燃用準(zhǔn)東煤鍋爐水冷壁沾污系數(shù)流固耦合模擬

康志忠， 丁 先

(華北電力大學(xué) 能源動力與機械工程學(xué)院，北京 102206)

符號說明：

q——受熱面換熱量，kg/m3

Thy——爐膛火焰平均溫度，K

αb——受熱面吸收率

ζ——沾污系數(shù)

ρs——灰渣密度，kg/m3

λs——灰渣導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)

T——對應(yīng)邊界上的固體區(qū)域溫度，K

x、y、z——空間直角坐標(biāo)系中的3個方向

Jhy——爐膛火焰有效輻射，W/m2

ab——受熱面黑度

σ0——斯忒藩-玻爾茲曼常數(shù)，為5.67×10-11kW/(m2·K4)

α——熱擴散系數(shù)，m2/s

cs——灰渣比熱容，J/(kg·K)

h1——水冷壁與工質(zhì)間傳熱系數(shù)，W/(m2·K)

h2——保溫層外表面與環(huán)境間傳熱系數(shù)，W/(m2·K)

n——對應(yīng)固體邊界法線方向

Jb——受熱面有效輻射，W/m2

a1——爐膛黑度

Eb——相同溫度下黑體的輻射強度，W/m2

Tg——工質(zhì)溫度，K

λe——渣層有效導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)

Tk——環(huán)境溫度，K

φ——渣層中煙氣體積分?jǐn)?shù),%

X——結(jié)渣厚度，mm

λ——水冷壁傳熱系數(shù)，W/(m·K)

燃煤鍋爐在運行時，受熱面結(jié)渣的危害較大，最直接的影響就是阻礙工質(zhì)吸熱，工質(zhì)受熱不均勻，降低了鍋爐效率[1]。在鍋爐設(shè)計計算時，沾污系數(shù)的取值至關(guān)重要，其值會影響爐膛出口煙溫，進而影響爐膛的結(jié)構(gòu)設(shè)計。但大多數(shù)研究都是根據(jù)煤階和燃煤方式來判斷沾污系數(shù)，沒有具體的理論依據(jù)支撐。因此，給出具體的沾污系數(shù)選擇方法和理論依據(jù)是保證鍋爐設(shè)計計算結(jié)果與實際運行情況相符的前提條件。

沾污系數(shù)主要取決于水冷壁受熱面的沾污程度。而對于燃用準(zhǔn)東煤這類結(jié)渣非常嚴(yán)重的鍋爐，爐膛全部被渣層覆蓋，并且水冷壁上無大塊固態(tài)渣，但灰渣卻呈熔融狀態(tài)順著水冷壁流至灰斗，嚴(yán)重影響了鍋爐的安全運行[2-4]。造成結(jié)渣現(xiàn)象嚴(yán)重的一個重要因素是準(zhǔn)東煤中富含鈉[5]，其結(jié)渣成分以SiO2、CaSO4和NaAlSiO4、NaAlSi2O6等硅鋁酸鹽為主[6]。

筆者針對某燃用準(zhǔn)東煤發(fā)電廠的超臨界鍋爐膜式水冷壁，通過改變結(jié)渣厚度，模擬各工況下沾污系數(shù)與結(jié)渣厚度間的關(guān)系，并擬合出二者的關(guān)系式。

1 研究方法

在鍋爐熱力計算中，為了避免爐膛火焰溫度的不均勻性造成計算困難，將其簡化為爐膛火焰平均溫度Thy，火焰輻射按爐膛火焰平均溫度考慮。根據(jù)灰體有效輻射的概念，爐膛壁面的有效輻射為壁面本身的輻射加上對爐膛火焰有效輻射的反射，即

q=Jhy-Jb

(1)

Jb=abEb+(1-αb)Jhy

(2)

(3)

當(dāng)受熱面潔凈時，受熱面溫度Tb不高，且受熱面黑度ab接近1，受熱面有效輻射Jb比爐膛火焰有效輻射Jhy小得多，可忽略。但在鍋爐實際運行時受熱面存在污染，外壁積有渣層，換熱能力減弱，受熱面溫度升高，忽略Jb后會造成誤差，即需要用表征受熱面輻射能力的沾污系數(shù)ζ進行修正，沾污系數(shù)越大，污染越輕[7]。

(4)

