對沖燃燒鍋爐防高溫硫腐蝕改造的數(shù)值研究

李春曦，許 濤，李 敏，葉學(xué)民

(1. 華北電力大學(xué) 動力工程系， 河北保定 071003； 2. 國網(wǎng)河南省電力公司電力科學(xué)研究院， 鄭州 450052)

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對沖燃燒鍋爐防高溫硫腐蝕改造的數(shù)值研究

李春曦1，許 濤1，李 敏2，葉學(xué)民1

(1. 華北電力大學(xué) 動力工程系， 河北保定 071003； 2. 國網(wǎng)河南省電力公司電力科學(xué)研究院， 鄭州 450052)

針對某600 MW超臨界對沖燃燒鍋爐在低氮技術(shù)改造后側(cè)墻壁面出現(xiàn)明顯的還原性高溫硫腐蝕現(xiàn)象，采用在側(cè)墻添加貼壁風(fēng)裝置方案，并對添加貼壁風(fēng)裝置前后工況進(jìn)行了全爐膛數(shù)值模擬，分析了側(cè)墻壁面附近的煙氣成分分布以及貼壁風(fēng)對爐內(nèi)燃燒和高溫硫腐蝕的影響.結(jié)果表明：未添加貼壁風(fēng)裝置的原始工況下，壁面附近CO主要集中在側(cè)墻中心，且O2體積分?jǐn)?shù)較低，模擬所得還原性區(qū)域與實測腐蝕位置吻合良好；添加貼壁風(fēng)裝置后，側(cè)墻CO體積分?jǐn)?shù)明顯下降，O2體積分?jǐn)?shù)明顯升高，壁面的還原性氣氛得到有效改善，且此方案對爐內(nèi)燃燒和污染物排放的影響較小.

對沖燃燒鍋爐； 水冷壁； 高溫硫腐蝕； 貼壁風(fēng)； 數(shù)值模擬

目前，為滿足日益嚴(yán)格的排放要求，一些新建的對沖燃燒鍋爐先后實施了低氮技術(shù)改造.其中一項重要措施是分級配風(fēng)，通過形成燃燒器區(qū)的富燃料區(qū)和燃盡風(fēng)區(qū)的富氧區(qū)，使燃燒器區(qū)處于還原性氣氛，從而達(dá)到減少NOx生成的目的[1].但實踐表明，鍋爐進(jìn)行低氮技術(shù)改造后，水冷壁存在不同程度的高溫硫腐蝕現(xiàn)象，如何解決該問題已成為目前機組安全運行中亟需解決的關(guān)鍵問題.

研究表明，還原性高溫硫腐蝕與腐蝕區(qū)域水冷壁的管壁溫度、還原性氣氛和腐蝕性氣體H2S等因素有關(guān)，而H2S含量主要與還原性氣體CO密切相關(guān).目前，防止高溫硫腐蝕主要采用控制入爐煤的硫含量、燃燒調(diào)整和在水冷壁管表面噴涂防護(hù)材料等措施[2].雖然控制入爐煤硫含量可以從根本上解決腐蝕問題，但受煤炭市場等客觀因素影響，實際難度較大.調(diào)整燃燒方式可基本消除煤粉刷墻現(xiàn)象，但爐內(nèi)還原性氣氛仍不能得到根本改善[2].近年來廣泛采用的金屬噴涂技術(shù)在一定程度上提高了管壁表面的耐磨和耐腐蝕性[3]，但受噴涂材質(zhì)和工藝等影響，這一技術(shù)只能延緩腐蝕程度，不能徹底消除腐蝕.

另外，還可通過在腐蝕區(qū)域添加熱風(fēng)來改善水冷壁壁面的強還原性氣氛，從而消除還原性高溫硫腐蝕.相應(yīng)的措施有從前后墻靠兩側(cè)墻位置處引入側(cè)邊風(fēng)[4]和在側(cè)墻上加裝一種貼壁風(fēng)裝置.對于前者，由于側(cè)邊風(fēng)從風(fēng)壓較小的二次風(fēng)中補充，為了保護(hù)側(cè)墻中間腐蝕最為嚴(yán)重部位的水冷壁，貼壁風(fēng)需較大風(fēng)量；研究表明貼壁風(fēng)風(fēng)量約占總風(fēng)量的5%，使得風(fēng)壓本就很小的二次風(fēng)壓力進(jìn)一步降低，因而對燃燒產(chǎn)生不利影響.對于后者，由于貼壁風(fēng)裝置較小，因而所需裝置數(shù)量偏多，且該裝置安裝在2根水冷壁管間的狹小鰭片上，因而對現(xiàn)場施工要求較高，否則極有可能會損傷到水冷壁，另外還需在側(cè)墻增加二次風(fēng)箱，現(xiàn)場改造工作量較大.

