超臨界對沖燃燒鍋爐水冷壁向火側(cè)起皮成因分析

殷立寶， 馬 侖， 張 成， 方慶艷， 徐齊勝， 陳 剛

（1.廣東電網(wǎng)公司電力科學(xué)研究院，廣州510080；2.華中科技大學(xué) 煤燃燒國家重點實驗室，武漢430074）

超（超）臨界發(fā)電技術(shù)現(xiàn)已成為成熟的技術(shù)，具有效率高、污染物排放少、易于調(diào)峰和運行穩(wěn)定的優(yōu)點，是我國大力發(fā)展的機(jī)組［1］.隨著鍋爐向大容量、高參數(shù)發(fā)展，鍋爐水冷壁壁面溫度相應(yīng)提高，水冷壁管高溫氧化現(xiàn)象更加嚴(yán)重，由此引起的鍋爐水冷壁爆管等事故的可能性也增加［2］.某電廠在小修期間對爐膛水冷壁進(jìn)行檢查時發(fā)現(xiàn)，在螺旋管兩側(cè)水冷壁的燃燒器區(qū)域水冷壁管壁壁面氧化嚴(yán)重，出現(xiàn)大面積的氧化皮.經(jīng)調(diào)研發(fā)現(xiàn)，在另一電廠同型號的鍋爐上也發(fā)現(xiàn)了同樣的問題，由此推斷這是該型號鍋爐的共性問題.針對此問題，筆者通過現(xiàn)場調(diào)查、取樣，結(jié)合冷態(tài)空氣動力場試驗和數(shù)值模擬，分析了該超臨界對沖燃燒鍋爐水冷壁氧化皮產(chǎn)生的原因，并給出了相應(yīng)的防治措施和建議.

1 鍋爐概況

某電廠DG1900／25.4－2型鍋爐是東方鍋爐（集團(tuán)）股份有限公司與東方－日立鍋爐有限公司合作設(shè)計、聯(lián)合制造的600 MW 超臨界本生直流鍋爐.鍋爐采用單爐膛、倒U 形布置、平衡通風(fēng)、一次中間再熱、前后墻對沖燃燒、尾部雙煙道，再熱汽溫采用煙氣擋板調(diào)節(jié)，復(fù)合變壓運行.

制粉系統(tǒng)采用6 臺中速磨煤機(jī)直吹式制粉系統(tǒng).燃燒器采用日立－巴布科克公司研制的新型HTNR3低NOx燃燒器.燃燒系統(tǒng)采用對沖布置方式（見圖1，其中A、B、C、D、E、F 代表6 臺不同磨煤機(jī)），共布置16個頂二次風(fēng)噴口，36個HT－NR3低NOx燃燒器噴口，共52個噴口.燃燒器分3 層，每層共6個，前后墻各布置18個HT－NR3低NOx燃燒器；在前后墻距離最上層燃燒器噴口一定距離處布置一層燃盡風(fēng)噴口，每層8個.爐膛的四周為全焊膜式水冷壁，爐膛由下部螺旋盤繞上升水冷壁和上部垂直上升水冷壁2個不同的結(jié)構(gòu)組成.其中螺旋盤繞上升水冷壁管材質(zhì)為SA213T2，規(guī)格為直徑38.1mm、管壁厚度7.5mm，傾角為19.5°，管子節(jié)距為50.8mm，設(shè)計溫度為435°C／462 ℃（即介質(zhì)溫度／壁面溫度），計算溫度為428°C／443 ℃（即介質(zhì)溫度／壁面溫度），計算管壁厚度為5.46 mm，許用應(yīng)力為97 MPa.膜式扁鋼厚δ＝6 mm，材料為SA－387Cr2.

