高硫煤四角切圓鍋爐貼壁風(fēng)傾角對(duì)水冷壁 高溫腐蝕影響研究

范寶田，嚴(yán)禎榮，胡玉龍

（1.上海工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院，上海 201620； 2.內(nèi)蒙古自治區(qū)特種設(shè)備檢驗(yàn)研究院，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010000）

隨著國內(nèi)對(duì)鍋爐燃燒污染物排放控制的要求，基于深度方向的低氮燃燒[1-2]改造技術(shù)得到廣泛的應(yīng)用，特別是大型電站鍋爐。但經(jīng)低氮燃燒改造后，在鍋爐近壁面處O2體積分?jǐn)?shù)減少，CO體積分?jǐn)?shù)增加，還原性氣氛增強(qiáng)，形成大量腐蝕性氣體H2S，造成水冷壁的高溫腐蝕，并在一定程度上制約了低氮燃燒技術(shù)的應(yīng)用。目前，對(duì)鍋爐水冷壁高溫腐蝕通常采取以下2種措施：一種是在鍋爐的水冷壁面增加防腐蝕性材料，但這種方法對(duì)于材料的要求較高且不能從根本上解決問題；另一種是采用貼壁風(fēng)技術(shù)，即針對(duì)水冷壁的腐蝕部位增加沿著墻面方向的貼壁風(fēng)量，形成氧化氣氛并減少水冷壁的腐蝕問題。萬中平等[3]分析了四組貼壁風(fēng)技術(shù)對(duì)300 MW四角切圓鍋爐高溫腐蝕的影響，在貼壁風(fēng)逐漸增加的方案中對(duì)預(yù)防水冷壁高溫腐蝕的效果最好；在此基礎(chǔ)上，杜智華等[4]研究了2層/8只的貼壁風(fēng)技術(shù)方案，結(jié)果表明：增加貼壁風(fēng)技術(shù)使上層燃燒器和還原區(qū)域的貼壁O2體積分?jǐn)?shù)增加、CO和H2S體積分?jǐn)?shù)減小，從原理上控制了水冷壁的高溫腐蝕問題；Pei Jianjun等[5-6]在一臺(tái)600 MW切向燃燒鍋爐中，采用數(shù)值模擬方法，研究了貼壁風(fēng)的速度和切向圓的方向?qū)﹀仩t水冷壁高溫腐蝕的影響。結(jié)果表明：當(dāng)貼壁風(fēng)速為40 m/s且貼壁風(fēng)噴射方向?yàn)槟鏁r(shí)針時(shí)，爐膛水冷壁煙氣平均溫度降低約600 K，CO體積分?jǐn)?shù)降低約0.03，能較好地解決鍋爐水冷壁高溫腐蝕的問題；文獻(xiàn)[7-10]采用實(shí)驗(yàn)的方法，在一臺(tái)300 MW機(jī)組鍋爐中，截取了一段腐蝕的水冷壁管，系統(tǒng)地分析了鍋爐腐蝕的原因；Ma Honghe 等[11-12]開發(fā)了貼壁風(fēng)聯(lián)合空氣分級(jí)燃燒技術(shù)，在貼壁風(fēng)比分別為0.100、0.075、0.050和0.025時(shí)，能夠解決鍋爐水冷壁的高溫腐蝕、結(jié)渣問題；文獻(xiàn)[13-15]綜述了高硫煙煤中硫組分的反應(yīng)機(jī)理，為控制H2S的形成和防止高溫腐蝕提供理論依據(jù)。

綜上所述，許多學(xué)者都研究了貼壁風(fēng)技術(shù)對(duì)水冷壁高溫腐蝕的影響，證明了貼壁風(fēng)技術(shù)對(duì)抑制水冷壁的高溫腐蝕是有效的。然而，貼壁風(fēng)的傾角是影響水冷壁高溫腐蝕的另一個(gè)重要因素，迄今為止對(duì)其降低水冷壁腐蝕影響方面的研究較少。本文采用Fluent軟件，對(duì)某700 MW機(jī)組切圓鍋爐進(jìn)行數(shù)值模擬，分析增加貼壁風(fēng)量和貼壁風(fēng)傾角對(duì)近壁附近還原性氣氛和燃燒的影響，為通過低氮燃燒改造產(chǎn)生的水冷壁面高溫腐蝕問題提供解決措施。

