风机选型与炉膛结构对高原燃气锅炉燃烧状况影响的数值模拟研究

张井坤，刘雪敏，于吉明，王玉涛，杜勇博，车得福，笪耀东

(1.西安交通大学能源与动力工程学院,动力工程多相流国家重点实验室，陕西 西安 710049；
2.中国特种设备检测研究院，北京 100029；
3.青海省特种设备检验检测院，青海 西宁 810003)

我国西部地区幅员辽阔，大多为高原地形。高原地区人员稀少、能源需求密度低和生态环境脆弱的普遍特征决定了其动力设备以燃气锅炉为主。然而，高原低气压、低含氧量的环境条件严重影响燃气锅炉的空气动力学参数，进一步导致其运行时出现出力不足与热效率下降等一系列问题。

目前仍有一部分在役燃气锅炉按照平原条件设计并配备风机，大多使用年限较长，运行时风机压头不足导致风量下降，锅炉出力不足及不完全燃烧问题严重[1-2]。然而，高原条件对风机运行性能的影响近年来逐步被燃烧器和锅炉设计制造企业认识并给予重视。为保证送入炉内的氧量不变而满足燃料燃烧需要，一些新上锅炉大多会增加风机功率[3-4]。但即使对空气量进行修正，一般也很难达到其在平原地区运行的效果，其热效率和出力均有不同程度的下降。因此有学者提出在对风机修正的基础上，适当增大炉膛的容积，提高锅炉的热效率与满足出力要求[4]。但仍然需要避免炉内温度水平降低影响燃气燃烧或者炉膛出口烟温过高导致烟管和管板的连接处在热应力和机械应力的作用下会产生管板裂纹[5]。目前，大多数学者是从理论分析或者个人经验对风机与炉膛容积进行修正，风机选型与炉膛结构变化对炉内燃烧情况影响的数值模拟研究仍然缺乏。同时，由于燃气燃烧温度较高，易生成氮氧化物(NOx)，各地政府对燃气锅炉也提出了更严格的标准，海拔高度及炉膛结构变化对NOx排放均有影响[6-8]。但并未见相关文献报道高原燃气锅炉炉膛容积变化对NOx排放的影响。因此有必要系统研究高原条件下风机选型与炉膛结构对炉内燃烧状况的影响，进一步提出科学的高原燃气锅炉炉膛结构优化方法，改善高原燃气锅炉运行现状。

本文以WNS2-1.25-Q型燃气锅炉为研究对象，采用数值模拟的方法研究风机不变、风机修正两种条件对高原燃气锅炉炉内燃烧状况的影响，进一步结合热力计算方法开展炉膛结构优化研究，为高原燃气锅炉优化设计及高效清洁运行提供参考。

本文以WNS2-1.25-Q型燃气锅炉为研究对象，按照平原条件设计的炉膛直径为700 mm，长度为3 140 mm。锅炉燃烧器结构、运行数据以及设计燃气组分在文献中[9]已详细介绍，本文不再赘述。

由于炉膛与燃烧器均为轴对称结构，故本文选取1/4进行绘制，采用结构化网格，出口截面网格如图1所示。模型的网格无关性验证已在此前工作中完成，最终选取网格数为1949020的网格系统进行数值模拟研究[9]。

图1 燃烧器示意图及网格剖面图

2.1 数学模型

本文采用商用计算软件Fluent进行炉内温度场的数值模拟。燃烧模型选取混合分数概率密度模型(PDF)，混合分数概率密度函数模型简化了甲烷燃烧反应，加快了总体计算进程[10]。湍流模型选取realizablek-epsilon；
辐射模型采用离散坐标辐射模型(DO)，吸收系数的计算选取灰色气体加权模型(WSGGM)。NOx在燃烧模拟后计算，且热力型与快速型NOx均被考虑。

2.2 边界条件

风机不变时，送入炉内空气体积流量随海拔高度的升高而不变，具体的各个喷口的流量如表 1中工况1～工况5。其次，为保证送入炉内的氧量不变而满足燃料燃烧需要，增加风机压头和流量，使送入炉内空气体积流量增加，但质量并不发生变化，本文定义该运行工况为风机修正。与风机不变的情况进行对比分析炉内燃烧状况，本文仅选取海拔为2 000 m时作为对照，具体的各个喷口的流量如表 1中工况6。在风机修正条件下，通过改变炉膛长度与炉膛直径来增加锅炉炉膛容积，进一步探究炉膛尺寸变化对炉内温度分布与污染物排放的影响，具体的炉膛尺寸和各个喷口的流量如表 1中工况7和工况8。