圖1 燃燒器布置示意圖Fig.1 Schematic diagram of burner arrangement

2 水冷壁氧化皮宏觀檢查和成分分析

2.1 水冷壁氧化皮宏觀檢查

在2008年6月鍋爐小修期間對爐膛水冷壁進(jìn)行檢查時發(fā)現(xiàn)，在螺旋盤繞上升水冷壁燃燒器區(qū)域兩側(cè)墻中間寬4m、高約15m（標(biāo)高20～35m）范圍內(nèi)，即最下層燃燒器以下1m 至最上層燃燒器之間的水冷壁高熱負(fù)荷區(qū)域，管壁向火側(cè)外表面氧化嚴(yán)重，出現(xiàn)大面積的氧化皮，如圖2（a）所示，并且在氧化皮出現(xiàn)區(qū)域，下部氧化現(xiàn)象比上部嚴(yán)重.

由圖2（b）可以看出，未受洗爐水沖刷的水冷壁管發(fā)黑，表面氧化起皮，氧化皮外表面沉積了部分黃褐色灰渣.氧化皮基體呈黑色，氧化皮內(nèi)表面附著部分黃褐色物質(zhì).氧化皮與管壁結(jié)合不緊密，呈樹皮狀，最厚可達(dá)1 mm，易從外表面剝離.除運行期間和洗爐時從氧化皮破裂間隙滲入的黃褐色灰渣外，氧化皮下面無其他的腐蝕殘留物，水冷壁管外表面較光滑，無明顯的腐蝕坑.從爐墻上剝落的氧化皮的形貌見圖2（c）和圖2（d）.由于運行時間較短（約3 000h），管壁的實際減薄量不大.實測管壁最小厚度為7.1mm.

圖2 氧化皮形貌圖Fig.2 Topography of oxide scales

2.2 取樣及試驗分析

對剝落的氧化皮進(jìn)行取樣，制成粉末狀樣品，并對樣品進(jìn)行成分分析.所用設(shè)備為Philips X＇pert MPD Pro型X 射線衍射儀（XRD），采用Cu－Ka靶，波長λ＝0.154 056nm，掃描速度為2°／min，掃描角度為20°～90°，電壓為2 500kV，電流為40mA.利用XRD 設(shè)備所配置的分析軟件對衍射峰進(jìn)行分析和標(biāo)定，標(biāo)定結(jié)果如圖3所示.由圖3可知，水冷壁管表面氧化皮主要由Fe2O3和Fe3O4組成.另有一些較弱的峰，無法明確標(biāo)出物相，其所占比例較低.

根據(jù)氧化皮的檢查情況和氧化皮樣品的成分分析結(jié)果，初步判斷水冷壁側(cè)墻起皮主要是由于在水冷壁氧化起皮區(qū)域熱負(fù)荷偏高造成過熱氧化，而不是高溫腐蝕所致，原因如下：

圖3 氧化皮樣品XRD圖譜分析結(jié)果Fig.3 XRD results of oxide scale samples

（1）氧化皮破裂間隙除滲入的黃褐色灰渣外，氧化皮下無其他的腐蝕殘留物，水冷壁管外表面較光滑，無明顯高溫腐蝕具有的沿向火面浸入、呈坑穴狀的腐蝕坑.

（2）氧化皮樣品的成分分析結(jié)果中沒有腐蝕性特征產(chǎn)物［3］FeS、Fe2O3、Fe3O4、SO3和硫酸鹽等常見的硫化物.

（3）未受洗爐水沖刷的水冷壁管發(fā)黑，表面氧化起皮，屬于明顯的過熱氧化現(xiàn)象.

3 爐內(nèi)燃燒數(shù)值模擬

為了分析和確認(rèn)燃燒器區(qū)域水冷壁向火側(cè)外壁面過熱氧化產(chǎn)生的原因，采用CFD 軟件對該鍋爐在鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量（BMCR）工況下的爐內(nèi)流動、燃燒和傳熱傳質(zhì)等特性進(jìn)行了模擬.

3.1 計算條件

為了準(zhǔn)確模擬燃燒器出口空氣動力場，對燃燒器入口區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格局部加密，總的網(wǎng)格數(shù)為180萬，同時為了在出口處獲得充分發(fā)展流，在爐膛出口增加了10 m 的水平段，爐膛結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格見圖4.