1 鍋爐概況

某電廠700 MW機(jī)組四角切圓鍋爐為日本引進(jìn)的MB-FRR型亞臨界壓力一次中間再熱強(qiáng)制控制循環(huán)汽包爐，采用單爐膛、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼架全懸吊結(jié)構(gòu)、Π型布置、正壓直吹式制粉系統(tǒng)。鍋爐高度56.70 m，寬度21.46 m，深度18.61 m，假想切圓直徑為1.50 m。鍋爐燃燒器為日本三菱設(shè)計(jì)的M-PM燃燒器，具體布置如圖1所示。

圖1 鍋爐燃燒器布置 Fig.1 Arrangement of burners in the boiler

2 物理模型和網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，將鍋爐分成冷灰斗、燃燒器和燃燒器上部區(qū)域進(jìn)行劃分，燃燒器區(qū)域網(wǎng)格根據(jù)偽擴(kuò)散系數(shù)表達(dá)式(1)，煤粉的射流方向與網(wǎng)格線的夾角應(yīng)盡可能小，降低偽擴(kuò)散因數(shù)的影響，并根據(jù)此原理對(duì)燃燒器區(qū)域適當(dāng)加密，以準(zhǔn)確模擬此區(qū)域物理量大梯度特性。偽擴(kuò)散系數(shù)表達(dá)式為：

式中：U為氣體絕對(duì)速度；θ為射流方向與網(wǎng)格線夾角。

采用網(wǎng)格獨(dú)立性檢測(cè)，對(duì)主燃區(qū)的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化，分別模擬了144萬、262萬和346萬的網(wǎng)格精度，結(jié)果見表1。由表1可見，從網(wǎng)格數(shù)量262萬到網(wǎng)格數(shù)量346萬計(jì)算過程中，增大網(wǎng)格對(duì)計(jì)算的結(jié)果影響較小，考慮到計(jì)算成本，選取262萬的網(wǎng)格精度。圖2為鍋爐爐膛三維網(wǎng)格和燃燒器區(qū)域橫截面網(wǎng)格示意。

圖2 三維網(wǎng)格和橫截面網(wǎng)格 Fig.2 The 3D mesh and cross section mesh

表1 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)結(jié)果 Tab.1 Grid independence test result

3 數(shù)學(xué)模型與計(jì)算工況

3.1 數(shù)學(xué)模型

采用P1法計(jì)算輻射傳熱；采用帶旋流修正的Realizablek-ε模型計(jì)算氣相湍流流動(dòng)；燃燒模型采用非預(yù)混燃燒中的概率密度PDF函數(shù)；采用雙方程平行反應(yīng)模型計(jì)算煤的熱解；焦炭燃燒采用動(dòng)力擴(kuò)散模型；煤粉顆粒流動(dòng)采用隨機(jī)軌道模型。采用后處理的方法計(jì)算NOx的生成，主要考慮燃料型和溫度型。計(jì)算迭代時(shí)，先進(jìn)行冷態(tài)計(jì)算獲得一定收斂程度的流場(chǎng)，然后再進(jìn)行熱態(tài)計(jì)算，直至收斂。離散方程的壓力速度耦合采用SIMPLE法求解，求解方程采用二階迎風(fēng)格式離散和低松弛因子，計(jì)算的收斂標(biāo)準(zhǔn)為能量方程和輻射傳熱殘差小于10-6，其余各項(xiàng)計(jì)算殘差小于10-3。

3.2 計(jì)算工況

該電廠改造工程中燃用煤含硫量比較高，燃燒過程中易引起鍋爐水冷壁面的高溫腐蝕，在進(jìn)行低氮燃燒改造時(shí)需要兼顧由于高溫腐蝕帶來的不利影響。鍋爐燃用煤的元素分析和工業(yè)分析見表2。煤粉顆粒粒徑服從Rosin-Rammler分布，平均粒徑為65 μm，分布指數(shù)為1.5。

表2 煤的元素分析和工業(yè)分析 Tab.2 The ultimate and proximate analysis of coal

該電廠對(duì)鍋爐進(jìn)行低氮燃燒改造后，在冷灰斗區(qū)域、主燃區(qū)域和還原區(qū)域近壁處出現(xiàn)了高溫腐蝕現(xiàn)象，為此結(jié)合鍋爐燃燒設(shè)備設(shè)計(jì)特點(diǎn)和水冷壁實(shí)際腐蝕情況，對(duì)該區(qū)域進(jìn)行改造。提出在主燃區(qū)域和燃盡區(qū)之間增加3層貼壁風(fēng)布置，貼壁風(fēng)布置于上層燃盡風(fēng)和下層分離燃盡風(fēng)四等分處，采用矩形噴口，水平距水冷壁側(cè)墻0.5 m左右，貼壁風(fēng)沿著與水冷壁壁面平行方式送入爐膛，并規(guī)定貼壁風(fēng)的射流方向與水平方向的夾角為貼壁風(fēng)的傾角（圖3）。風(fēng)源來自鍋爐一次風(fēng)系統(tǒng)。