由于在前后墻靠兩側(cè)墻位置加裝側(cè)邊風(fēng)和在側(cè)墻上加裝大量小噴嘴方案存在諸多問題，針對前后墻對沖燃燒鍋爐的實際腐蝕現(xiàn)狀，即出現(xiàn)還原性氣氛聚集在側(cè)墻中部且向兩側(cè)逐漸減弱的特點，筆者采用一種結(jié)構(gòu)簡單且安全可靠的側(cè)墻貼壁風(fēng)添加裝置，與上文提到的貼壁風(fēng)方案相比，該方案便于實施，且對爐內(nèi)燃燒影響較小.利用該裝置產(chǎn)生的環(huán)狀射流形成貼壁風(fēng)氣膜，進(jìn)而對腐蝕區(qū)域的水冷壁起到遮蔽和改善氣氛的作用，從而達(dá)到機組安全運行的目的.

1 研究對象

以國內(nèi)某600 MW超臨界對沖燃燒鍋爐為研究對象，鍋爐型號為HG-1900/25.4-YM4，為單爐膛、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)Π型超臨界變壓運行的直流鍋爐，爐膛斷面尺寸為22 187 mm×15 632 mm.制粉系統(tǒng)采用正壓直吹式系統(tǒng)，采用6臺ZGM-113N型中速磨煤機，每臺磨煤機對應(yīng)5個燃燒器，共30個燃燒器，布置于前后墻各3層，每層前后墻各布置5個.在燃燒器的上方前后墻各布置2層5個燃盡風(fēng)噴嘴.燃燒器為LNASB旋流燃燒器.鍋爐設(shè)計煤種的煤質(zhì)分析如表1所示.

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

該鍋爐運行中水冷壁存在明顯腐蝕跡象，通過水冷壁管測厚檢查發(fā)現(xiàn)，壁厚最大減薄至3.8 mm，年最大減薄約1.5 mm，且壁厚最大減薄區(qū)集中在側(cè)墻中心部位(稍偏向于前墻)，逐漸向兩側(cè)墻降低，且減薄位置主要集中在第二層、第三層燃燒器和第一層燃盡風(fēng)高度范圍內(nèi)的側(cè)墻中部.為進(jìn)一步了解腐蝕分布的范圍和程度，在側(cè)墻腐蝕區(qū)域的水冷壁上布置煙氣成分取樣測孔，每面?zhèn)葔τ?0個，分為6層，每層5個，順序從下到上分別布置在第一層燃燒器、第二層燃燒器、第三層燃燒器、第一層燃盡風(fēng)以及第二層吹灰器和第一層吹灰器高度(見圖1).

在600 MW負(fù)荷下，從測孔抽取煙氣測量其成分，左側(cè)墻改造前的試驗結(jié)果見表2和表3.受試驗條件限制，左側(cè)墻中心CO的體積分?jǐn)?shù)超過了煙氣分析儀的最大量程，所以僅測量了H2S和O2的體積分?jǐn)?shù)，而未測CO的體積分?jǐn)?shù).由于H2S是還原性氣體，其體積分?jǐn)?shù)分布與CO基本相同，H2S在側(cè)墻壁面的體積分?jǐn)?shù)分布也可反映水冷壁壁面的還原性氣氛.

由表2和表3可知，H2S體積分?jǐn)?shù)呈現(xiàn)由中部向側(cè)墻兩側(cè)遞減的趨勢，而O2體積分?jǐn)?shù)則由中部向側(cè)墻兩側(cè)遞增；第二層～第四層的H2S體積分?jǐn)?shù)較高，表明此高度范圍內(nèi)更易產(chǎn)生腐蝕.現(xiàn)場腐蝕檢查情況及腐蝕區(qū)域壁面氣氛測試數(shù)據(jù)表明，燃燒區(qū)域側(cè)墻水冷壁的還原性高溫硫腐蝕主要集中在第二層、第三層燃燒器以及第一層燃盡風(fēng)高度范圍內(nèi)，且存在中間部位腐蝕嚴(yán)重、逐漸向兩側(cè)減輕的現(xiàn)象.