圖4 爐膛結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格Fig.4 Structural diagram of the boiler and its grid division

鍋爐設(shè)計煤種為神府東勝煤，校核煤種為晉北煙煤，煤質(zhì)特性見表1.采用設(shè)計煤種進(jìn)行數(shù)值模擬，對取得的煤粉樣品進(jìn)行激光粒度分析，煤粉顆粒粒徑按照Rosin－Rammler方法分布：最小粒徑為5 μm，最大粒徑為250μm，平均粒徑為63.8μm，分布指數(shù)為1.008.

表1 煤質(zhì)特性Tab.1 Analysis of coal quality

邊界條件設(shè)置如下：中心風(fēng)和一次風(fēng)采用速度入口邊界條件，內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)采用質(zhì)量入口邊界條件；入口處風(fēng)速、風(fēng)溫和質(zhì)量流量根據(jù)設(shè)計參數(shù)以及燃燒器出口流動特性進(jìn)行設(shè)置；出口邊界條件采用壓力出口，壓力設(shè)置為－80Pa；爐膛壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面方程，無滑移邊界條件；熱交換采用第二類邊界條件，給定壁面溫度為700K，壁面輻射率為0.6.燃燒器具體邊界條件見表2.

現(xiàn)場測量數(shù)據(jù)表明：在爐膛出口屏式過熱器區(qū)域（即在折焰角上方觀火孔）測定的溫度約為1 480 K，數(shù)值模擬得到的折焰角截面平均溫度為1 508K，兩者相對誤差約為2.4%，說明所采用的網(wǎng)格、邊界條件和計算模型能夠反映爐內(nèi)的流動及燃燒特性.

表2 燃燒器入口邊界條件Tab.2 Inlet boundary conditions of various burners

3.2 空氣動力場分析

圖5給出了爐內(nèi)的空氣動力場，其中x、y 和z分別代表鍋爐的深度、寬度和高度.由圖5 可以看出，一次風(fēng)在爐膛中具有較強(qiáng)的剛性，燃燒器區(qū)域具有較大的回流區(qū)，未出現(xiàn)火焰直接沖擊對面水冷壁的情況，但中部氣流有偏向側(cè)墻的趨勢.因此，靠近側(cè)墻兩排燃燒器的煤粉射流在氣流的作用下，有可能出現(xiàn)部分氣流撞擊水冷壁的情況.由圖5（a）可以看出，氣流在爐膛中心碰撞后，大部分向上流動，氣流在爐膛中的充滿度較好，分布較合理.最下層燃燒器一次風(fēng)沒有使氣流上升的作用，左右兩側(cè)氣流撞擊后沖向兩側(cè)墻的可能性較大.

圖5 不同截面的速度分布Fig.5 Velocity distribution in different sections

3.3 溫度場分析

由于鍋爐采用對沖燃燒方式，上、中、下3層燃燒器截面的溫度分布特征大致相同.圖6 給出了y＝9.6m 和中層燃燒器截面的溫度分布.由圖6可以看出，爐膛煙氣溫度整體呈對稱分布，燃燒器出口的溫度變化梯度較大，溫升快，可以保證煤粉的及時著火.爐膛中心區(qū)域的煤粉燃燒最為劇烈，最高溫度可達(dá)到1 700 ℃；越靠近下部，火焰越集中于爐膛中心區(qū)域.由圖6（b）可以看出，靠近水冷壁的最外側(cè)燃燒器火焰偏向水冷壁，容易對側(cè)墻水冷壁造成高溫過熱.