圖3 貼壁風(fēng)入射角度示意 Fig.3 Schematic diagram of near-wall air angle

一次風(fēng)、二次風(fēng)、燃盡風(fēng)和貼壁風(fēng)采用質(zhì)量入口邊界條件，根據(jù)鍋爐實(shí)際運(yùn)行和設(shè)計(jì)參數(shù)給定入口質(zhì)量流量和溫度；出口采用壓力出口，壓力設(shè)為-20 Pa；壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面方程，無滑移邊界條件，給定壁面溫度和輻射率。本文主要研究未增加貼壁風(fēng)量、增加3層/12只貼壁風(fēng)量（初始傾角為0°）、貼壁風(fēng)傾角分別為30°、45°、60°和75°的計(jì)算工況下對(duì)爐膛壁面水冷壁區(qū)域腐蝕的影響，6個(gè)工況分別為工況0、工況1、工況2、工況3、工況4和工況5，其中工況0為初始工況，沒有增加貼壁風(fēng)量，與工況1相比，工況2—工況5僅改變了最下層貼壁風(fēng)的傾角。鍋爐的總煤粉量、風(fēng)溫以及入口質(zhì)量流量具體參數(shù)見表3。

表3 計(jì)算條件 Tab.3 Calculation conditions

4 模擬結(jié)果與分析

4.1 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模擬結(jié)果準(zhǔn)確性，對(duì)改造前工況部分參數(shù)進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)燃燒試驗(yàn)測(cè)量。在觀火側(cè)通過抽氣式熱電偶測(cè)量距離前墻水冷壁1.0 m，距離右墻3.0 m的8個(gè)不同標(biāo)高的煙氣溫度，并與圖4、圖5的數(shù)值計(jì)算結(jié)果分布云圖和數(shù)值分析圖進(jìn)行對(duì)比，可以看出數(shù)值計(jì)算結(jié)果與測(cè)量結(jié)果誤差在4%以內(nèi)。

圖4 鍋爐爐膛溫度云圖 Fig.4 Cloud map of temperature in the furnace

圖5 鍋爐爐膛溫度模擬值與測(cè)量值數(shù)值分析 Fig.5 Numerical analysis of simulated and measured temperature of boiler furnace

煙氣成分采用Rosemount NGA 2000-MLT5進(jìn)行測(cè)量，重點(diǎn)測(cè)量爐膛出口的O2、CO和NOx含量，測(cè)量結(jié)果與模擬預(yù)測(cè)結(jié)果見表4。

表4 鍋爐爐膛各組分模擬值和測(cè)量值對(duì)比 Tab.4 The simulated and measured values of components in the boiler furnace

由表4可見，煙氣O2體積分?jǐn)?shù)、CO體積分?jǐn)?shù)、NOx質(zhì)量濃度、飛灰含碳量計(jì)算誤差分別為12.5%、10.6%、11.1%、8.8%，均小于15%的計(jì)算誤差。可見，所采用的數(shù)學(xué)模型能較為準(zhǔn)確地模擬爐內(nèi)燃燒、流動(dòng)、傳熱和污染物生成過程。

4.2 速度場(chǎng)分析

圖6為工況0和工況1的B層、F層和爐膛中心截面（Y=10.37 m）速度分布云圖。

圖6 工況0和工況1速度分布云圖 Fig.6 Cloud map of velocity in Case 0 and Case 1

由圖6可以看出：增加貼壁風(fēng)技術(shù)，一次風(fēng)煤粉能夠穩(wěn)定從噴口射入爐膛中心，并形成切圓，沒有發(fā)生直接沖刷側(cè)墻水冷壁現(xiàn)象；爐內(nèi)空氣動(dòng)力場(chǎng)分布基本對(duì)稱，并且工況1的燃盡區(qū)及其上部的流速大于工況0，這是由于貼壁風(fēng)率的增加，相應(yīng)主燃區(qū)風(fēng)率降低所致；此外，爐膛近壁區(qū)域煙氣的流量減少，相應(yīng)的腐蝕介質(zhì)減少，有利于改善水冷壁的腐蝕問題。

