風機選型與爐膛結構對高原燃氣鍋爐燃燒狀況影響的數值模擬研究

張井坤，劉雪敏，于吉明，王玉濤，杜勇博，車得福，笪耀東

(1.西安交通大學能源與動力工程學院,動力工程多相流國家重點實驗室，陜西 西安 710049；2.中國特種設備檢測研究院，北京 100029；3.青海省特種設備檢驗檢測院，青海 西寧 810003)

0 引言

我國西部地區幅員遼闊，大多為高原地形。高原地區人員稀少、能源需求密度低和生態環境脆弱的普遍特征決定了其動力設備以燃氣鍋爐為主。然而，高原低氣壓、低含氧量的環境條件嚴重影響燃氣鍋爐的空氣動力學參數，進一步導致其運行時出現出力不足與熱效率下降等一系列問題。

目前仍有一部分在役燃氣鍋爐按照平原條件設計并配備風機，大多使用年限較長，運行時風機壓頭不足導致風量下降，鍋爐出力不足及不完全燃燒問題嚴重[1-2]。然而，高原條件對風機運行性能的影響近年來逐步被燃燒器和鍋爐設計制造企業認識并給予重視。為保證送入爐內的氧量不變而滿足燃料燃燒需要，一些新上鍋爐大多會增加風機功率[3-4]。但即使對空氣量進行修正，一般也很難達到其在平原地區運行的效果，其熱效率和出力均有不同程度的下降。因此有學者提出在對風機修正的基礎上，適當增大爐膛的容積，提高鍋爐的熱效率與滿足出力要求[4]。但仍然需要避免爐內溫度水平降低影響燃氣燃燒或者爐膛出口煙溫過高導致煙管和管板的連接處在熱應力和機械應力的作用下會產生管板裂紋[5]。目前，大多數學者是從理論分析或者個人經驗對風機與爐膛容積進行修正，風機選型與爐膛結構變化對爐內燃燒情況影響的數值模擬研究仍然缺乏。同時，由于燃氣燃燒溫度較高，易生成氮氧化物(NOx)，各地政府對燃氣鍋爐也提出了更嚴格的標準，海拔高度及爐膛結構變化對NOx排放均有影響[6-8]。但并未見相關文獻報道高原燃氣鍋爐爐膛容積變化對NOx排放的影響。因此有必要系統研究高原條件下風機選型與爐膛結構對爐內燃燒狀況的影響，進一步提出科學的高原燃氣鍋爐爐膛結構優化方法，改善高原燃氣鍋爐運行現狀。

本文以WNS2-1.25-Q型燃氣鍋爐為研究對象，采用數值模擬的方法研究風機不變、風機修正兩種條件對高原燃氣鍋爐爐內燃燒狀況的影響，進一步結合熱力計算方法開展爐膛結構優化研究，為高原燃氣鍋爐優化設計及高效清潔運行提供參考。

1 燃氣鍋爐概況和網格劃分

本文以WNS2-1.25-Q型燃氣鍋爐為研究對象，按照平原條件設計的爐膛直徑為700 mm，長度為3 140 mm。鍋爐燃燒器結構、運行數據以及設計燃氣組分在文獻中[9]已詳細介紹，本文不再贅述。

由于爐膛與燃燒器均為軸對稱結構，故本文選取1/4進行繪制，采用結構化網格，出口截面網格如圖1所示。模型的網格無關性驗證已在此前工作中完成，最終選取網格數為1949020的網格系統進行數值模擬研究[9]。

圖1 燃燒器示意圖及網格剖面圖

2 數值模擬方法和模型驗證

2.1 數學模型

本文采用商用計算軟件Fluent進行爐內溫度場的數值模擬。燃燒模型選取混合分數概率密度模型(PDF)，混合分數概率密度函數模型簡化了甲烷燃燒反應，加快了總體計算進程[10]。湍流模型選取realizablek-epsilon；輻射模型采用離散坐標輻射模型(DO)，吸收系數的計算選取灰色氣體加權模型(WSGGM)。NOx在燃燒模擬后計算，且熱力型與快速型NOx均被考慮。

2.2 邊界條件

風機不變時，送入爐內空氣體積流量隨海拔高度的升高而不變，具體的各個噴口的流量如表 1中工況1～工況5。其次，為保證送入爐內的氧量不變而滿足燃料燃燒需要，增加風機壓頭和流量，使送入爐內空氣體積流量增加，但質量并不發生變化，本文定義該運行工況為風機修正。與風機不變的情況進行對比分析爐內燃燒狀況，本文僅選取海拔為2 000 m時作為對照，具體的各個噴口的流量如表 1中工況6。在風機修正條件下，通過改變爐膛長度與爐膛直徑來增加鍋爐爐膛容積，進一步探究爐膛尺寸變化對爐內溫度分布與污染物排放的影響，具體的爐膛尺寸和各個噴口的流量如表 1中工況7和工況8。

