異距貼壁風(fēng)噴口布置方案的數(shù)值模擬

孟凡冉，高暢，金保昇，張勇

（東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210096）

異距貼壁風(fēng)噴口布置方案的數(shù)值模擬

孟凡冉，高暢，金保昇，張勇

（東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210096）

為了消除某600MW前后墻旋流對沖鍋爐側(cè)墻水冷壁出現(xiàn)的高溫腐蝕現(xiàn)象，在前后墻開3層對沖貼壁風(fēng)噴口，借助Fluent軟件模擬計(jì)算了原始運(yùn)行工況以及不同貼壁風(fēng)工況下的爐內(nèi)燃燒，并著重分析了側(cè)墻近壁區(qū)內(nèi)還原性氣體（CO）濃度的分布情況；結(jié)果表明，數(shù)值模擬的結(jié)果比較符合爐膛實(shí)際的運(yùn)行情況，不同貼壁風(fēng)噴口類型的防腐效果并沒有顯示出太大差異；受上升煙氣的攜帶作用，貼壁風(fēng)噴口的布置方式對貼壁風(fēng)的防腐效果影響很大；采用異距式貼壁風(fēng)噴口的布置方式并結(jié)合貼壁風(fēng)射流補(bǔ)氧特性，在貼壁風(fēng)率消耗不到4%的前提下，就使側(cè)墻近壁區(qū)的還原性氣氛濃度達(dá)到較低水平，說明在合適的噴口布置以及速差組合的基礎(chǔ)上，前后墻貼壁風(fēng)布置方式可以有效地抑制側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕。

旋流對沖鍋爐；高溫腐蝕；異距噴口布置方案；數(shù)值模擬

水冷壁作為電站鍋爐主要的換熱面，是確保電廠安全生產(chǎn)的關(guān)鍵，但在實(shí)際運(yùn)行過程中卻面臨著諸多威脅。水冷壁硫化物型高溫腐蝕是目前最為常見的一種，該現(xiàn)象的產(chǎn)生與近壁區(qū)強(qiáng)還原性氣氛存在著緊密的聯(lián)系。當(dāng)近壁區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)小于3%時(shí)，H2S氣體濃度較低，硫化物型高溫腐蝕發(fā)生的概率也大大降低[1]。因此，降低近壁區(qū)CO的濃度就成了解決水冷壁高溫腐蝕的關(guān)鍵所在。

針對上述問題，通過燃燒調(diào)整可以改善煤粉貼壁沖刷的現(xiàn)象，緩解高溫腐蝕的程度，但無法抑制還原性氣氛的形成，也就不能從根本上阻止水冷壁高溫腐蝕的發(fā)生[2]。因此，工程上廣泛采用貼壁風(fēng)技術(shù)來降低高溫腐蝕發(fā)生的概率[3-4]。此外，對電站鍋爐進(jìn)行現(xiàn)場測驗(yàn)，優(yōu)化成本較高且周期較長，所以，在工程設(shè)計(jì)優(yōu)化中一般輔之以數(shù)值模擬方法。李敏等[2]在對國內(nèi)某330MW對沖燃煤鍋爐進(jìn)行防高溫腐蝕的數(shù)值模擬時(shí)發(fā)現(xiàn)，通過在側(cè)墻水冷壁加裝12個(gè)貼壁風(fēng)噴口，使該鍋爐側(cè)墻的CO濃度降低。林敏社等[5]為消除某對沖燃燒鍋爐的側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕問題時(shí)，通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，增加側(cè)墻貼壁風(fēng)，側(cè)墻CO明顯減少，O2濃度明顯增加。陳敏生等[6]在對某600MW鍋爐進(jìn)行高溫腐蝕技術(shù)改造時(shí)，通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)在前后墻開3層φ430mm貼壁風(fēng)噴口后，滿足側(cè)墻氧化膜覆蓋的要求。陳天杰等[7]對某660MW機(jī)組進(jìn)行貼壁風(fēng)方案優(yōu)化的數(shù)值研究中提到，前后墻貼壁風(fēng)噴口射流需要達(dá)到一定的剛性才能穿透側(cè)墻中心的還原性氣氛到達(dá)中心區(qū)域，對側(cè)墻中心進(jìn)行補(bǔ)氧。

以上研究表明貼壁風(fēng)技術(shù)可以有效抑制高溫腐蝕的發(fā)生，但上述貼壁風(fēng)布置方式均采用等距噴口布置，值得注意的是由于受到上升氣流的攜帶作用，貼壁風(fēng)噴口的位置與貼壁風(fēng)的防腐效果息息相關(guān)，目前尚未有研究指出貼壁風(fēng)噴口的非等間距布置方式對貼壁風(fēng)防腐效果的影響。本文作者在前人研究的基礎(chǔ)上，重點(diǎn)研究了異距貼壁風(fēng)布置方案的補(bǔ)氧效果，并結(jié)合噴口速度形成了有良好防腐效果的貼壁風(fēng)布置方案，在達(dá)到一定的防腐效果的基礎(chǔ)上，盡可能地降低貼壁風(fēng)率的消耗，使貼壁風(fēng)布置對爐膛燃燒的影響降至最低。

