王婉琳

（中國石化工程建設(shè)有限公司）

熱采技術(shù)可有效提高稠油油藏的采收率［1～3］，而注汽鍋爐是熱采技術(shù)中最核心的設(shè)備。 由于油田過熱注汽鍋爐工作時， 其爐膛內(nèi)溫度較高，對其內(nèi)部傳熱狀況進(jìn)行實際測量存在較大困難，要了解爐膛內(nèi)的流動、燃燒及傳熱過程等的細(xì)節(jié)問題，主要需借助數(shù)值計算分析。 筆者結(jié)合流動與燃燒的理論對過熱注氣鍋爐的爐膛輻射段進(jìn)行數(shù)值模擬研究，目的是獲得注氣鍋爐爐膛內(nèi)的流動、燃燒和傳熱過程的細(xì)節(jié)。 并通過對所得流場、溫度場、組分濃度的分析，為注汽鍋爐設(shè)計和改進(jìn)提出可行的措施，并提高鍋爐熱效率、實現(xiàn)安全運行。

為了獲得準(zhǔn)確的爐膛輻射段流動和傳熱特點，確定合理的數(shù)值方法十分必要。 由于鍋爐內(nèi)介質(zhì)流動與燃燒涉及到強旋流，建立相關(guān)的數(shù)學(xué)模型較為困難，研究難度較大。 目前，對燃燒流場的數(shù)值模擬基本都采用通用形式k-ε 湍流模型來封閉控制方程組，如孫保民和徐旭常對氣體湍流輸運模型采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε 方程模型， 對氣體的湍流燃燒模型則采用漩渦破碎模型［4］；劉貴蘇等運用k-ε 模型對WR 燃燒器進(jìn)行了數(shù)值計算， 得到了流場中軸向速度、湍流動能和湍流動能耗散率的分布情況［5］；申春梅在對鍋爐燃燒過程的數(shù)值模擬計算中，氣相湍流流動采用k-ε 模型，氣固兩相流動依據(jù)簡化的多流體模型處理［6］；章旋等針對切向燃燒鍋爐進(jìn)行冷態(tài)試驗?zāi)M，其數(shù)值模擬的湍流模型采用k-ε 模型［7］。 方立軍等采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε 模型對330 MW 四角切圓燃煤鍋爐的燃燒開展數(shù)值模擬研究，獲得合理的流場和溫度場分布［8］。

近年來，國內(nèi)外諸多學(xué)者在對燃燒器內(nèi)流場模型的研究過程中，進(jìn)行了很多嘗試，獲得了許多有益的結(jié)果。如曹小玲等應(yīng)用Realizable k-ε 對600 MW“W”型火焰鍋爐爐內(nèi)燃燒過程開展數(shù)值模擬研究，獲得燃燒過程的流場和溫度梯度的變化特點［9］；劉愷和由長福為克服標(biāo)準(zhǔn)k-ε 湍流模型無法真實描述強旋流、 各向異性湍流的弊端，應(yīng)用了考慮氣流旋轉(zhuǎn)的RNG k-ε 湍流模型，得到與試驗結(jié)論相符的爐膛內(nèi)縱切面速度分布特點［10］；胡好生等研究了k-ε-g 湍流燃燒模型中各模型系數(shù)的變化影響規(guī)律，與實驗結(jié)合并確定其計算公式和合理的應(yīng)用范圍，認(rèn)為湍流燃燒模型必須考慮濃度脈動值的影響， 從而提高k-ε-g 模擬對工程燃燒問題的可靠性［11］。 呂偉為等應(yīng)用RNG k-ε 湍流模型研究了過量空氣系數(shù)對鍋爐燃燒過程影響的數(shù)值模擬，也獲得滿意結(jié)果［12］。

從以上分析來看，目前對燃燒的數(shù)值模擬的湍流模型主要圍繞標(biāo)準(zhǔn)的k-ε 模型和RNG k-ε模型的模擬計算，根據(jù)流體流動特點確定湍流模型是開展數(shù)值研究的關(guān)鍵。

