陳國喜，尚夢源，王為術(shù)，王健濱，趙建勛，張景堯

(1.河南省鍋爐壓力容器安全檢測研究院，河南 鄭州 450016；2.華北水利水電大學(xué) 電力學(xué)院，河南 鄭州 450045； 3.鄭州中鼎鍋爐股份有限公司，河南 鄭州 451162)

正壓水煤氣立式余熱鍋爐是針對煤化工恩德爐工序余熱所設(shè)計的余熱高效利用技術(shù)設(shè)備。典型鋼鐵流程焦?fàn)t焦化工序中，恩德爐高達(dá)1 000 ℃的水煤氣需要冷卻至150 ℃，余熱損失高達(dá)50 kg標(biāo)煤/噸焦，按年產(chǎn)5億噸焦，損失能量高達(dá)2 500萬噸標(biāo)煤。水煤氣溫度高，溫度波動大，煤氣含塵量大，煤氣中CO和H2高達(dá)70%，且為正壓狀態(tài)，利用起來難度大，為提高煤化工能量轉(zhuǎn)化效率，必須高效回收恩德爐工序的余熱。爐內(nèi)氣固兩相流動特性對余熱鍋爐安全、高效運行有顯著影響。為提高余熱鍋爐的安全性和能效，國內(nèi)外學(xué)者大多采用理論建模數(shù)值分析與現(xiàn)場測試相結(jié)合的方法對余熱鍋爐進(jìn)行研究。付少闖等[1]研究了顆粒直徑改變對氣固流動特性的影響規(guī)律；郭歡歡等[2]對余熱鍋爐特性分析，就提高余熱鍋爐的使用效率提出可行性意見；馬勇等[3]數(shù)值模擬了余熱鍋爐受熱面積灰，得出煙氣流速在7～12 m/s可防止積灰并利于換熱。劉欣欣等[4]詳細(xì)分析了爐內(nèi)流體流動和傳熱的局部特性，通過在入口處增加擋板使得爐內(nèi)溫度場、速度場分布均勻。王為術(shù)等[5]對三種典型負(fù)荷下爐內(nèi)氣固兩相流動進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了爐內(nèi)速度場和顆粒軌跡規(guī)律。李金波[6]研究了余熱鍋爐不同管排受熱面?zhèn)鳠?、流動和顆粒沉積率特性；穆林[7]建立了飛灰粒子的沉積模型，研究了不同尺寸的粒子在爐膛內(nèi)不同區(qū)域的沉積情況。研究實踐結(jié)果表明數(shù)值模擬結(jié)果與實際運行的情況誤差在允許范圍以內(nèi)。由于余熱鍋爐體積大，爐內(nèi)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，進(jìn)行現(xiàn)場實驗測量難度大，為節(jié)約研究成本，縮短研究時間，大多學(xué)者均采用數(shù)值研究方法對氣固兩相流進(jìn)行分析研究。張子坤等[8]對余熱鍋爐的運行工況進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了爐內(nèi)流場、溫度場和煙道內(nèi)換熱趨勢。聶德云[9]對余熱鍋爐爐內(nèi)流場、溫度場進(jìn)行數(shù)值模擬，分析得到了爐內(nèi)結(jié)構(gòu)缺陷并進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。周翼[10]、周津煒等[11]研究爐內(nèi)煙氣速度分布規(guī)律，分析加裝均流裝置前后，煙道內(nèi)流動特性的變化規(guī)律，從而對提高傳熱效率、減輕局部磨損提出建議。張麗麗[12]、汪杰等[13]利用多孔介質(zhì)模型代替換熱管束進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了爐內(nèi)的溫度場和速度場分布，指出進(jìn)口區(qū)域結(jié)構(gòu)存在缺陷，得出煙氣流速對換熱特性、磨損特性的影響。王曉瑜[14]、喬雷[15]等將對流管束簡化為厚度與對流管直徑相等的對流板進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了煙氣流場、溫度場的分布，得出煙氣流動與傳熱特性的規(guī)律，并對結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計以提高煙氣流動的均勻性，使換熱更充分；杜文靜[16]等提出將余熱鍋爐三維模型轉(zhuǎn)化為二維模型進(jìn)行數(shù)值模擬的方法，研究爐內(nèi)溫度場和速度場分布，并得出煙氣入口溫度對余熱鍋爐性能的影響。