圖1 腐蝕區(qū)域的測點布置圖Fig.1 Arrangement of measuring points in corrosion areas

表2 600 MW試驗工況下左側(cè)墻H2S體積分?jǐn)?shù)(改造前)Tab.2 H2S concentration measured near left wall at 600 MW (before retrofit)

表3 600 MW試驗工況下左側(cè)墻O2體積分?jǐn)?shù)(改造前)Tab.3 O2 concentration measured in the area near left wall at 600 MW (before retrofit) %

在設(shè)計貼壁風(fēng)噴嘴時，噴嘴內(nèi)端用圓盤堵死，在貼壁風(fēng)噴嘴內(nèi)端圓周面上設(shè)有吹風(fēng)口,使得從吹風(fēng)口吹出的氣流能夠在壁面附近形成氣流薄膜，具體結(jié)構(gòu)見圖2.貼壁風(fēng)設(shè)置在兩側(cè)墻，兩側(cè)墻各4層，考慮到腐蝕主要集中在第二層和第三層燃燒器高度的側(cè)墻中間部位，最下層側(cè)墻中間部位腐蝕較輕，因此第一層每側(cè)墻布置一個貼壁風(fēng)噴嘴，其位置在側(cè)墻正中間，中心標(biāo)高為第一層燃燒器中心標(biāo)高，可覆蓋側(cè)墻中間寬度3 500 mm的區(qū)域；第二層和第三層燃燒器每側(cè)墻為主要腐蝕區(qū)域，每側(cè)墻布置3個貼壁風(fēng)噴嘴，其中1個位于側(cè)墻正中間，剩余2個距中間貼壁風(fēng)噴嘴3 500 mm，標(biāo)高為對應(yīng)層燃燒器中心標(biāo)高，覆蓋中間寬10 500 m的區(qū)域；第一層燃盡風(fēng)每側(cè)墻布置一個貼壁風(fēng)噴嘴，標(biāo)高為燃盡風(fēng)中心標(biāo)高，位于側(cè)墻正中間位置，可覆蓋側(cè)墻中間寬3 500 mm的區(qū)域.上述布置方案能夠盡量減小貼壁風(fēng)風(fēng)量占總風(fēng)量的比例，且相鄰的貼壁風(fēng)在射流遠(yuǎn)處形成交叉覆蓋區(qū)域，基本不存在貼壁風(fēng)覆蓋的死區(qū)，可確保側(cè)墻的安全.兩側(cè)墻共計16個貼壁風(fēng)噴嘴，具體布置見圖3.

圖2 噴嘴結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structural diagram of the nozzle

圖3 貼壁風(fēng)引出位置及噴嘴具體布置圖Fig.3 Arrangement of various nozzles

2 物理模型

按照鍋爐實際尺寸，采用Gambit建立爐膛三維模型，側(cè)墻加裝貼壁風(fēng)裝置.模擬顯示，貼壁風(fēng)噴嘴形式對其效果和爐內(nèi)燃燒的影響較小，為方便網(wǎng)格劃分，噴嘴圓盤在Gambit中用面來代替.未添加貼壁風(fēng)裝置的原始工況下，圓盤設(shè)置為interior，不影響物質(zhì)和能量交換；添加貼壁風(fēng)后，圓盤設(shè)置為wall，可起到圓盤作用.

采用分區(qū)域劃分網(wǎng)格方法，所有區(qū)域均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，燃燒區(qū)利用Cooper法劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并對燃燒器出口附近、兩側(cè)墻壁面附近按比例進(jìn)行加密，由此可有效避免偽擴散問題.為驗證數(shù)值計算的無關(guān)性，選取197萬、215萬、246萬和280萬4組網(wǎng)格數(shù)，鍋爐最大連續(xù)出力(BMCR)工況下的模擬表明，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)超過215萬時，爐膛出口溫度和O2體積分?jǐn)?shù)變化很小.考慮到計算資源和時長，選取網(wǎng)格數(shù)為215萬.

模擬采用Fluent軟件，選用Simplec算法對離散方程組的速度和壓力耦合進(jìn)行求解.采用非預(yù)混燃燒模型和標(biāo)準(zhǔn)k-ε紊流模型對氣相湍流流動進(jìn)行模擬[5]；采用P-1輻射模型計算輻射換熱；煤粉顆粒追蹤采用隨機軌道模型[5]；NOx生成的模擬使用后處理方法；對近壁區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法進(jìn)行修正.