1 數(shù)學(xué)模型與幾何模型

應(yīng)用Fluent 軟件對注汽鍋爐爐膛輻射段進(jìn)行模擬研究。 爐內(nèi)氣相湍流流動采用RNG k-ε模型［12，13］；采用隨機軌道模型模擬重油液滴顆粒的運動過程［13］，爐膛內(nèi)輻射過程的描述使用P-1 輻射模型［12～14］。

注汽鍋爐爐膛輻射段數(shù)值模擬的幾何模型包括燃燒器、圓柱形燃燒室、過渡段和輻射爐管外壁。 所建立的輻射段結(jié)構(gòu)幾何模型如圖1 所示，圖中給出了3 個坐標(biāo)軸（x，y，z）方向。 圓柱形燃燒室直徑3 078 mm，長度13 300 mm。 爐管沿圓柱形燃燒室側(cè)壁呈蛇形排布， 爐管直徑×壁厚為89 mm×13 mm，其中長13 365 mm 的2 根，長12 590 mm 的62 根（總長807 310 mm）。

圖1 注汽鍋爐輻射段結(jié)構(gòu)及模型圖

采用分塊法和局部加密的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù)，將爐膛分為燃燒器和輻射室兩部分。 不包含燃燒器時網(wǎng)格數(shù)量在420 萬左右，包含燃燒器時網(wǎng)格數(shù)量在740 萬左右。 經(jīng)網(wǎng)格質(zhì)量檢驗，所產(chǎn)生的網(wǎng)格的扭曲率均小于0.9，可滿足Fluent對注汽鍋爐爐膛輻射傳熱流場的計算分析。

2 邊界條件設(shè)置

將過熱注汽鍋爐燃燒器空氣入口的常溫常壓空氣簡化成O2和N2兩個組分， 即空氣入口的組分中O2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.231 5，N2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.768 5，其他組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0。 空氣入口處理為質(zhì)量入口條件，爐膛煙氣出口設(shè)定為壓力出口條件，則入、出口邊界見表1。

表1 輻射段入口、出口邊界

不同工況下燃料消耗量見表2。 由于重油經(jīng)過噴嘴霧化后噴入輻射段，因此燃油的入口采用離散相的邊界條件。 選取連續(xù)相和離散相間的耦合作用， 連續(xù)相每計算50 步進(jìn)行1 次離散相的計算。 假設(shè)重油霧化質(zhì)量良好，重油液滴直徑分布在40～80 μm 之間。 每種工況下由燃燒器霧化噴嘴噴入的重油分成3 個射流源，每個射流源代表不同特征顆粒直徑范圍內(nèi)的重油液滴的特性。

表2 不同工況下燃料消耗量

3 輻射傳熱特性分析

3.1 速度場分析

鍋爐爐膛內(nèi)煙氣流動所產(chǎn)生的速度場也是鍋爐爐內(nèi)傳輸熱量的重要指標(biāo)。 對表1 給出的各工況進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到了各工況下爐膛內(nèi)煙氣流動速度場分布，各工況下爐膛內(nèi)煙氣流動速度分布規(guī)律相似，均為沿爐膛的中心線形成一個圓柱形的高速區(qū)，從燃燒器的出口到爐膛的出口速度逐漸降低。 但隨著工況負(fù)荷增大，速度值有所增大。

圖2 給出了20 t/h 工況下，x=0 m 和y=0 m兩個截面的速度分布云圖，由圖可知，爐膛內(nèi)速度的最大值為55.6 m/s， 在爐膛前2/3 部分高速區(qū)的速度均在13.9 m/s 以上。 整個速度場基本沿中心軸線對稱，其中速度的最大值出現(xiàn)在穩(wěn)焰盤附近區(qū)域。 由于穩(wěn)焰盤的存在，在燃燒器的出口附近形成了兩個對稱低速區(qū)域。 在穩(wěn)焰盤中心和外部圓環(huán)空氣通道流出的空氣速度均在25.0 m/s以上，這兩個區(qū)域的出現(xiàn)為重油的穩(wěn)定燃燒提供了必備條件，有效防止了高速射流將重油的燃燒火焰吹熄。