與現(xiàn)有文獻[8]中模擬方法不同，筆者考慮了工質(zhì)流動對水冷壁換熱的影響，并采用Fluent軟件進行數(shù)值模擬，通過調(diào)節(jié)水冷壁入口工質(zhì)狀態(tài)、爐膛火焰平均溫度和結(jié)渣厚度來模擬不同工況下水冷壁的溫度場，并通過計算得到水冷壁的沾污系數(shù)。另外，通過擬合得到不同工況下沾污系數(shù)與結(jié)渣厚度的關(guān)系式。

2 計算模型

2.1 物理模型

所采用的數(shù)值模擬物理模型是在某電廠膜式水冷壁的基礎(chǔ)上進行了簡化，如圖1所示。水冷壁內(nèi)徑為32 mm，外徑為44 mm，鰭端厚度和鰭根厚度均為6.4 mm，保溫層厚度為152 mm，結(jié)渣厚度為0～90 mm，節(jié)距為104 mm，模型高度為100 mm。利用ICEM對模型進行網(wǎng)格劃分，圖2給出了結(jié)渣厚度為50 mm時的網(wǎng)格。

圖1 物理模型截面示意圖

圖2 結(jié)渣厚度為50 mm時的網(wǎng)格

2.2 材料屬性

為使計算得到的沾污系數(shù)更接近于真實值，水冷壁處渣層的有效導(dǎo)熱系數(shù)的選取尤為重要。根據(jù)全燒準(zhǔn)東煤鍋爐水冷壁處渣層成分[2](見表1)，在不考慮渣層中存在煙氣的情況下，根據(jù)文獻[9]中的計算方法計算灰渣的導(dǎo)熱系數(shù)。

λs=αρscs

(5)

(6)

cs=x1c1+x2c2+x3c3+…

(7)

其中，α取4.5×10-7，根據(jù)灰渣中各成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)計算灰渣密度，根據(jù)灰渣中各成分的比熱容ci和摩爾分?jǐn)?shù)xi計算灰渣比熱容。

表1 全燒準(zhǔn)東煤鍋爐水冷壁處的渣層成分

但考慮到渣層氣泡中煙氣對渣層有效導(dǎo)熱系數(shù)的影響，根據(jù)準(zhǔn)東煤成分分析(見表2)計算出煙氣成分[7]。再根據(jù)文獻[10]中的方法計算出煙氣的導(dǎo)熱系數(shù)，其值為8.9×10-3W/(m·K)。最后選取Maxwell-Eucken模型[11]計算含有煙氣氣泡渣層的有效導(dǎo)熱系數(shù)，見式(8)，其中λc為連續(xù)相導(dǎo)熱系數(shù)，取灰渣導(dǎo)熱系數(shù)λs；λd為離散相導(dǎo)熱系數(shù)，取煙氣導(dǎo)熱系數(shù)。

(8)

考慮到煙氣體積分?jǐn)?shù)φ從0增大到10%時，渣層有效導(dǎo)熱系數(shù)從1.376 W/(m·K)減小到1.181 W/(m·K)，變化幅度較小，本文選取φ為5%時對應(yīng)的渣層有效導(dǎo)熱系數(shù)λe為1.276 W/(m·K)。

表2 準(zhǔn)東煤煤質(zhì)特性

保溫層材料選用硅酸鋁纖維氈，水冷壁材料為15CrMo，工質(zhì)選取26 MPa下433 K、653 K和713 K的水，工質(zhì)熱力學(xué)參數(shù)通過IAPWS-IF97[12]計算。模擬中主要材料的物性參數(shù)見表3。

表3 各材料物性參數(shù)

2.3 邊界條件

鍋爐中膜式水冷壁的管子和鰭片是主要受熱面，其主要受熱方式為爐內(nèi)高溫火焰的輻射加熱，然后通過管壁的導(dǎo)熱將熱量以對流換熱的方式傳遞給管內(nèi)工質(zhì)。根據(jù)文獻[13]～文獻[15]，引入以下合理假設(shè)：

(1) 水冷壁管壁內(nèi)沿高度方向的導(dǎo)熱很少，可以忽略不計，因此工質(zhì)熱力學(xué)性質(zhì)取入口狀態(tài)下工質(zhì)的參數(shù);

(2) 由于鍋爐在啟動、停運和變負(fù)荷運行時的溫度隨時間的變化率很慢，水冷壁溫度場變化率也足夠緩慢，所以可將水冷壁管壁和鰭片中的導(dǎo)熱視為穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱;

(3) 不考慮管內(nèi)工質(zhì)與管內(nèi)壁之間傳熱系數(shù)沿周向分布的不均勻性，任一截面的管內(nèi)壁與工質(zhì)間的對流傳熱系數(shù)和工質(zhì)溫度都看成是沿管內(nèi)周向均勻分布，并在某一個工況下穩(wěn)定不變;