入口邊界條件根據(jù)BMCR工況參數(shù)設(shè)置，采用質(zhì)量入口，溫度根據(jù)運行參數(shù)確定，爐膛出口邊界采用壓力出口條件.煤粉由一次風(fēng)噴口噴入爐膛，假定煤粉顆粒速度、溫度均與一次風(fēng)相應(yīng)參數(shù)一致，煤粉顆粒粒徑服從Rosin-rammler分布[6].針對BMCR工況，可采用熱力試驗所測數(shù)據(jù)來驗證模擬結(jié)果.爐膛內(nèi)溫度最高可達(dá)到約2 000 K，現(xiàn)有測量技術(shù)手段難以滿足測量要求，因此只能通過測量爐膛出口煙氣溫度和O2體積分?jǐn)?shù)來驗證，在BMCR工況下，兩者的實測結(jié)果為1 223 K和3.4%，而模擬結(jié)果為1 296 K和3.59%，對應(yīng)的偏差分別為5.97%和5.59%，表明模擬結(jié)果可靠，能夠保證爐內(nèi)數(shù)值研究的準(zhǔn)確性.

3 結(jié)果與分析

為分析爐膛水平層面的煙氣成分分布，取具有代表性的第一層～第三層燃燒器和第一層、第二層燃盡風(fēng)中心水平橫截面(即圖4中 C1、C2、C3、C4和C5)進(jìn)行分析.取距左側(cè)墻15 mm處的A-A截面，C1～C4截面與A-A截面的交線為l1～l4，通過分析l1～l4線上的成分分布來定量分析側(cè)墻附近水平方向的氣氛分布.

3.1 未添加貼壁風(fēng)裝置的原始工況

研究表明，當(dāng)H2S體積分?jǐn)?shù)高于0.01%時，將對金屬管壁造成嚴(yán)重腐蝕[4].H2S的生成速率受還原性氣氛影響很大，還原性越強，H2S的生成速率越大.由于CO具有還原性，因此其體積分?jǐn)?shù)高低將直接影響H2S的生成量.同時，由于CO體積分?jǐn)?shù)具有變化范圍大、便于測量和易于判斷的特點，因此，將CO體積分?jǐn)?shù)作為監(jiān)測參數(shù).另外，O2是破壞還原性氣氛的有效物質(zhì)，當(dāng)貼壁O2體積分?jǐn)?shù)低于1.1%時，缺氧狀態(tài)下會導(dǎo)致CO體積分?jǐn)?shù)大幅上升，進(jìn)而形成還原性氣氛.因此，根據(jù)煙氣中的O2體積分?jǐn)?shù)也可判斷還原性氣氛是否形成.

圖4 鍋爐結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic diagram of boiler arrangement

C1～C4截面上CO和O2的體積分?jǐn)?shù)分布如圖5所示.圖6給出了l1～l4線上CO和O2的體積分?jǐn)?shù)分布.

由圖5可知，在燃燒器一次風(fēng)射流處CO體積分?jǐn)?shù)高達(dá)30%以上，燃盡風(fēng)射流處CO體積分?jǐn)?shù)幾乎為0；CO大量分布在爐膛中心，其體積分?jǐn)?shù)可達(dá)25%，且CO能夠到達(dá)兩側(cè)墻，側(cè)墻中心CO體積分?jǐn)?shù)不低于2%；O2大量存在于燃燒器二次風(fēng)射流和一次風(fēng)噴口附近，其體積分?jǐn)?shù)較高，均不低于13%，而爐膛中心的O2體積分?jǐn)?shù)均低于1%，側(cè)墻中心O2體積分?jǐn)?shù)幾乎為0，僅兩側(cè)有少量O2存在，但其體積分?jǐn)?shù)低于2%.這是由于實施低氮技術(shù)改造后，在燃燒器區(qū)域形成了富燃料區(qū)(過量空氣系數(shù)小于1)，一方面，煤粉不完全燃燒產(chǎn)生大量CO，聚集在爐膛中心并向兩側(cè)墻擴散；另一方面，未燃盡的煤粉顆粒在爐膛中心發(fā)生碰撞并沖向側(cè)墻，在側(cè)墻處不完全燃燒生成CO.而O2在燃燒器回流區(qū)域參與反應(yīng)被消耗掉，部分O2隨二次風(fēng)氣流能夠到達(dá)側(cè)墻，但與側(cè)墻附近未燃盡的煤粉繼續(xù)反應(yīng)生成CO而被消耗掉.