3.4 煙氣成分分布

圖7和圖8給出了y＝9.6m 和中層燃燒器截面上煙氣成分的分布.由圖7（a）和圖8（a）可知，爐膛中心位置處O2摩爾分?jǐn)?shù)很低，隨著爐膛高度的增加，O2摩爾分?jǐn)?shù)整體呈下降趨勢.由于燃燒器區(qū)域的過量空氣系數(shù)為0.8，因此在該區(qū)域形成了強(qiáng)還原性氣氛，不僅有大量的CO 生成，還有部分CO2被還原成CO.由圖7（b）和圖8（b）可知，側(cè)墻中部的O2摩爾分?jǐn)?shù)很低，呈現(xiàn)強(qiáng)烈的還原性氣氛，同時該區(qū)域的煙氣溫度較高，形成高溫低氧區(qū)，在此環(huán)境下水冷壁易發(fā)生高溫腐蝕.但由于電廠燃煤含硫量較低（不高于1%），出現(xiàn)高溫腐蝕的可能性較小.

圖6 不同截面的溫度分布Fig.6 Temperature distribution in different sections

圖7 O2 摩爾分?jǐn)?shù)分布Fig.7 O2concentration distribution

圖8 CO 摩爾分?jǐn)?shù)分布Fig.8 CO concentration distribution

4 水冷壁氧化皮成因分析

通過上述的爐內(nèi)燃燒過程數(shù)值模擬計算，結(jié)合現(xiàn)場進(jìn)行的冷態(tài)空氣動力場試驗，燃燒器高負(fù)荷區(qū)水冷壁產(chǎn)生氧化皮主要有以下幾個方面的原因.

4.1 燃燒器區(qū)域壁面熱負(fù)荷的影響

燃燒器區(qū)域壁面熱負(fù)荷反映了該區(qū)域的火焰分布情況和溫度水平.燃燒器區(qū)域壁面熱負(fù)荷越大，說明火焰越集中，溫度越高，對燃料的著火越有利.但燃燒器區(qū)域壁面熱負(fù)荷過大，該區(qū)域水冷壁壁面的吸熱量也越大，越容易造成水冷壁超溫.該鍋爐的設(shè)計煤種和校核煤種具有強(qiáng)結(jié)渣性，選用了較小的容積熱負(fù)荷和截面熱負(fù)荷來解決鍋爐的結(jié)渣傾向.為了降低NOx排放量，采用分級燃燒方式，但燃燒器層間布置太過緊密，造成燃燒器區(qū)域壁面熱負(fù)荷過大.該鍋爐的燃燒器區(qū)域壁面熱負(fù)荷為1.72 MW／m2，而對應(yīng)的推薦值如下：褐煤為0.93～1.16 MW／m2，無煙煤及貧煤為1.4～2.1 MW／m2，煙煤為1.28～1.4MW／m2.圖9給出了該電廠鍋爐與巴布科克日立（BHK）公司設(shè)計制造的同類型不同大小的超臨界對沖燃燒鍋爐的燃燒器區(qū)域壁面熱負(fù)荷的對比，其中設(shè)計煤質(zhì)均為無煙煤或貧煤，且燃燒器區(qū)域壁面熱負(fù)荷為設(shè)計工況下的熱負(fù)荷.由圖9可以看出，該電廠鍋爐燃燒器區(qū)域壁面熱負(fù)荷（約1.72 MW／m2）遠(yuǎn)大于BHK 公司設(shè)計制造的同級別某超臨界對沖燃燒鍋爐對應(yīng)的參數(shù)（約1.50 MW／m2）.

圖9 燃燒器區(qū)域壁面熱負(fù)荷的對比Fig.9 Comparison of heat load over water wall in burner zones

4.2 高溫低氧區(qū)的影響

當(dāng)爐膛局部還原性氣氛很強(qiáng)時，容易對水冷壁的致密氧化鐵保護(hù)膜產(chǎn)生破壞作用，將致密的氧化鐵保護(hù)膜還原成疏松多孔的FeO［4］.