表1 滿負荷時燃燒器噴口邊界條件

本文爐膛結構優化采用熱力計算與數值模擬結合的方法，詳細流程如圖2所示。熱力計算得出平原與高原地區的爐膛出口煙溫與容積熱負荷，對比分析爐膛出口煙溫的變化規律用于指導爐膛結構優化；其次，用優化后的爐膛結構重新計算爐膛出口煙溫和容積熱負荷，并將其與平原地區爐膛出口煙溫與容積熱負荷進行比較。爐膛出口煙溫與按照平原條件設計的鍋爐相比偏差在1%以內，優化后爐膛容積熱負荷處于1 150～1 800 kW/m3且相差不大時認為迭代優化完成；最后將優化得到的多種爐膛結構與熱力計算的邊界條件用于數值模擬，綜合比較爐膛出口煙溫、爐內溫度水平及污染物排放后優選出適用于高原運行的燃氣鍋爐的爐膛結構，優選標準為與原鍋爐平原運行時溫度場與污染物排放的吻合程度。其中，熱力計算方法采用《實用鍋爐手冊》中爐膛傳熱基本方程，該方法對燃氣鍋爐爐膛出口煙溫計算時表現出較好的吻合性[11]。

圖2 爐膛結構優化流程圖

不同爐膛結構的爐膛出口煙溫與爐內最高溫度的大小一定程度上可以表征爐內溫度水平的高低，但兩者僅代表爐內某一截面和爐內某一點的溫度，不能體現爐內高溫區面積的大小，故本文引入爐內溫度水平評價系數CT作為補充，多維度對比爐內溫度水平的變化。爐內溫度水平評價系數的大小側面反映了爐內高溫區面積的大小，其計算公式如下

(1)

式中 下標T——目標溫度/K；

maxLT——沿軸線方向平均溫度為目標溫度的最大處/mm；

minLT——沿軸線方向平均溫度為目標溫度的最小處/mm；

Lf——爐膛長度/mm。

空氣中氧氣體積分數并不受海拔高度變化的影響，本文中不同海拔高度條件下入爐空氣氧氣體積分數均設置為21%，模擬使用不可壓理想氣體定律來反映單位體積空氣中的氧含量的變化。鍋爐運行的背壓設置為不同海拔高度條件下的大氣壓力，爐內壓力通過背壓和阻力模擬計算所得。鍋爐運行時蒸汽溫度為447.15 K，而壁溫一般蒸汽側溫度高50～100 K，故模擬設置為壁溫500 K，采用恒壁溫邊界條件。

2.3 數學模型驗證

國內外研究學者將數值模擬與熱力計算結果進行對比驗證數學模型的準確性[12]。本文為進一步驗證數學模型的準確性，選取表1中工況1、工況6、工況7和工況8模擬計算爐膛出口煙溫，將結果與燃氣鍋爐熱力計算方法計算結果進行對比，發現不同海拔、爐膛結構條件下熱力計算和數值模擬計算結果基本一致，且數值偏差均小于3%，見圖3。綜上所述，使用 realizablek-epsilon 湍流模型、DO輻射模型、混合分數概率密度燃燒模型和SIMPLE求解方法可以應用于工程實踐，數學模型和邊界條件設置合理，在合適的計算量的情況下滿足合理的精度要求。

圖3 熱力計算和數值模擬計算爐膛出口煙溫[5]注：偏差： 式中De為偏差；T1為熱力計算值，K；T2為數值模擬計算值，K。

3 計算結果及分析

3.1 風機不變時不同海拔條件下燃氣鍋爐燃燒狀況對比

按照平原條件為燃氣鍋爐設計選配風機，過量空氣系數和壓力隨海拔升高而降低，兩者協同作用影響爐內溫度水平。圖4給出了風機未修正時不同海拔高度條件下沿爐膛軸線方向爐內平均溫度分布。從圖中可以看出，隨著海拔的增加，風機壓頭和流量仍按照平原條件設計，導致送風量不足，燃料不完全燃燒程度增加導致熱釋放減少，爐膛前部和中部平均溫度逐漸降低，如圖4中位置A所示。相比爐膛中前部，爐膛后部平均溫度隨海拔升高先升高后降低，最高處在海拔1 000 m處，如圖4中位置B所示。這主要是海拔高度1 000 m 時進入爐膛后部的煙氣平均溫度與海拔高度0 m時差別不大，但爐內吸收系數隨壓力降低而降低，海拔高度1 000 m 時爐內后部煙氣與壁面換熱量降低，導致爐內后部煙氣平均溫度高于海拔高度0 m 處。然而，隨著海拔的升高，不完全燃燒熱釋放量大幅降低，進入爐膛后部煙氣溫度隨之降低，進一步導致爐內后部沿軸向方向平均溫度隨海拔升高而降低。這也是導致爐膛出口煙溫隨海拔升高先增加后降低的關鍵原因，如圖4中C位置所示。