4.3 貼壁氧量

圖7為工況0—工況5的貼壁O2體積分?jǐn)?shù)分布云圖。由圖7可以看出，增加貼壁風(fēng)量，使還原性區(qū)域貼壁O2體積分?jǐn)?shù)增加，優(yōu)化最下層貼壁風(fēng)傾角，使主燃燒區(qū)和冷灰斗區(qū)域貼壁的O2體積分?jǐn)?shù)同時(shí)增加，這樣不僅能改善還原性區(qū)域水冷壁腐蝕現(xiàn)象，而且還能減少主燃燒區(qū)和冷灰斗區(qū)的高溫腐蝕。

圖7 工況0—工況5貼壁O2體積分?jǐn)?shù)分布云圖 Fig.7 Cloud map of near-wall oxygen volume fraction in Case 0～5

圖8和圖9分別為工況0—工況1和工況2—工況5的貼壁O2體積分?jǐn)?shù)分布曲線。由圖8和 圖9可以看出：增加貼壁風(fēng)量使還原性區(qū)域O2體積分?jǐn)?shù)增加了約6%；優(yōu)化最下層貼壁風(fēng)傾角沒有減少還原性區(qū)域O2體積分?jǐn)?shù)，主燃燒區(qū)和冷灰斗區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)有所增加，并且貼壁風(fēng)傾角為60°時(shí)，冷灰斗區(qū)域的O2體積分?jǐn)?shù)增加最明顯，這對(duì)于改善冷灰斗區(qū)域的腐蝕是有利的。

圖8 工況0—工況1貼壁O2體積分?jǐn)?shù)分布 Fig.8 Distribution of near-wall O2 volume fraction in Case 0～1

圖9 工況2—工況5貼壁O2體積分?jǐn)?shù)分布 Fig.9 Distribution of near-wall O2 volume fraction in Case 2～5

4.4 貼壁CO體積分?jǐn)?shù)

圖10為工況0—工況5貼壁CO分布云圖。

圖10 工況0—工況5貼壁CO體積分?jǐn)?shù)分布云圖 Fig.10 Cloud map of near-wall CO volume fraction in Case 0～5

由圖10可以看出：在工況0下，由于采用低氮燃燒技術(shù)，使冷灰斗區(qū)域、主燃燒區(qū)域和還原性區(qū)域CO體積分?jǐn)?shù)增加，增強(qiáng)了還原性氣氛；在工況1下，增加了貼壁風(fēng)量，降低了還原性區(qū)域近壁CO體積分?jǐn)?shù)，這是因?yàn)檫€原性區(qū)域O2體積分?jǐn)?shù)的增加，使得CO被氧化而減少；在工況1的基礎(chǔ)上優(yōu)化貼壁風(fēng)的角度，進(jìn)一步氧化主燃區(qū)域和冷灰斗區(qū)域的CO，這樣在工況4（貼壁風(fēng)傾角為60°）時(shí)冷灰斗區(qū)域CO體積分?jǐn)?shù)最低。

圖11和圖12分別為工況0—工況1和工況2—工況5的貼壁CO體積分?jǐn)?shù)分布曲線。由圖11和 圖12可以看出，增加貼壁風(fēng)量減少了還原性區(qū)域大約5%的CO體積分?jǐn)?shù)，貼壁風(fēng)傾角為60°時(shí)的貼壁CO體積分?jǐn)?shù)，大約為0.15%。

圖11 工況0—工況1貼壁CO體積分?jǐn)?shù)分布 Fig.11 Distribution of near-wall CO volume fraction in Case 0～1

圖12 工況2—工況5貼壁CO體積分?jǐn)?shù)分布 Fig.12 Distribution of near-wall CO in Case 2～5

4.5 貼壁H2S體積分?jǐn)?shù)

圖13為工況0—工況5貼壁H2S分布云圖。由圖13可以看出：在工況0下，冷灰斗區(qū)域、主燃區(qū)域和還原區(qū)域貼壁H2S體積分?jǐn)?shù)較高，特別是冷灰斗區(qū)域最高；增加貼壁風(fēng)量之后，還原性區(qū)域H2S體積分?jǐn)?shù)有所減少，但主燃區(qū)域和冷灰斗區(qū)域并未發(fā)生明顯變化。這是因?yàn)橘N壁風(fēng)是沿著墻面直噴入爐膛，隨著燃燒產(chǎn)物煙氣流出爐膛，并未擴(kuò)散到主燃區(qū)域和冷灰斗區(qū)域；優(yōu)化貼壁風(fēng)角度后，對(duì)還原性區(qū)域貼壁H2S分布沒有影響，冷灰斗區(qū)域和主燃區(qū)域H2S分布明顯減少，同時(shí)貼壁風(fēng)傾角為60°時(shí)，改善更加明顯。

圖13 工況0～工況5貼壁H2S體積分?jǐn)?shù)分布云圖 Fig.13 Cloud map of near-wall H2S volume fraction in Case 0～5

