分布可以清晰地看到火焰面分布情况。由于燃烧器右侧靠近第一回程出口处,在高速烟气的牵引下,未燃区域以及火焰被吸引拉长,所以燃烧器右侧燃料燃烧不充分,存在部分火焰脱离燃烧器表面的情况。相比于燃烧器右侧,燃烧器左侧的温度场较为稳定,燃料燃烧充分,火焰附着在燃烧器表面并未向外延伸,燃烧较为完全,甲烷难以在燃烧空间扩散,主要覆盖在金属纤维表面上,浓度为10-2数量级。

图7 温度场及甲烷浓度分布

2.4 CO2与NOx浓度分布

如图 8 (a)所示,CO2浓度分布与温度场和甲烷浓度分布相似,在未燃区域CO2浓度较低,接近于0。当燃料燃烧之后,除了产生大量的NOx,还会产生CO2,且燃烧区域CO2分布均匀,CO2浓度分布边界与火焰面基本重合。燃烧产生的CO2将会随烟气流动,一起流向水管中间,最终由烟气出口排放。

如图8(b)所示,NOx最大浓度出现在温度最高的区域,最高浓度为6.76×10-5m3/m3(标准)烟气。在炉膛内,烟气内NOx的平均浓度为2.98×10-5m3/m3(标准),而在烟气出口处NOx的平均浓度为1.85×10-5m3/m3(标准),即24.77 mg/m3,这与现场锅炉实测结果是一致的,并达到了工业锅炉低氮排放的要求。

图8 气体浓度分布

2.5 水管壁面温度分布

图9所示为内、外侧水管壁面的温度分布图,由图9可知,对于内侧管,由于烟气在炉膛内的流速较小,所以内侧水管与烟气的对流换热较小,内侧水管中的水主要依靠固体导热以及辐射换热吸收热量,故内侧管正面大部分区域温度不高,大约为400～540 K。而在第一回程出口处,由于烟气流通面积的骤然缩小,烟气流速增大到85 m/s 左右,该处的内侧水管受到2 000 K左右的高温烟气快速冲刷,对流换热系数增大,烟气与管壁的传热量增大,导致管壁温度较高,达到620 K左右;对于外侧水管,由于第二回程烟气通道是通过内侧水管与外侧水管之间的间隙形成,其流通面积较小,在第二回程烟气通道内烟气的最大流速达到 150 m/s。又由于烟气经过第一回程出口时其流动方向发生改变,处于该处外侧水管受到高速、高温烟气的垂直冲刷,造成该处部分外侧水管温度较高,达到650 K左右。水管在高温烟气的反复冲刷下其温度保持在一个较高的水平且承受超过其设计的最大热负荷,造成该处水管由于过热和热疲劳应力的反复作用易产生密集型裂纹。

图9 水管温度分布情况

2.6 受热面辐射热负荷计算

由于炉膛内辐射换热主要通过火焰辐射进行,故只考虑内侧管束为辐射受热面。由于整个锅炉是关于对称面完全对称的,故只考虑一半的受热面。通过模拟可得,内侧水管辐射吸热量Qr为93 198.23 W,而内侧水管辐射受热面积A为2.94 m2,则辐射传热的热负荷计算结果为4.05 kW/m2,这远低于锅炉原设计时采用扩散式燃烧器的31.7 kW/m2。

3 结 论

(1)燃料和空气的混合物及烟气流动速度不均匀。冷态时,速度逐渐减小;热态时,燃料和空气混合物的流速阶梯式减小,烟气流速在靠近第一回程出口处逐渐增大并在第一回程出口处达到最大。

(2)第一回程出口处高温烟气流量最大,热负荷最高。

(3)炉膛已燃区温度分布均匀,甲烷主要分布在低温区,燃烧器右侧燃烧不充分,存在部分火焰脱离燃烧器表面的情况。

(4)燃烧区域CO2分布均匀,分布边界与火焰面基本重合。烟气出口处NOx的平均浓度为24.77 mg/m3,达到工业锅炉低氮排放的要求。

(5)内侧水管正面大部分区域温度不高,大约为 400～540 K;第一回程出口处管壁温度较高,达到620 K 左右;部分外侧水管温度较高,达到650 K 左右。

(6)第一回程出口处,烟气流速高,热负荷最大,水管壁温高,造成该处水管由于过热和热疲劳应力的反复作用易产生密集型裂纹。