圖2 20 t/h 爐膛內(nèi)速度分布云圖

由圖3 可以看出，在燃燒器的穩(wěn)焰盤附近流入的空氣速度開始增大，在穩(wěn)焰盤背風(fēng)面附近的區(qū)域由于穩(wěn)焰盤小孔的存在，空氣的流動處于雜亂狀態(tài)，這樣有利于油氣和空氣快速混合，有助于燃燒的進(jìn)行。 在燃燒器的出口附近存在兩個對稱的渦，有少量的高溫?zé)煔饣亓?，保證燃燒器的出口重油有較高的溫度，有利于重油的揮發(fā)和燃燒的穩(wěn)定。

圖4 所示為爐膛內(nèi)輻射段煙氣的流線，從圖中可以看出在爐膛的前部，高速射流和爐管之間的空間存在煙氣的旋流。 由于燃燒器出口的高速射流的卷吸作用，出現(xiàn)了高溫區(qū)的煙氣向爐膛前部運動的趨勢。 適量的煙氣回流可以保證前部爐膛的煙氣也有較高的溫度，使得爐膛內(nèi)的煙氣溫度分布趨于均勻。 但從模擬結(jié)果看，爐膛煙氣的循環(huán)速度較小，大約為2.78 m/s。 回流速度偏小，造成爐膛前部的煙氣溫度較低，這對爐膛的換熱不利。

圖4 爐膛內(nèi)煙氣的流線圖

為了方便說明問題，從爐膛燃燒器出口開始，分別在距出口位置（z 軸方向）1、3、6、8、10 m處取直線，得到軸向（火焰方向）速度在不同直線處的分布曲線。 圖5 給出了23 t/h 工況下的爐膛各截面速度分布，從圖5 可以看出，z=1 m處的速度分布曲線在中間的部位有3 個波峰，中間的波峰在爐膛的中心線處，兩邊的波峰位置關(guān)于爐膛的中心線對稱且峰值相等。 兩側(cè)波峰的速度均大于中間波峰的速度。 z=3 m 處的速度分布曲線在爐膛的中心出現(xiàn)兩個波峰，z=6 m 處的速度分布曲線僅在爐膛的中心出現(xiàn)一個波峰， 在z=8 m、z=10 m 處的速度分布曲線很平緩，接近于一條直線，速度值在2.5 ～5.0 m/s 之間。 從1、3、6 m 處的速度曲線可以看出， 其高速區(qū)均在爐膛半徑0.8 m 的范圍內(nèi)，在爐膛半徑0.8 m 外的區(qū)域速度均很小而且在接近壁面區(qū)均為負(fù)值。 這說明在空氣的高速射流區(qū)主要在爐膛前半部分離中心軸線0.8 m半徑內(nèi)的區(qū)域，受高速射流的影響前半部分的爐膛在半徑0.8 m 外的區(qū)域存在高穩(wěn)煙氣的回流區(qū)。 在爐膛的后半部分的區(qū)域基本不受空氣射流的影響，軸向速度分布均勻，均為正值。各截面的速度分布曲線均關(guān)于爐膛的中心軸線對稱。

圖5 23 t/h 工況下的爐膛各截面速度分布曲線

3.2 溫度場分析

各工況下溫度場分布規(guī)律相似，溫度場在圓柱形爐膛內(nèi)的分布沿軸線對稱分布，爐膛前部的溫度要小于后部的溫度。 在爐膛出口處溫度分布趨于均勻， 高溫區(qū)域主要集中在爐膛的中后部。這說明在爐膛的中后部其傳熱過程最強烈。 圖6給出了20 t/h 爐膛內(nèi)溫度分布云圖，從圖中還可以看出溫度分布在整個爐膛內(nèi)并不均勻，高溫區(qū)主要集中在爐膛的后2/3 部分， 在前1/3 部分大部分區(qū)域溫度較低。溫度的最大值為1 970 ℃，位于燃燒器出口附近的位置。 在前1/3 部分的高溫區(qū)以外的部分溫度處于462～562 ℃之間，在爐膛的中后部靠近爐管的區(qū)域溫度大約在863～1 060℃之間。 由此分析在爐膛的主要換熱區(qū)域在爐膛的后2/3 部分。