表1 满负荷时燃烧器喷口边界条件

本文炉膛结构优化采用热力计算与数值模拟结合的方法，详细流程如图2所示。热力计算得出平原与高原地区的炉膛出口烟温与容积热负荷，对比分析炉膛出口烟温的变化规律用于指导炉膛结构优化；
其次，用优化后的炉膛结构重新计算炉膛出口烟温和容积热负荷，并将其与平原地区炉膛出口烟温与容积热负荷进行比较。炉膛出口烟温与按照平原条件设计的锅炉相比偏差在1%以内，优化后炉膛容积热负荷处于1 150～1 800 kW/m3且相差不大时认为迭代优化完成；
最后将优化得到的多种炉膛结构与热力计算的边界条件用于数值模拟，综合比较炉膛出口烟温、炉内温度水平及污染物排放后优选出适用于高原运行的燃气锅炉的炉膛结构，优选标准为与原锅炉平原运行时温度场与污染物排放的吻合程度。其中，热力计算方法采用《实用锅炉手册》中炉膛传热基本方程，该方法对燃气锅炉炉膛出口烟温计算时表现出较好的吻合性[11]。

图2 炉膛结构优化流程图

不同炉膛结构的炉膛出口烟温与炉内最高温度的大小一定程度上可以表征炉内温度水平的高低，但两者仅代表炉内某一截面和炉内某一点的温度，不能体现炉内高温区面积的大小，故本文引入炉内温度水平评价系数CT作为补充，多维度对比炉内温度水平的变化。炉内温度水平评价系数的大小侧面反映了炉内高温区面积的大小，其计算公式如下

(1)

式中 下标T——目标温度/K；

maxLT——沿轴线方向平均温度为目标温度的最大处/mm；

minLT——沿轴线方向平均温度为目标温度的最小处/mm；

Lf——炉膛长度/mm。

空气中氧气体积分数并不受海拔高度变化的影响，本文中不同海拔高度条件下入炉空气氧气体积分数均设置为21%，模拟使用不可压理想气体定律来反映单位体积空气中的氧含量的变化。锅炉运行的背压设置为不同海拔高度条件下的大气压力，炉内压力通过背压和阻力模拟计算所得。锅炉运行时蒸汽温度为447.15 K，而壁温一般蒸汽侧温度高50～100 K，故模拟设置为壁温500 K，采用恒壁温边界条件。

2.3 数学模型验证

国内外研究学者将数值模拟与热力计算结果进行对比验证数学模型的准确性[12]。本文为进一步验证数学模型的准确性，选取表1中工况1、工况6、工况7和工况8模拟计算炉膛出口烟温，将结果与燃气锅炉热力计算方法计算结果进行对比，发现不同海拔、炉膛结构条件下热力计算和数值模拟计算结果基本一致，且数值偏差均小于3%，见图3。综上所述，使用 realizablek-epsilon 湍流模型、DO辐射模型、混合分数概率密度燃烧模型和SIMPLE求解方法可以应用于工程实践，数学模型和边界条件设置合理，在合适的计算量的情况下满足合理的精度要求。

图3 热力计算和数值模拟计算炉膛出口烟温[5]注：偏差：
式中De为偏差；
T1为热力计算值，K；
T2为数值模拟计算值，K。

3.1 风机不变时不同海拔条件下燃气锅炉燃烧状况对比

按照平原条件为燃气锅炉设计选配风机，过量空气系数和压力随海拔升高而降低，两者协同作用影响炉内温度水平。图4给出了风机未修正时不同海拔高度条件下沿炉膛轴线方向炉内平均温度分布。从图中可以看出，随着海拔的增加，风机压头和流量仍按照平原条件设计，导致送风量不足，燃料不完全燃烧程度增加导致热释放减少，炉膛前部和中部平均温度逐渐降低，如图4中位置A所示。相比炉膛中前部，炉膛后部平均温度随海拔升高先升高后降低，最高处在海拔1 000 m处，如图4中位置B所示。这主要是海拔高度1 000 m 时进入炉膛后部的烟气平均温度与海拔高度0 m时差别不大，但炉内吸收系数随压力降低而降低，海拔高度1 000 m 时炉内后部烟气与壁面换热量降低，导致炉内后部烟气平均温度高于海拔高度0 m 处。然而，随着海拔的升高，不完全燃烧热释放量大幅降低，进入炉膛后部烟气温度随之降低，进一步导致炉内后部沿轴向方向平均温度随海拔升高而降低。这也是导致炉膛出口烟温随海拔升高先增加后降低的关键原因，如图4中C位置所示。