(4) 渣層受熱面AB受到均勻輻射加熱，且角系數(shù)一定;

(5) 膜式水冷壁的金屬材料和保溫材料是均勻的、各向同性的，只考慮其導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度的變化而變化;

(6) 圓管與鰭片連接處的接觸熱阻忽略不計；

(7) 對其中流體區(qū)域進行穩(wěn)態(tài)求解，得出耦合邊界上的局部熱流密度和溫度梯度，作為固體區(qū)域的邊界條件。

基于以上假設(shè)，可以給出計算域橫截面上的導(dǎo)熱微分方程式：

(9)

流動邊界條件：工質(zhì)入口壓力為26 MPa，3個工況的入口溫度取433 K、653 K和713 K。

溫度邊界條件：3個工況受熱面受到爐膛火焰平均溫度Thy為1 500 K、1 700 K和1 900 K的輻射加熱，保溫層外表面與環(huán)境間傳熱系數(shù)h2取11.63 W/(m2·K)，環(huán)境溫度Tk取298 K，其他固體邊界設(shè)為絕熱。

通過改變爐膛火焰平均溫度Thy來預(yù)測鍋爐實際運行中不同負(fù)荷時結(jié)渣厚度對沾污系數(shù)的影響，通過改變工質(zhì)溫度Tg來預(yù)測水冷壁不同高度位置沾污系數(shù)的變化情況。

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 沾污系數(shù)

圖3給出了不同工質(zhì)溫度下沾污系數(shù)ζ與結(jié)渣厚度X的關(guān)系，圖4給出了不同爐膛火焰平均溫度下沾污系數(shù)ζ與結(jié)渣厚度X的關(guān)系。

通過模擬獲得各工況下X=0、10 mm、30 mm、50 mm、70 mm和90 mm 6種結(jié)渣厚度下的沾污系數(shù)，利用Origin軟件進行形如ζ=y0exp(-X/C)+b的一元指數(shù)回歸擬合，擬合優(yōu)度較好，確定系數(shù)R2均大于0.95。各工況下控制擬合曲線方程的偏移量b、振幅y0和衰變常數(shù)C等參數(shù)見表4。在鍋爐實際運行中，這些參數(shù)與鍋爐負(fù)荷、水冷壁沿爐膛高度位置等工況條件有關(guān)，因此在爐膛設(shè)計計算時，可以根據(jù)負(fù)荷和爐膛高度，給定結(jié)渣厚度即可求出該區(qū)域的沾污系數(shù)。

3.1.1 渣層厚度對沾污系數(shù)的影響

由圖3可以看出，隨結(jié)渣厚度X的增大，沾污系數(shù)ζ減小，這是因為結(jié)渣增加，傳熱熱阻增大，工質(zhì)吸熱量減少。當(dāng)結(jié)渣厚度從10 mm增大到30 mm時，沾污系數(shù)減小了約50%。結(jié)渣厚度在30～50 mm時，各工況均出現(xiàn)沾污系數(shù)減小緩慢的現(xiàn)象，其原因可能是結(jié)渣厚度在此范圍內(nèi)時，一方面渣層增大傳熱熱阻，水冷壁溫度有所降低，另一方面水冷壁溫度變化造成工質(zhì)溫度邊界層厚度減小，工質(zhì)與水冷壁的對流換熱量在此段結(jié)渣厚度的減小量較小。當(dāng)結(jié)渣厚度大于50 mm時，沾污系數(shù)隨結(jié)渣厚度增大而減小的幅度再次變大，其原因可能是水冷壁溫度過低，工質(zhì)與水冷壁間的溫差減小，造成工質(zhì)與水冷壁間的換熱動力減小。

(a) Thy=1 500 K

(b) Thy=1 700 K

(c) Thy=1 900 K

Fig.3 Contamination factor vs. slagging thickness at different working medium temperatures

3.1.2 工質(zhì)溫度對沾污系數(shù)的影響

由圖3還可以看出，在保證爐膛火焰平均溫度不變時，相同結(jié)渣厚度下，隨著工質(zhì)溫度的升高，沾污系數(shù)減小，這主要是由于水冷壁與工質(zhì)間的溫差減小，換熱量減小造成的。