圖5 C1～C4截面上CO和O2體積分?jǐn)?shù)分布Fig.5 CO and O2 concentration distribution in cross section C1-C4

由圖6(a)可知，兩側(cè)墻壁面附近CO體積分?jǐn)?shù)較高，大部分區(qū)域CO體積分?jǐn)?shù)高于3%，屬于強還原性氣氛[7]，中間區(qū)域局部CO體積分?jǐn)?shù)最高可達(dá)8%以上，這使得側(cè)墻壁面附近區(qū)域處于還原性氣氛，且高體積分?jǐn)?shù)主要集中在l2～l4線上.還原性氣氛分布呈現(xiàn)從側(cè)墻中間區(qū)域向兩側(cè)遞減的趨勢，即中間高兩側(cè)低.

O2可破壞還原性氣氛，已有研究表明，當(dāng)O2體積分?jǐn)?shù)高于2%時，CO體積分?jǐn)?shù)不超過3%～ 5%[8].由圖6(b)可知，側(cè)墻壁面大部分區(qū)域O2體積分?jǐn)?shù)均低于2%，側(cè)墻中心O2體積分?jǐn)?shù)幾乎為0，只在側(cè)墻兩側(cè)區(qū)域有少量O2存在，這也間接說明還原性氣氛存在于側(cè)墻且其中心還原性氣氛較為濃厚，為高溫硫腐蝕創(chuàng)造了條件.

當(dāng)壁面溫度超過限值后，水冷壁管道容易老化，其抗腐蝕能力下降，在還原性氣氛下更易造成高溫硫腐蝕.圖7給出了l1～l4線上的溫度(T)分布.由圖7可知，側(cè)墻壁面附近大部分溫度在1 200 K以上；l2、l3線上的溫度普遍較高，達(dá)到1 400 K以上，表明在第二層和第三層燃燒器高度范圍內(nèi)的側(cè)墻水冷壁管的抗腐蝕能力更易下降，為腐蝕創(chuàng)造了條件.

圖6 l1～l4線上CO和O2體積分?jǐn)?shù)分布Fig.6 CO and O2 concentration distribution along line l1-l4

圖7 l1～l4線上溫度分布Fig.7 Temperature distribution along line l1-l4

上述模擬結(jié)果顯示，還原性氣氛主要集中在側(cè)墻中部，且第二層、第三層燃燒器和第一層燃盡風(fēng)高度范圍內(nèi)的側(cè)墻還原性氣氛更加濃厚；第二層和第三層燃燒器高度范圍內(nèi)的側(cè)墻溫度較高，更易產(chǎn)生高溫硫腐蝕，這與之前提到的鍋爐實際高溫硫腐蝕區(qū)域較為吻合，也進(jìn)一步證實了本文模擬的準(zhǔn)確性.

3.2 添加貼壁風(fēng)裝置工況

貼壁風(fēng)的風(fēng)量或風(fēng)速過大將影響爐內(nèi)燃燒的穩(wěn)定性，而風(fēng)量或風(fēng)速較小時所起作用有限.為保證貼壁風(fēng)效果和盡量減小貼壁風(fēng)風(fēng)量占總風(fēng)量的比例，選取貼壁風(fēng)出口風(fēng)速為15 m/s、25 m/s、35 m/s和45 m/s.通過冷態(tài)工況下的模擬，綜合考慮選定貼壁風(fēng)出口風(fēng)速為35 m/s，其風(fēng)量占總風(fēng)量的2.32%.

添加貼壁風(fēng)裝置工況(以下簡稱貼壁風(fēng)工況)下，A-A截面和l1～l4線上的速度(v)分布如圖8和圖9所示.

圖8 A-A截面上的速度分布Fig.8 Velocity distribution on section A-A with addition of

圖9 添加貼壁風(fēng)裝置后l1～l4線上速度分布Fig.9 Velocity distribution along line l1-l4 with addition of

由圖8和圖9可知，噴口附近風(fēng)速約為35 m/s，滿足噴嘴設(shè)計出口風(fēng)速要求.貼壁風(fēng)噴出后呈圓盤形分布，可覆蓋受腐蝕側(cè)墻的大部分區(qū)域，嚴(yán)重腐蝕區(qū)域的風(fēng)速均不小于9 m/s.試驗表明，當(dāng)側(cè)墻邊緣風(fēng)速大部分在5 m/s以上時，可滿足側(cè)墻覆蓋氧化空氣膜的要求.因此，本文所用方案可達(dá)到防腐要求[4].