公開文獻(xiàn)中，大多數(shù)研究者均將爐內(nèi)換熱管束區(qū)域簡化處理為多孔介質(zhì)再進(jìn)行數(shù)值模擬，無法模擬出煙氣在換熱管束處的實際流動換熱。為準(zhǔn)確掌握余熱鍋爐氣固兩相流流動和傳熱特性，提高經(jīng)濟(jì)性和安全性，作者基于華北水利水電大學(xué)電力學(xué)院能源工程CAE超算中心，建立1∶1余熱鍋爐模型，管束結(jié)構(gòu)按照1∶1建模，爐膛煙道耦合管束的流動和傳熱CFD數(shù)值模擬，重點研究爐內(nèi)氣固兩相流動換熱特性，研究四種不同工況下的溫度場、流場、壓力場和顆粒磨損規(guī)律，以期對優(yōu)化和改進(jìn)余熱鍋爐的設(shè)計提供理論依據(jù)。

1 模型與計算方法

1.1 物理模型

正壓水煤氣立式余熱鍋爐上煙道采用全膜式壁敷管爐墻結(jié)構(gòu)，下煙道采用全密封性輕型箱體爐墻；上下煙道之間采用膨脹節(jié)密封連接，有效解決鍋爐的熱膨脹性問題；高溫含塵煙氣經(jīng)凝渣管、高低溫過熱器、對流管束Ⅰ、外來蒸汽過熱器、對流管束Ⅱ、對流管束Ⅲ、高溫省煤器、低溫省煤器、軟水加熱器后排出爐子下部結(jié)構(gòu)。上煙道為3.82 m×2.2 m×16.5 m，下煙道為3.4 m×1.68 m×12.5 m，爐內(nèi)換熱管束均為順排布置，具體布置如圖 1所示。以余熱鍋爐實際尺寸1:1建立三維幾何模型?？紤]余熱鍋爐對稱性，數(shù)值模擬區(qū)域沿對稱面選取1/2。

圖1 余熱鍋爐物理模型

1.2 網(wǎng)格模型

利用Fluent Meshing對幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格建模，采用四面體-六面體混合網(wǎng)格。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗證后，得到無關(guān)解網(wǎng)格模型，總網(wǎng)格數(shù)約為1.8億，如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格模型圖

1.3 數(shù)學(xué)模型

對于余熱鍋爐內(nèi)高溫?zé)煔饬鲃?，采用RNGk-ε湍流方程模型對流動進(jìn)行數(shù)值模擬。

(1)連續(xù)性方程：

(1)

(2)動量方程：

(2)

(3)湍動能方程：

GK+Gb-ρε-YM+Sk

(3)

(4)湍動能耗散率方程：

(4)

式中：C1ε=1.42，C2ε=1.68，C3ε=0；ρ為液體的密度，kg/m3；P為壓強(qiáng)，Pa；v為運動黏度系數(shù)，m2/s；k為湍流動能，m2/s2；μcff為有效黏度，Pa·s；ε為湍流耗散率，m2/s3；Gk為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動能，m2/s2；Gb為浮力產(chǎn)生的湍流動能，m2/s2；YM為可壓縮湍流過渡中的擴(kuò)散產(chǎn)生的波動，常量；αk、αε為k方程和e方程的湍流普朗特數(shù)，無因次數(shù)；Sk、Sε為自定義的源項。

對于高溫水煤氣，采用組分運輸模型，水煤氣成分如表1所示。

表1 高溫?zé)煔獬煞直?%

對于爐內(nèi)固相流動，采用拉格朗日隨機(jī)軌道模型對離散顆粒進(jìn)行模擬，控制方程為

(5)

式中：FD(μ-μp)為顆粒的單位質(zhì)量曳力；Fx包括熱泳力，布朗力和Saffman升力等；μp為顆粒速度,m/s；u為流體速度,m/s；ρp為顆粒密度,g/m3；ρ為流體密度，kg/m3。

對于顆粒沖擊受熱面的磨損情況，選擇Edwards磨損計算模型，磨損率定義為

(6)