图4 风机未修正时不同海拔高度条件下沿轴线方向炉内平均温度分布

3.2 风机修正时不同海拔条件下燃气锅炉燃烧状况对比

图5给出了风机修正与风机未修正时不同海拔高度条件下沿轴线方向炉内平均温度分布。本文选择海拔高度2 000 m时，对比分析风机修正与风机未修正时不同海拔高度条件下沿轴线方向炉内平均温度分布，从图中可以看出，风机修正时，沿轴线方向炉内平均温度随海拔升高而升高。这主要归功于两方面，一方面是压力降低导致炉内吸收系数降低，烟气与炉壁换热量降低；
另一方面，压力降低导致射流速度增加，中心空气对周围可燃气卷吸能力加强，燃烧释放热量增加。另外，海拔2 000 m时，炉膛出口烟温为1 278 K，相比平原地区增加了38 K，此时应特别注意锅炉炉膛出口烟温较高导致烟管和管板的连接处在热应力和机械应力的作用下会产生管板裂纹。同时，也可以看出相比风机未修正时，风机修正后的过量空气系数和平原地区保持一致，掺混程度随海拔增加而加深，燃烧释放热增加导致炉内沿轴线方向平均温度升高。

3.3 炉膛结构对高原燃气锅炉燃烧的影响研究

前文分析可知，无论是风机不变或风机修正，炉内温度分布均与平原地区均有较大差异，不利于锅炉高效清洁安全运行，有必要优化炉膛结构，进一步改善高原燃气锅炉运行现状。表2 给出了不同炉膛结构模拟计算的炉内最高温度、炉膛出口温度和炉膛出口NOx。由表可知，“瘦长型”与“粗短型”锅炉模拟计算的炉内最高温度和炉膛出口烟温与原锅炉基本一致，相差在40 K以内。另外，优化得到的两种炉型的锅炉出口烟温均在1 273.15 K以下，从运行安全角度来看不会导致烟管和管板的连接处在热应力和机械应力的作用下产生管板裂纹。同时，“粗短型”锅炉NOx排放低于原锅炉，而“瘦长型”锅炉NOx排放要高于原锅炉，但数值上都比较接近。然而，炉膛出口烟温和炉内最高温度仅是出口截面和炉内某点的温度，无法完全代表炉内温度水平的变化，高原条件下“粗短型”与“瘦长型”炉膛的适用性仍有待进一步研究。

表2 不同炉膛结构模拟计算的炉内最高温度、炉膛出口温度和炉膛出口NOx

图6给出了不同炉膛结构沿轴线方向炉内平均温度分布。从图中可以看出，“瘦长型”锅炉炉内沿轴线方向平均温度分布的变化趋势和原锅炉保持一致，且炉膛前中部平均温度数值上表现出较好的吻合性。同时，由于炉膛前中部平均温度数值上几乎一致，压力降低导致炉内吸收系数降低，“瘦长型”炉膛烟气与壁面换热量降低，炉膛后部平均温度要高于原锅炉。但“瘦长型”炉膛长度增加，直径变小，辐射受热面增加且烟气流速增加，辐射和对流换热量均增加，导致炉膛出口烟温基本一致。另外，“瘦长型”锅炉炉内温度水平评价系数C1 400为0.75，而原锅炉炉内温度水平评价系数C1 400为0.67，侧面反映了“瘦长型”锅炉炉内温度水平与原锅炉较为接近。由图中也可以看出，“粗短型”锅炉炉膛出口烟温虽与原锅炉接近，但炉内温度水平评价系数C1 400为0，炉内温度水平远低于原锅炉。这主要是“粗短型”锅炉炉膛截面热负荷过低所致，但对该炉型锅炉而言提高炉膛截面热负荷时，将会导致炉膛出口烟温升高，影响锅炉运行的安全性。

图6 不同炉膛结构沿轴线方向炉内平均温度分布

本文采用数值模拟的方法研究风机选型对高原燃气锅炉炉内燃烧状况的影响，进一步结合热力计算方法开展炉膛结构优化研究，结论如下：

(1)风机不变时，炉膛前中部平均温度随海拔升高逐渐降低，而炉膛后部平均温度随海拔升高先升高后降低。

(2)风机修正后，炉内平均温度随海拔升高而升高。相同海拔条件下，风机修正后的炉内平均温度高于风机不变时。同时，风机不变与风机未修正时，炉内温度分布均与平原地区有较大差异。

(3)“瘦长型”锅炉的NOx排放略高于原锅炉，但炉内温度水平与原锅炉平原运行时较为接近。综合来看，“瘦长型”锅炉的高原运行性能优于原锅炉与“粗短型”锅炉。

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