工質(zhì)溫度從433 K升高到653 K時沾污系數(shù)減小比較明顯，工質(zhì)溫度從653 K升高到713 K時沾污系數(shù)變化較小，這主要與工質(zhì)在水冷壁中的狀態(tài)有關(guān)，說明氣態(tài)工質(zhì)在水冷壁中流動時，由于氣態(tài)擾動性比液態(tài)好，隨著工質(zhì)吸熱升溫，沾污系數(shù)變化較小，同時也說明對于燃用準(zhǔn)東煤這類渣層呈熔融態(tài)平鋪于水冷壁上的鍋爐，水冷壁在不同爐膛高度的渣層厚度差異較小，但對應(yīng)的沾污系數(shù)卻存在較大差異，在工質(zhì)汽化前沾污系數(shù)隨爐膛高度增大而減小，汽化后沾污系數(shù)隨爐膛高度增大變化較小。

(a) Tg=433 K

(b) Tg=653 K

(c) Tg=713 K

參數(shù)Thy/K1 5001 7001 900Tg/K433653713433653713433653713y00.8110.5290.4830.5310.4560.4260.4490.4210.401C103.22848.12741.20944.07932.94530.53128.85922.44820.727b-0.1870.0530.0740.0560.0800.0830.0830.0870.087R20.952 070.959 810.963 810.959 750.971 720.968 060.970 070.969 680.967 82

3.1.3 爐膛火焰平均溫度對沾污系數(shù)的影響

由圖4可知，在保證工質(zhì)溫度不變時，相同結(jié)渣厚度下，沾污系數(shù)隨著爐膛火焰平均溫度的升高而減小，這是因為受熱面受熱方式為輻射加熱，而工質(zhì)受熱方式主要是對流換熱，當(dāng)爐膛火焰平均溫度減小時，輻射到受熱面的熱量相對工質(zhì)吸收的熱量減小量較大。因此在鍋爐實際運行中，適當(dāng)降低鍋爐負(fù)荷可以增大鍋爐燃煤利用率，這一點在文獻[16]中得到論證。

3.2 溫度場

圖5給出了各工況在模型高度為50 mm處的截面溫度場。由于水冷壁受熱面受到的爐內(nèi)輻射熱流是均勻分布的，管內(nèi)工質(zhì)與水冷壁間的對流傳熱系數(shù)和工質(zhì)溫度也可以看作為沿中心線上下對稱分布，所以得到的溫度場分布上下對稱。

由圖5可知，不同工況下在水冷壁表面潔凈時，溫度最高的點是向火側(cè)鰭片端點，但溫度最高值與爐膛火焰平均溫度差距較大，這是因為水冷壁導(dǎo)熱能力強和工質(zhì)吸熱；在結(jié)渣時，高溫區(qū)域出現(xiàn)在沾污表面，且隨著結(jié)渣厚度的增大，高溫區(qū)域增大，溫度最高值與爐膛火焰平均溫度幾乎一致，這是因為渣層導(dǎo)熱能力較差，阻礙了工質(zhì)吸熱。渣層表面向爐膛的輻射熱量隨渣層表面溫度呈指數(shù)增長，既而導(dǎo)致水冷壁溫度急劇下降，工質(zhì)換熱量和沾污系數(shù)減小。由圖5還可知，在保證爐膛火焰平均溫度不變時，各工況下保溫層的低溫區(qū)域隨結(jié)渣厚度的增大而增大，進一步說明結(jié)渣影響工質(zhì)吸熱升溫。

4 結(jié) 論

(1) 通過模擬得到了各工況下水冷壁沾污系數(shù)隨結(jié)渣厚度變化的擬合公式，可為鍋爐設(shè)計計算時不同工況下沾污系數(shù)的選取提供參考。

(2) 各工況下沾污系數(shù)與結(jié)渣厚度呈指數(shù)函數(shù)關(guān)系。結(jié)渣厚度從10 mm增大到30 mm時，沾污系數(shù)減小了約50%。

(3) 各工況下結(jié)渣厚度在30～50 mm時，沾污系數(shù)變化較小。從穩(wěn)定運行角度考慮，容易結(jié)渣的鍋爐在運行時建議及時吹灰打渣，控制其結(jié)渣厚度在30～50 mm。

Fig.5 Cross-section temperature profiles at 50 mm height under different conditions

(4) 在結(jié)渣厚度一定時，隨爐膛火焰平均溫度的升高，沾污系數(shù)明顯減小。對結(jié)渣較嚴(yán)重的鍋爐，在其運行時建議適當(dāng)降低爐膛溫度。

(5) 在結(jié)渣厚度一定時，在工質(zhì)汽化前沾污系數(shù)沿爐膛高度增大而有所減小，要重視對爐膛上部區(qū)域的沾污防控。