圖10給出了添加貼壁風(fēng)裝置后l1～l4線上CO和O2的體積分?jǐn)?shù)分布.由圖10(a)可知，與圖6(a)相比，距側(cè)墻表面15 mm處的CO體積分?jǐn)?shù)下降較為明顯，大部分區(qū)域CO體積分?jǐn)?shù)均低于3%，處于弱還原性氣氛，原始工況下還原性氣氛較強的側(cè)墻中心CO體積分?jǐn)?shù)也低于0.2%，由此可保證水冷壁長期安全運行[4,9].貼壁風(fēng)的加入使側(cè)墻壁面附近O2得到補充，貼壁風(fēng)出口O2體積分?jǐn)?shù)最高，接近21%，離噴口越遠(yuǎn)O2越少，但大部分區(qū)域O2體積分?jǐn)?shù)均高于2%，由此抑制了CO的生成.

圖10 添加貼壁風(fēng)裝置后l1～l4線上CO和O2體積分?jǐn)?shù)分布Fig.10 CO and O2 concentration distribution along line l1-l4with addition of near-wall air curtain

圖11給出了添加貼壁風(fēng)裝置后l1～l4線上的溫度分布.由圖11可知，由于相對冷的空氣覆蓋側(cè)墻，壁面附近溫度比原始工況(見圖7)下有所下降，絕大多數(shù)區(qū)域溫度均低于1 400 K，還原性氣氛較為濃厚的l2、l3線上溫度下降明顯，大部分溫度低于1 200 K，溫度下降高達(dá)250 K，這也在一定程度上抑制了腐蝕的產(chǎn)生.

綜上所述，貼壁風(fēng)的作用主要有2方面：一方面，從添加貼壁風(fēng)裝置噴出的氣流覆蓋側(cè)墻形成氣流薄膜，隔絕了燃燒產(chǎn)生的煙氣，降低了壁面附近溫度；另一方面，新進(jìn)入的O2在高溫下與CO反應(yīng)，同樣降低了壁面處的CO體積分?jǐn)?shù).

3.3 貼壁風(fēng)對燃燒的影響

原始工況下模擬的爐膛出口煙氣溫度為1 296K；添加貼壁風(fēng)裝置后，爐膛出口煙氣溫度為1 305 K，即添加貼壁風(fēng)裝置后的煙氣溫度變化很小.圖12給出了添加貼壁風(fēng)裝置前后沿爐膛高度方向不同截面上的平均煙氣溫度分布.由圖12可知，添加貼壁風(fēng)裝置后爐膛平均煙氣溫度分布與原始工況下基本相同，即在燃燒器區(qū)域的平均煙氣溫度沿爐膛高度方向不斷升高，在燃燒器區(qū)域上方平均煙氣溫度達(dá)到最高，隨后平均煙氣溫度因加入溫度較低的燃盡風(fēng)而小幅下降，但新加入的空氣與未燃盡的可燃物繼續(xù)燃燒放熱，使得平均煙氣溫度又有所回升，最后沿爐膛高度方向逐漸下降.貼壁風(fēng)的添加并未影響爐內(nèi)燃燒，這是因為貼壁風(fēng)取自各層熱二次風(fēng)，且其風(fēng)量僅占總風(fēng)量的2.32%.

圖11 添加貼壁風(fēng)裝置后l1～l4線上溫度分布Fig.11 Temperature distribution along line l1-l4 with addition of near-wall air curtain

圖12 沿爐膛高度方向不同截面上的平均煙氣溫度分布Fig.12 Distribution of mean flue gas temperature in different cross sections along furnace height

圖13和圖14分別給出了不同截面上O2和CO2的平均體積分?jǐn)?shù).由圖13可知，由于每層貼壁風(fēng)均來自各層的二次風(fēng)管，因此添加貼壁風(fēng)裝置后，燃燒器區(qū)域的O2平均體積分?jǐn)?shù)分布并未受到明顯影響，而燃盡風(fēng)區(qū)域及其上方區(qū)域O2平均體積分?jǐn)?shù)卻略有升高，這是由于從貼壁風(fēng)噴嘴進(jìn)入爐膛的空氣基本未參與燃燒器區(qū)域的燃燒，而是隨煙氣上升至燃盡風(fēng)區(qū)域，從而使該區(qū)域O2平均體積分?jǐn)?shù)略有升高.由圖14可知，添加貼壁風(fēng)裝置前后CO2平均體積分?jǐn)?shù)分布基本相同，表明添加貼壁風(fēng)裝置后對燃燒產(chǎn)物的影響也很小.