運行中為了防止屏式過熱器和再熱器等汽溫超溫，經(jīng)常會關(guān)閉最上層的燃盡風(fēng)噴口或減小其開度.造成上層風(fēng)下移，使得下層燃燒器處的空氣量增加，氧量相應(yīng)增加.因此當(dāng)運行中爐膛近壁面處出現(xiàn)氧化性氣氛時，特別是氧化還原氣氛呈現(xiàn)交替狀態(tài)時，F(xiàn)eO 會被氧化成結(jié)構(gòu)疏松的Fe2O3或Fe3O4，從而加劇水冷壁的過熱氧化.

4.3 最外側(cè)燃燒器離側(cè)墻距離的影響

圖1中每層最外側(cè)燃燒器到側(cè)墻中心線的距離均為3 461.2mm.在小修期間進(jìn)行了冷態(tài)空氣動力場試驗，在外側(cè)燃燒器外二次風(fēng)風(fēng)門100%和50%開度2個工況下，測量了兩側(cè)墻的貼壁風(fēng)速，發(fā)現(xiàn)風(fēng)門100%開度工況下，3層燃燒器的貼壁風(fēng)速都比較低，基本在3m／s以下；風(fēng)門開度50%工況下，靠近燃燒器的貼壁風(fēng)速明顯增大，但衰減較快，離前后墻約3m 處以后，風(fēng)速已減小到3m／s以下.從貼壁風(fēng)速來看，燃燒器射流對兩側(cè)墻的影響并不強(qiáng)烈，結(jié)合模擬結(jié)果來看，煤粉射流直接沖墻的概率較小.但從圖6的溫度分布來看，最外側(cè)燃燒器的火焰在爐膛中心處偏向兩側(cè)墻，火焰雖沒有直接沖墻，但由于距離過近也加劇了水冷壁的過熱.

4.4 水冷壁管壁厚度的影響

與其他幾個電廠600 MW 超臨界機(jī)組同樣容量和參數(shù)的鍋爐水冷壁相比，該電廠鍋爐選用了較厚的管壁，比其他幾個電廠鍋爐管壁厚1.5～1.8 mm［5］.研究表明［5－6］，采用較厚的管壁時，水冷壁管壁溫度分布偏差較大，容易導(dǎo)致熱應(yīng)力增大，造成金屬疲勞或橫向裂紋.張志正等［5］對水冷壁管壁厚度在原始厚度基礎(chǔ)上減小1.5mm 后的水冷壁壁面溫度及熱應(yīng)力場進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明在滿足強(qiáng)度要求的情況下，適當(dāng)減小管壁厚度，能有效提高水冷壁壁面溫度分布的均勻性，從而減小水冷壁的熱應(yīng)力.

4.5 管壁熱應(yīng)力的影響

當(dāng)金屬材料的工作溫度或膨脹系數(shù)有差別時，各部分的膨脹和收縮會相互約束產(chǎn)生熱應(yīng)力.當(dāng)鍋爐在吹灰、啟停、調(diào)峰階段以及水冷壁出現(xiàn)結(jié)渣、掉渣等現(xiàn)象時，水冷壁的壁面溫度就會發(fā)生改變，熱應(yīng)力也隨之變化.同時水冷壁不同位置的熱負(fù)荷不同，局部溫度也不同，同樣會產(chǎn)生熱應(yīng)力.研究表明［7］，管壁溫度和熱應(yīng)力的變化規(guī)律與熱負(fù)荷的變化規(guī)律一致.在燃燒器區(qū)域高熱負(fù)荷區(qū)，水冷壁壁面溫度最高，熱應(yīng)力也最大，容易產(chǎn)生超溫、金屬疲勞、橫向裂紋和拉裂等現(xiàn)象.當(dāng)應(yīng)力足夠大時，水冷壁外表面氧化皮便會開裂或脫落.

5 采取的措施及效果

水冷壁氧化起皮區(qū)域是由于熱負(fù)荷偏高造成過熱氧化而引起的，因此可以采取以下措施來抑制水冷壁的氧化起皮：

（1）對起皮區(qū)域的水冷壁管進(jìn)行了全面的宏觀檢查，對發(fā)現(xiàn)鼓皰的管段立即進(jìn)行更換.對氧化皮較厚的區(qū)域進(jìn)行管壁厚度測量，確保剩余厚度滿足要求.