圖14和圖15分別為工況0—工況1和工況2—工況5的貼壁H2S體積分?jǐn)?shù)分布。

圖14 工況0—工況1貼壁H2S體積分?jǐn)?shù)分布 Fig.14 Distribution of near-wall H2S volume fraction in Case 0～1

圖15 工況2—工況5貼壁H2S體積分?jǐn)?shù)分布 Fig.15 Distribution of near-wall H2S volume fraction in Case 2～5

由圖14和圖15可以看出：增加貼壁風(fēng)量之后，H2S的體積分?jǐn)?shù)在冷灰斗區(qū)域幾乎沒有變化，主燃區(qū)有小幅度減小，還原性區(qū)域減少最多，從142×10-5降低至4.04×10-5；優(yōu)化貼壁風(fēng)角度后，冷灰斗區(qū)域和主燃區(qū)域的H2S體積分?jǐn)?shù)大幅降低，在貼壁風(fēng)傾角為60°時(shí)達(dá)到最低，分別為26×10-5和8×10-5。這是因?yàn)楦淖冑N壁風(fēng)傾角，貼壁風(fēng)在煙氣的帶動(dòng)下可以向兩邊擴(kuò)散，向下擴(kuò)散到主燃區(qū)和冷灰斗區(qū)域，向上擴(kuò)散到還原性區(qū)域，當(dāng)貼壁風(fēng)傾角為60°時(shí)擴(kuò)散的效果最好。

4.6 貼壁煙溫

圖16為工況0—工況5貼壁煙溫分布云圖。

圖16 工況0—工況5貼壁煙氣溫度分布云圖 Fig.16 Cloud map of near-wall flue gas temperature in Case 0～5

由圖16可以看出，增加貼壁風(fēng)量，還原性區(qū)域、冷灰斗區(qū)域和主燃區(qū)域貼壁煙溫均有所降低，還原性區(qū)域降低最多。這是由于貼壁風(fēng)的溫度低于爐膛燃燒煙氣的溫度所致，并且還原性區(qū)域貼壁風(fēng)量最多。

圖17和圖18分別為工況0—工況1和工況2—工況5貼壁煙氣溫度分布。由圖17和圖18可以看出：改造后還原性區(qū)域溫度降低約283 K，冷灰斗區(qū)域和主燃區(qū)域的溫度幾乎不變；優(yōu)化貼壁風(fēng)的角度后，主燃區(qū)域和冷灰斗區(qū)域貼壁溫度降低約 95 K。貼壁煙氣溫度的降低，有利于防止水冷管壁超溫，可有效預(yù)防發(fā)生水冷壁面高溫腐蝕。

圖17 工況0—工況1貼壁煙氣溫度分布 Fig.17 Distribution of near-wall flue gas temperature in Case 0～1

圖18 工況2—工況5貼壁煙氣溫度分布 Fig.18 Distribution of near-wall flue gas temperature in Case 2～5

5 結(jié) 論

1）貼壁風(fēng)技術(shù)關(guān)鍵在于合適的貼壁噴入位置和貼壁風(fēng)量以及貼壁風(fēng)角度。

2）在主燃燒區(qū)與分離燃盡區(qū)之間增加3層/ 12只貼壁風(fēng)量，風(fēng)粉的射流剛性較好，爐內(nèi)流場(chǎng)分布較為合理；增加貼壁風(fēng)量，能降低近壁處的煙溫，防止水冷管壁超溫，同時(shí)貼壁煙氣的流量減少，相應(yīng)的腐蝕介質(zhì)減少，有益于改善水冷壁的腐蝕問題。

3）當(dāng)最下層貼壁風(fēng)傾角為60°時(shí)，能同時(shí)增加主燃區(qū)域、還原區(qū)域和冷灰斗區(qū)域貼壁的O2體積分?jǐn)?shù)，提高此區(qū)域的氧化特性，降低壁面CO和H2S體積分?jǐn)?shù)，明顯改善由于低氮燃燒改造造成的水冷壁高溫腐蝕問題。最下層貼壁風(fēng)傾角從60°增加到75°時(shí)，由于貼壁風(fēng)在煙氣的帶動(dòng)下向兩邊擴(kuò)散，向下擴(kuò)散到主燃區(qū)和冷灰斗區(qū)，向上擴(kuò)散到還原區(qū)，不利于改善水冷壁高溫腐蝕問題。

4）低氮燃燒改造協(xié)同貼壁風(fēng)技術(shù)是解決燃燒高硫煤四角切圓鍋爐水冷壁高溫腐蝕的有效方法。