圖6 20 t/h 爐膛內(nèi)溫度分布云圖

爐管的外壁面溫度分布云圖如圖7 所示，汽化點之前的爐管溫度沿入口到出口的順序逐漸升高， 由于管內(nèi)的介質(zhì)在入口處最低為179 ℃。所以此處爐管的溫度最低，約190 ℃。 在汽化點以后的爐管溫度均較高， 且溫度的變化值很小，在爐膛2/3 附近的爐管其管壁溫度最高， 這與火焰形狀和煙氣溫度分布相關(guān)。 爐膛前部的爐管溫度要低于爐膛后部爐管的溫度，最大差值約23 ℃。

圖7 20 t/h 爐膛內(nèi)爐管外壁面溫度分布云圖

圖8 給出了23 t/h 工況下的爐膛z軸方向1、3、6、8、10 m 處溫度分布曲線，由圖可知，1、3、6 m處的溫度分布均呈雙波峰的特點，隨著距離燃燒器出口距離的增大，波峰位置逐漸向遠(yuǎn)離爐膛中心線的方向移動，波峰和波谷之間的溫度差值逐漸減小。 到8 m 和10 m 處，溫度分布逐漸趨于均勻。 由于1 m 截面離燃燒器最近，所以溫度分布受到低溫空氣的影響， 在爐膛中心線半徑0.30～0.65 m 之間的范圍內(nèi)存在溫度較低的波谷。 在爐管的附近的溫度曲線值均低與爐膛主體煙氣的溫度。

圖8 23 t/h 工況下的爐膛各截面溫度分布曲線

通過與速度分布曲線比較，可以發(fā)現(xiàn)煙氣的速度曲線的波谷位置基本與溫度曲線波峰位置吻合。 這說明燃燒過程主要發(fā)生在一次風(fēng)和二次風(fēng)的高速射流之間的低速區(qū)，此低速區(qū)存在油氣和空氣的交界面，在交界面附近強烈混合燃燒產(chǎn)生高溫?zé)煔狻?/p>

為了對比分析同一根爐管的向火面和背火面的溫度分布情況，圖9 給出了頂部的同根爐管向火面和背火面的溫度分布曲線， 由圖可知，頂部爐管的向火面和背火面的溫度在爐膛的前1/3部分基本相同， 在后2/3 部分向火面的溫度要顯著高于背火面的溫度，在熱流密度最大的位置差值最大，向火面的溫度要高于背火面6～8 ℃。

圖9 頂部爐管向火面和背火面的溫度分布曲線

圖10 給出了爐膛的兩個側(cè)面、底部和頂部4個典型爐管上的熱流密度分布曲線， 由圖可知，爐管最高溫度與傳遞熱流密度最大值的位置基本相同。 底部爐管的最大的熱流密度的絕對值要高于其他位置的爐管。 爐膛前部的爐管的熱流密度較小，在爐膛的后半部分爐管的熱流密度的絕對值均很大，最大值出現(xiàn)在7～9 m 的范圍內(nèi)。

圖10 23 t/h 工況下爐管熱流密度分布曲線

綜上所述，在7～9 m 的范圍內(nèi)爐管的溫度值最大，熱流密度最大，爐管的向火面和背火面的溫差最大，所以這個區(qū)域最容易發(fā)生傳熱惡化。

3.3 爐膛煙氣的吸收系數(shù)分布

爐膛中煙氣的熱輻射計算中， 煙氣的吸收系數(shù)采用了Wsggm-domain-based 模型進(jìn)行計算。 模擬得到的煙氣吸收系數(shù)的分布云圖如圖11 所示，在爐膛軸線靠近燃燒器出口的區(qū)域煙氣的吸收系數(shù)最大，在爐膛出口附近煙氣的吸收系數(shù)也較大，此處的吸收系數(shù)大約為0.313。 爐膛的煙氣吸收系數(shù)在大部分區(qū)域內(nèi)都處于0.188～0.295， 這與重油燃燒中煙氣吸收系數(shù)的推薦值0.240 基本吻合。