圖4 風機未修正時不同海拔高度條件下沿軸線方向爐內平均溫度分布

3.2 風機修正時不同海拔條件下燃氣鍋爐燃燒狀況對比

圖5給出了風機修正與風機未修正時不同海拔高度條件下沿軸線方向爐內平均溫度分布。本文選擇海拔高度2 000 m時，對比分析風機修正與風機未修正時不同海拔高度條件下沿軸線方向爐內平均溫度分布，從圖中可以看出，風機修正時，沿軸線方向爐內平均溫度隨海拔升高而升高。這主要歸功于兩方面，一方面是壓力降低導致爐內吸收系數降低，煙氣與爐壁換熱量降低；另一方面，壓力降低導致射流速度增加，中心空氣對周圍可燃氣卷吸能力加強，燃燒釋放熱量增加。另外，海拔2 000 m時，爐膛出口煙溫為1 278 K，相比平原地區增加了38 K，此時應特別注意鍋爐爐膛出口煙溫較高導致煙管和管板的連接處在熱應力和機械應力的作用下會產生管板裂紋。同時，也可以看出相比風機未修正時，風機修正后的過量空氣系數和平原地區保持一致，摻混程度隨海拔增加而加深，燃燒釋放熱增加導致爐內沿軸線方向平均溫度升高。

3.3 爐膛結構對高原燃氣鍋爐燃燒的影響研究

前文分析可知，無論是風機不變或風機修正，爐內溫度分布均與平原地區均有較大差異，不利于鍋爐高效清潔安全運行，有必要優化爐膛結構，進一步改善高原燃氣鍋爐運行現狀。表2 給出了不同爐膛結構模擬計算的爐內最高溫度、爐膛出口溫度和爐膛出口NOx。由表可知，“瘦長型”與“粗短型”鍋爐模擬計算的爐內最高溫度和爐膛出口煙溫與原鍋爐基本一致，相差在40 K以內。另外，優化得到的兩種爐型的鍋爐出口煙溫均在1 273.15 K以下，從運行安全角度來看不會導致煙管和管板的連接處在熱應力和機械應力的作用下產生管板裂紋。同時，“粗短型”鍋爐NOx排放低于原鍋爐，而“瘦長型”鍋爐NOx排放要高于原鍋爐，但數值上都比較接近。然而，爐膛出口煙溫和爐內最高溫度僅是出口截面和爐內某點的溫度，無法完全代表爐內溫度水平的變化，高原條件下“粗短型”與“瘦長型”爐膛的適用性仍有待進一步研究。

表2 不同爐膛結構模擬計算的爐內最高溫度、爐膛出口溫度和爐膛出口NOx

圖6給出了不同爐膛結構沿軸線方向爐內平均溫度分布。從圖中可以看出，“瘦長型”鍋爐爐內沿軸線方向平均溫度分布的變化趨勢和原鍋爐保持一致，且爐膛前中部平均溫度數值上表現出較好的吻合性。同時，由于爐膛前中部平均溫度數值上幾乎一致，壓力降低導致爐內吸收系數降低，“瘦長型”爐膛煙氣與壁面換熱量降低，爐膛后部平均溫度要高于原鍋爐。但“瘦長型”爐膛長度增加，直徑變小，輻射受熱面增加且煙氣流速增加，輻射和對流換熱量均增加，導致爐膛出口煙溫基本一致。另外，“瘦長型”鍋爐爐內溫度水平評價系數C1 400為0.75，而原鍋爐爐內溫度水平評價系數C1 400為0.67，側面反映了“瘦長型”鍋爐爐內溫度水平與原鍋爐較為接近。由圖中也可以看出，“粗短型”鍋爐爐膛出口煙溫雖與原鍋爐接近，但爐內溫度水平評價系數C1 400為0，爐內溫度水平遠低于原鍋爐。這主要是“粗短型”鍋爐爐膛截面熱負荷過低所致，但對該爐型鍋爐而言提高爐膛截面熱負荷時，將會導致爐膛出口煙溫升高，影響鍋爐運行的安全性。

圖6 不同爐膛結構沿軸線方向爐內平均溫度分布

4 結論

本文采用數值模擬的方法研究風機選型對高原燃氣鍋爐爐內燃燒狀況的影響，進一步結合熱力計算方法開展爐膛結構優化研究，結論如下：

(1)風機不變時，爐膛前中部平均溫度隨海拔升高逐漸降低，而爐膛后部平均溫度隨海拔升高先升高后降低。

(2)風機修正后，爐內平均溫度隨海拔升高而升高。相同海拔條件下，風機修正后的爐內平均溫度高于風機不變時。同時，風機不變與風機未修正時，爐內溫度分布均與平原地區有較大差異。

(3)“瘦長型”鍋爐的NOx排放略高于原鍋爐，但爐內溫度水平與原鍋爐平原運行時較為接近。綜合來看，“瘦長型”鍋爐的高原運行性能優于原鍋爐與“粗短型”鍋爐。