圖13 沿爐膛高度方向不同截面上的O2平均體積分?jǐn)?shù)分布Fig.13 Distribution of mean O2 concentration in different cross sections along furnace height

圖14 沿爐膛高度方向不同截面上的CO2平均體積分?jǐn)?shù)分布Fig.14 Distribution of mean CO2 concentration in different cross sections along furnace height

3.4 貼壁風(fēng)對污染物的影響

為保證添加貼壁風(fēng)裝置后不會對低氮技術(shù)改造造成負(fù)面影響，每層貼壁風(fēng)均從各層的二次風(fēng)管取風(fēng)，以保證富燃料區(qū)的O2體積分?jǐn)?shù)不會升高.圖15給出了2種工況下不同截面上的NOx平均質(zhì)量濃度ρ分布.由圖15可知，添加貼壁風(fēng)裝置前后的NOx平均質(zhì)量濃度分布基本相同，在燃燒器區(qū)域NOx平均質(zhì)量濃度較高，進(jìn)入燃盡風(fēng)區(qū)域后，由于新加入空氣的稀釋作用，NOx平均質(zhì)量濃度劇降，但新補入的O2又進(jìn)一步使NOx生成量增加，表現(xiàn)出燃盡風(fēng)上方區(qū)域NOx平均質(zhì)量濃度回升的特征.與原始工況相比，添加貼壁風(fēng)裝置后由于減少了燃燒器區(qū)域的二次風(fēng)風(fēng)量，相當(dāng)于減少了O2，使該區(qū)域的NOx平均質(zhì)量濃度有所下降，但下降幅度并不大.而在燃盡風(fēng)區(qū)域及其上方區(qū)域，由于O2體積分?jǐn)?shù)升高，導(dǎo)致NOx平均質(zhì)量濃度也有所提高.但從模擬結(jié)果來看，原始工況下爐膛出口的NOx平均質(zhì)量濃度為258.54 mg/m3，添加貼壁風(fēng)裝置后爐膛出口的NOx平均質(zhì)量濃度為270.68 mg/m3，提高了約4.69%，處于可以接受的范圍內(nèi).

圖15 沿爐膛高度方向不同截面上的NOx平均質(zhì)量濃度分布Fig.15 Distribution of mean NOx concentration in different cross sections along furnace height

4 改造后氣氛測試結(jié)果與分析

鍋爐按設(shè)計完成貼壁風(fēng)改造后，為驗證改造后效果，在600 MW負(fù)荷下進(jìn)行了側(cè)墻壁面氣氛測試試驗，結(jié)果見表4和表5.改造前后的對比結(jié)果見表6.

表4 600 MW試驗工況下左側(cè)墻H2S體積分?jǐn)?shù)(改造后)Tab.4 H2S concentration measured near left wall at 600 MW (after retrofit)

表5 600 MW試驗工況下左側(cè)墻O2體積分?jǐn)?shù)(改造后)Tab.5 O2 concentration measured near left wall at 600 MW (after retrofit) %

對比貼壁風(fēng)工況的模擬數(shù)據(jù)，改造后的側(cè)墻O2體積分?jǐn)?shù)在分布趨勢上與模擬結(jié)果相符，但低于模擬結(jié)果.其原因如下：(1) 煙氣分析儀在抽取壁面附近煙氣時會破壞氣流薄膜的穩(wěn)定性，使氣流薄膜外的煙氣干擾實測結(jié)果；(2) 數(shù)值模擬中l(wèi)1～l4線未與每層測點的高度完全一致，這也會造成誤差.