圖11 爐膛的煙氣吸收系數(shù)分布云圖

3.4 爐膛內(nèi)煙氣的組分濃度分布

圖12 所示為重油在爐膛中的濃度分布云圖，可以看出重油主要集中在爐膛的中心軸線附近，在爐膛內(nèi)呈細(xì)長形狀分布。 重油濃度最高的部位位于燃燒器出口的爐膛軸線附近，重油在爐膛軸線的濃度沿從爐膛的入口到出口的方向逐漸減少，在爐膛2/3 處濃度幾乎為零。

圖12 爐膛中重油的濃度分布云圖

由圖13 所示的爐膛中O2的濃度分布云圖可以看出， 在燃燒器空氣的入口部位O2的濃度最高， 在爐膛中心軸線和爐膛煙氣出口位置，O2的濃度幾乎為零。 在爐膛前2/3 部分的可燃油氣和助燃O2的交界面上進(jìn)行混合燃燒反應(yīng)， 所以在爐膛的中心軸線附近主要存在可燃油氣和燃燒產(chǎn)物，助燃物的濃度幾乎為零。 由于空氣的過量系數(shù)取為1.1， 燃燒反應(yīng)完全有少量O2剩余，因此在爐膛的出口O2的濃度很小。 在爐膛的前半部分空間O2的濃度較高， 在爐膛的后半部分空間隨著燃燒反應(yīng)的進(jìn)行O2的濃度逐漸降低到接近于零的值。

圖13 爐膛中O2 的濃度分布云圖

用CO2的濃度分布近似反應(yīng)燃燒產(chǎn)物的濃度分布，由圖14 可知燃燒產(chǎn)物在燃料和O2的交界面上生成，此處的CO2濃度也較高，從爐膛的入口到出口隨著燃燒反應(yīng)的進(jìn)行煙氣中燃燒產(chǎn)物的濃度逐漸升高， 在爐膛的后1/3 空間達(dá)到最大值。

圖14 爐膛中CO2 的濃度分布云圖

4 結(jié)論

4.1 建立了注汽鍋爐爐膛輻射段數(shù)值分析方法，爐內(nèi)氣相湍流流動采用RNG k-ε模型、重油液滴顆粒的運動過程采用隨機軌道模型模擬、確定了P-1 模型為燃燒的輻射模型。

4.2 爐膛的前部存在煙氣的回流區(qū)，回流作用可以將部分爐膛后部的高溫?zé)煔鈳У角安俊?可提高爐膛前部的煙氣溫度，使煙氣在整個爐膛范圍內(nèi)分布更加均勻，有利于提高爐膛的換熱效率。 但回流煙氣的流速較小，造成注氣鍋爐前部的煙氣溫度依然較低，使鍋爐前部的換熱能力降低。

4.3 速度場沿中心軸線近似對稱分布，其中速度的最大值出現(xiàn)在穩(wěn)焰盤附近的區(qū)域，由于穩(wěn)焰盤的存在，在燃燒器的出口附近形成了對稱的環(huán)形低速區(qū)域。 20 t/h 工況下， 速度的最大值約為55.6 m/s，在爐膛前2/3 部分，高速區(qū)的速度均在13.9 m/s 以上。

4.4 溫度場在圓柱形爐膛內(nèi)的分布沿軸線呈近對稱分布，高溫區(qū)主要集中在爐膛的后2/3 部分，在前1/3 部分大部分區(qū)域溫度較低。 可見在爐膛前1/3 部分的換熱效果要差于后2/3 部分的。

4.5 不同工況下的爐管的最高溫度點均為在爐管的向火面， 爐管的向火面溫度高于背火面溫度，二者溫差約6～8 ℃，隨著負(fù)荷增大向火面溫度值略有增大，最大溫度點的位置在7～9 m 的區(qū)間范圍內(nèi)。

4.6 獲得了煙氣分布系數(shù)和煙氣組分濃度分布特點，煙氣分布系數(shù)計算值與理論推薦系數(shù)基本吻合。 由于重油的燃燒使得爐膛的出口O2的濃度很小，而CO2濃度較高。