式中：C(dp)為顆粒直徑函數(shù)；a為顆粒軌跡沖擊表面的入射角,(°)；f(a)為沖擊角函數(shù)；μp為顆粒速度,m/s；Af為顆粒在沖擊表面上的投影面積,m2。

對于顆粒粒徑，采用Rosin-Rammler分布進(jìn)行擬合。顆粒物性參數(shù)如表2所示。

表2 顆粒物性參數(shù)

1.4 數(shù)值方法和邊界條件

爐內(nèi)數(shù)值研究湍流模型選用RNGk-ε湍流雙方程模型，為提計算精度，對流項采用二階迎風(fēng)格式，微分方程用FVM法離散，離散相用VOF模型；用SIMPLE算法對壓力和速度的離散項方程進(jìn)行耦合求解。將高溫?zé)煔獾娜肟陬愋驮O(shè)置為質(zhì)量流量入口，質(zhì)量流量為10 kg/s，不同工況下入口煙溫如表3所示；出口類型設(shè)置為自由出流邊界；水冷壁面區(qū)域選用無滑移邊界條件和恒溫壁面邊界條件進(jìn)行計算。

表3 入口煙溫表 K

2 結(jié)果分析

2.1 爐內(nèi)速度分布特性

圖3為工況二下，爐膛中心縱截面的速度等值線圖。由圖3可以看出，爐膛內(nèi)部速度最大值可達(dá)34 m/s，此速度出現(xiàn)在爐膛出口處，此處區(qū)域結(jié)構(gòu)設(shè)計不合理，可增加導(dǎo)流板改善流動情況。在入口拐角處和爐膛右上角貼壁處，在離心力的作用下，煙氣流向轉(zhuǎn)變，形成了低速渦流區(qū)域，這兩處高溫?zé)煔馀c水冷壁進(jìn)行換熱，會有積灰現(xiàn)象的產(chǎn)生。煙氣在流經(jīng)換熱管束時，由于管束間隙狹小，煙氣流速急劇增加，在對流管束Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ區(qū)域煙氣流速最高增至30 m/s，會對受熱面產(chǎn)生沖蝕磨損，影響余熱鍋爐安全運行。煙氣自上而下沿重力方向流動，煙道自上而下變截面等流速設(shè)計，煙氣流速在上煙道保持在10 m/s左右，在下煙道保持在15 m/s左右，可有效防止受熱面積灰，實現(xiàn)自吹掃作用，解決各級受熱面沾灰現(xiàn)象，提高受熱面?zhèn)鳠嵝阅堋?/p>

圖3 爐膛中心縱截面速度分布等值線圖

圖4為不同工況下沿爐膛高度方向上橫截面的平均速度分布圖，四個工況下，高溫?zé)煔饬魉傺刂鵂t膛高度方向上分布趨勢一致。高溫?zé)煔鈴倪M(jìn)口進(jìn)入爐膛，煙氣流速沿程保持穩(wěn)定；煙氣經(jīng)過爐膛中部的膨脹節(jié)后，由于流通截面變小，煙氣平均流速上升，強(qiáng)化了省煤器、軟水加熱器處的換熱效果，同時吹掃煙塵，防止由于流速過低，造成下部受熱面積灰；出口處煙氣流速急劇上升，流動均勻性變差。由圖4可以看出，煙氣在爐膛內(nèi)的流速受入口煙溫的影響，與入口煙溫成正比。余熱鍋爐內(nèi)煙氣流速過快或過慢都會對鍋爐的安全高效運行造成影響，過快會加劇爐膛內(nèi)管束的磨損，換熱時間降低，能量損失增大，過慢會使得受熱面積灰，削弱換熱效果，故應(yīng)控制入口煙溫在合理的范圍內(nèi)，使余熱鍋爐運行性能最佳。