表6 改造前后鍋爐數(shù)據(jù)的對比Tab.6 Comparison of various boiler parameters before and after retrofit

由表6可知，在600 MW試驗工況下，壁面腐蝕嚴(yán)重區(qū)域的O2平均體積分?jǐn)?shù)升高，H2S平均體積分?jǐn)?shù)明顯下降，左、右側(cè)墻H2S平均體積分?jǐn)?shù)分別降低了69.76%和73.86%.因此，在運行氧量和燃煤硫分質(zhì)量分?jǐn)?shù)基本不變的情況下，新型貼壁風(fēng)系統(tǒng)的投入使用使鍋爐側(cè)墻水冷壁壁面煙氣中H2S平均體積分?jǐn)?shù)顯著降低，說明此改造能夠有效降低腐蝕性氣體H2S的生成量.由表6還可知，鍋爐效率、飛灰含碳量、平均主蒸汽溫度和排煙溫度基本不變，表明貼壁風(fēng)的添加對爐內(nèi)燃燒影響較小，而NOx平均質(zhì)量濃度升高了3.22%，其變化幅度不大，均維持在250～300 mg/m3內(nèi)，在可接受范圍內(nèi).

5 結(jié) 論

(1) 未添加貼壁風(fēng)裝置時，CO能夠到達(dá)側(cè)墻，側(cè)墻中心CO體積分?jǐn)?shù)不低于2%，側(cè)墻壁面CO體積分?jǐn)?shù)呈中間區(qū)域向兩側(cè)逐漸減弱的分布特點；側(cè)墻中心O2體積分?jǐn)?shù)幾乎為0，僅兩側(cè)有少量O2存在，但其體積分?jǐn)?shù)均低于2%.這使得側(cè)墻中部形成還原性氣氛，模擬結(jié)果與電廠實際腐蝕區(qū)域吻合良好.

(2) 添加貼壁風(fēng)裝置后，主要腐蝕區(qū)域CO體積分?jǐn)?shù)明顯降低，大部分區(qū)域CO體積分?jǐn)?shù)均低于3%；O2體積分?jǐn)?shù)明顯升高，均高于2%.側(cè)墻壁面還原性氣氛被削弱，能夠起到控制側(cè)墻還原性高溫硫腐蝕的作用.

(3) 添加貼壁風(fēng)裝置后，爐膛溫度分布與未添加貼壁風(fēng)裝置時基本相同，爐內(nèi)燃燒并未受到較大影響，燃燒產(chǎn)物體積分?jǐn)?shù)基本不變.

(4) 添加貼壁風(fēng)裝置后對污染物的生成有一定影響，在燃盡風(fēng)區(qū)域及其上方區(qū)域可能會導(dǎo)致NOx平均質(zhì)量濃度升高了約4.69%，在可接受的范圍內(nèi)；所采用的改造方案達(dá)到了改善水冷壁高溫硫腐蝕的目的.

(5) 側(cè)墻壁面氣氛測試試驗表明，模擬結(jié)果與實測結(jié)果較為吻合，驗證了數(shù)值模擬的可靠性.貼壁風(fēng)改造后，壁面氣氛改善效果明顯，且對爐內(nèi)燃燒和污染物排放的影響較小.

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Retrofit of an Opposed Firing Boiler to Prevent High-temperature Sulfur Corrosion

LIChunxi1,XUTao1,LIMin2,YEXuemin1

(1. Department of Power Engineering, North China Electric Power University, Baoding 071003, China;2. Electric Power Research Institute, State Grid Henan Electric Power Corporation,Zhengzhou 450052, China)

To solve the problem of high-temperature sulfur corrosion occurring on the side water wall of a 600 MW supercritical opposed firing boiler after low-NOxcombustion retrofit, a device was added to arrange near-wall air curtain to the side wall, after which numerical simulation of the furnace combustion was carried out to examine the distribution of flue gas components near the side wall before and after the addition of near-wall air curtain, and to analyze the effects of near-wall air curtain on the in-furnace combustion and high-temperature sulfur corrosion. Results show that under the original condition without near-water air curtain, CO is mainly concentrated in the middle area of water wall with lower concentration of O2, where the simulated region of reducing atmosphere is in good agreement with actual region of sulfur corrosion observed in the boiler; in the case with near-wall air curtain, the CO concentration reduces significantly while the O2concentration rises simultaneously in the area near the side wall, resulting in greatly improved reducing atmosphere in the area; the adoption of near-wall air curtain has negligible influence on the furnace combustion and pollutants emission.

opposed firing boiler; water wall; high-temperature sulfur corrosion; near-wall air curtain; numerical simulation

2015-10-15

2016-01-11

李春曦(1973-)，女，河北唐山人，教授，博士，主要從事新能源技術(shù)、流體機械和流體動力學(xué)理論及應(yīng)用等方面的研究. 電話(Tel.)：15932176852；E-mail：leechunxi@163.com.

1674-7607(2016)11-853-09

TK223

A 學(xué)科分類號：470.30