（2）根據(jù)HT－NR3低NOx燃燒器的特點，進(jìn)行燃燒配風(fēng)調(diào)整，調(diào)節(jié)各燃燒器的內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)風(fēng)量分配比例及外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度，盡量使?fàn)t內(nèi)溫度場較均勻，減小了靠近兩側(cè)墻燃燒器的出力，避免火焰沖墻.同時，由于燃燒器密封冷卻風(fēng)量較其他同類型機(jī)組大，易導(dǎo)致燃燒延遲，從而使得沿爐膛深度中心線附近的熱負(fù)荷高，導(dǎo)致該區(qū)域超溫.因此，在保證燃燒器充分冷卻的前提下，盡量減少燃燒器的冷卻風(fēng)量.

（3）防腐涂層材料能有效地減少水冷壁超溫氧化，在大修期間對起皮區(qū)域的水冷壁管進(jìn)行了防腐涂層材料的噴涂.

（4）低負(fù)荷運行時，水冷壁管內(nèi)質(zhì)量流速較低，內(nèi)螺旋管的旋流強(qiáng)度減弱，當(dāng)管內(nèi)質(zhì)量流速低于500kg／（m2·s）時，旋流強(qiáng)度明顯減弱，接近光管，從而使得管內(nèi)介質(zhì)冷卻能力迅速下降，此時特別容易在高熱負(fù)荷區(qū)域出現(xiàn)傳熱惡化現(xiàn)象，使得水冷壁管超溫氧化.如有可能，盡量避免在低負(fù)荷區(qū)域長時間運行.

采取上述措施后，經(jīng)過了連續(xù)1年時間的運行，在小修期間檢測發(fā)現(xiàn)，水冷壁氧化起皮現(xiàn)象得到了明顯抑制，沒有出現(xiàn)大面積氧化掉皮現(xiàn)象.

6 現(xiàn)場冷態(tài)試驗

為了解減小靠近兩側(cè)墻燃燒器出力后爐內(nèi)氣流的分布和擴(kuò)散等情況，對該鍋爐進(jìn)行了冷態(tài)空氣動力場煙花示蹤試驗.煙花工況主要目的是判斷減小靠近兩側(cè)墻燃燒器出力時兩側(cè)燃燒器射流是否對兩側(cè)墻有沖墻現(xiàn)象，煙花安裝在中、下層兩側(cè)燃燒器上，每個燃燒器上安裝8支冷態(tài)專用煙花，其中一次風(fēng)噴口4支、二次風(fēng)噴口4支.分別在中、下層靠近側(cè)墻的燃燒器燃放了煙花，觀察并錄像煙花氣流，煙花示蹤燃燒器風(fēng)門開度及速度測試結(jié)果見表3，示蹤結(jié)果見圖10.由圖10可以看出，火焰并無明顯沖墻現(xiàn)象.

7 結(jié) 論

通過數(shù)值模擬對爐內(nèi)流動、燃燒和傳熱傳質(zhì)等進(jìn)行了研究，冷態(tài)空氣動力場試驗和現(xiàn)場取樣分析表明，燃燒器區(qū)域水冷壁向火側(cè)過熱氧化是產(chǎn)生氧化皮的主要原因.采取燃燒調(diào)整、減小靠近兩側(cè)墻燃燒器的出力、噴涂防腐涂層和定期檢查并更換水冷壁管等措施后，水冷壁氧化起皮現(xiàn)象得到了明顯抑制.

表3 煙花示蹤燃燒器風(fēng)門開度及速度測試結(jié)果Tab.3 Fireworks tracing results of flow velocity under different openings of air damper

圖10 煙花示蹤結(jié)果Fig.10 Tracing diagram of the fireworks

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