圖4 不同工況下沿爐膛高度速度分布

2.2 爐內(nèi)溫度分布特性

圖5為工況二下，沿爐膛中心縱截面溫度等值線圖。高溫?zé)煔鈴倪M(jìn)口進(jìn)入爐膛，然后到達(dá)過熱器上部空間再轉(zhuǎn)向90°向下進(jìn)入爐膛內(nèi)部，煙氣沿爐膛縱向方向溫度不斷下降，不同工況下溫度場分布變化規(guī)律接近。由圖5可知，高溫?zé)煔庠趦?nèi)部蒸汽過熱器和對流管束Ⅰ處溫度梯度變化較大，表明這個區(qū)域換熱量極大；溫度場在內(nèi)部蒸汽過熱器區(qū)域分布不均，熱傳遞過程的不可逆損失較大。進(jìn)入對流管束Ⅱ、Ⅲ區(qū)域后，煙氣溫度進(jìn)一步降低；通過中部膨脹節(jié)到達(dá)爐膛下部省煤器和軟水加熱器區(qū)域，煙氣溫度梯度變化較小，煙氣離開軟水加熱器區(qū)域后，從下部出口流出；底部冷灰斗區(qū)域溫度低，利于煙塵顆粒凝結(jié)排出。

圖5 爐膛中心縱截面溫度分布等值線圖

圖6 為不同工況下沿爐膛高度方向上各個橫截面平均溫度分布圖。由圖6可知，隨著入口煙溫升高，進(jìn)出口煙溫溫差呈現(xiàn)出先增加后減小的趨勢，表明煙氣溫度對換熱效果存在影響。工況二下入口煙溫為1 223 K時，余熱鍋爐入口和出口溫差最大，各個區(qū)域的換熱效果較為理想，同時出口煙溫被冷卻至450 K，高于酸露點，保證了尾部受熱面不會發(fā)生低溫腐蝕。圖7為計算得到的不同工況下的余熱利用率圖。由圖7可知，余熱利用率隨入口煙溫的升高，呈現(xiàn)出先上升后下降的趨勢。在四種工況中，工況二下既保證了余熱鍋爐較高的余熱利用率，又防止了煙氣流速過高造成的損害。

圖6 不同工況下沿爐膛高度溫度分布

圖7 不同工況下余熱利用率

2.3 爐內(nèi)壓力分布特性

圖8為工況2下，沿爐膛縱截面的壓力分布等值線圖。由圖8可知，煙氣壓力沿程不斷下降，壓力分布均勻，表明煙氣在煙道內(nèi)沿程流動均勻，各級換熱管束布置合理，煙氣與受熱面的換熱效果理想。

圖8 爐膛中心縱截面壓力分布等值線圖

2.4 顆粒相磨損特性

高溫水煤氣流速高，含塵量大，對換熱管束受熱面的沖蝕磨損不可忽視。上煙道和下煙道受熱面處煙氣均為等流速流動，極大減小了摩擦阻力系數(shù)，從源頭上減少了磨損。圖9為計算得到的不同工況下的磨損率圖。由圖9可知，隨著入口煙溫升高，不同工況下受熱面的磨損率呈現(xiàn)出先下降后增加的趨勢，工況二下受熱面的磨損率較低。這是由于隨著入口煙溫升高，煙氣流速升高，在一定程度上降低了顆粒與受熱面碰撞的概率；煙氣流速不宜過高，過高會加快受熱面的磨損速度，故應(yīng)綜合換熱效果與磨損速度，合理選擇煙氣流速。

圖9 不同工況下磨損率

3 結(jié) 論

(1)爐膛入口近拐角側(cè)及爐膛右上側(cè)，形成了低速渦流區(qū)域，這兩處高溫?zé)煔馀c水冷壁進(jìn)行換熱，會有積灰現(xiàn)象產(chǎn)生。鍋爐出口煙氣流速過高，可增加導(dǎo)流板進(jìn)行優(yōu)化。

(2)當(dāng)煙氣流經(jīng)爐膛中部的膨脹節(jié)后，流通截面減小，從而有效增大爐膛下部的煙氣流速，實現(xiàn)自吹掃作用，解決各級受熱面沾灰現(xiàn)象，提高受熱面?zhèn)鳠嵝阅堋?/p>

(3)入口煙溫是影響氣固兩相流動傳熱的重要因素。煙氣流速隨入口煙溫升高而增大，余熱利用率隨入口煙溫上升呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，磨損率隨入口煙溫上升呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢，存在最佳入口煙溫，選擇合理的入口煙溫可減低受熱面磨損，提高余熱利用率。