1 計(jì)算模型

1.1 物理模型

本文研究對象為一臺600MW超臨界參數(shù)的前后墻對沖燃燒鍋爐。該鍋爐共布置36只低NOx旋流燃燒器，前后墻各3層，每層6只，燃燒器高度間距為4.526m，燃燒器寬度間距為3.048m。此外，前后墻各有8只燃盡風(fēng)噴口（兩只SAP，6只AAP），爐膛寬22.1624m，深15.4568m，物理模型如圖1所示。BMCR工況下，有5臺磨煤機(jī)運(yùn)行，后墻第三層燃燒器處于備用狀態(tài)，鍋爐蒸發(fā)量為2141t/h。

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)示意圖（單位：m）

1.2 數(shù)學(xué)模型

本文采用CFD模擬軟件Fluent進(jìn)行相關(guān)計(jì)算，主要的數(shù)學(xué)模型有：采用DPM（discrete particle model）模型來模擬煤粉燃燒過程，揮發(fā)分的析出采用雙步競爭模型；焦炭的燃燒過程選用動(dòng)力/擴(kuò)散控制燃燒模型；采用P1輻射模型；采用Euler方法對氣相場進(jìn)行描述，采用混合分?jǐn)?shù)/概率密度函數(shù)（probability density function）描述氣相燃燒模型；湍流模型采用Realizablek-ε模型，顆粒的湍流擴(kuò)散采用隨機(jī)軌道模型，顆粒假定為球形顆粒[8-14]。

2 模擬方法與邊界條件

2.1 網(wǎng)格劃分

本文的計(jì)算區(qū)域確定為鍋爐本體至水平煙道出口段，鑒于前后墻旋流對沖鍋爐具有良好的對稱性，取寬度方向的一半作為計(jì)算區(qū)域[11]。利用Gambit建立全尺寸三維模型并進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，并對于某些流動(dòng)混合較為劇烈的區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，最后經(jīng)過網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)，網(wǎng)格數(shù)定為360萬左右。

2.2 邊界條件

本文燃燒器與燃盡風(fēng)入口均采用速度入口邊界條件，其入口參數(shù)由鍋爐運(yùn)行數(shù)據(jù)確定，爐膛出口設(shè)置為壓力出口，出口壓力為–100Pa。其中，一次風(fēng)風(fēng)率保持在20.9%，風(fēng)溫為368K；貼壁風(fēng)取自于二次風(fēng)，二次風(fēng)風(fēng)溫為573K；該機(jī)組燃用高硫煤種，屬于易腐蝕煤種[15]，煤質(zhì)分析如表1所示，煤粉粒徑符合Rosin-Rammler分布。

表1 煤質(zhì)分析

3 結(jié)果與討論

3.1 原始工況與模型驗(yàn)證

對該鍋爐BMCR運(yùn)行工況進(jìn)行模擬計(jì)算，圖2所示為該鍋爐原始工況下的A—A截面內(nèi)CO分布，其中，A—A截面為距側(cè)墻鍋爐縱截面（y=11.0562m）標(biāo)高10.4658～28m的區(qū)域。從圖2(a)中可以看出，A—A截面中心區(qū)域CO氣氛濃厚，最大值達(dá)到8%，如此大面積的還原性氣氛極易造成了側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕。鍋爐實(shí)際運(yùn)行下，爐膛出口溫度為1044℃，爐膛出口氧量實(shí)測數(shù)據(jù)為3%，爐膛出口煙溫的模擬結(jié)果為1061.2℃，含氧量為3.05%，相對誤差均不超過3%。經(jīng)過電廠停爐期間的檢測發(fā)現(xiàn)，高溫腐蝕區(qū)域主要集中在側(cè)墻底層燃燒器與燃盡風(fēng)高度之間。近壁區(qū)的還原性氣氛分布基本和停爐所確定的腐蝕區(qū)域吻合，基本可以確定本文的數(shù)值模型是可行的。圖2(b)所示為A—A截面內(nèi)f(CO)沿高度方向的分布趨勢，其中f(CO)=l(CO)/D×100%，l(CO)為A—A截面某高度線上CO體積分?jǐn)?shù)大于3%的長度，D為A—A截面深度，f(CO)可以反映A—A截面內(nèi)可能引起高溫腐蝕的CO濃度分布，折線與x軸包圍的面積也從側(cè)面上反映了易腐蝕區(qū)域的比例。

3.2 噴口布置方案一的防腐特性

針對側(cè)墻水冷壁的高溫腐蝕現(xiàn)象，在前后墻近壁側(cè)開3層貼壁風(fēng)噴口，3層噴口中心標(biāo)高分別為12.2635m、16.7895m、21.3155m，噴口之間的距離相同，定為貼壁風(fēng)布置方案一，對加裝3種不同噴口的工況進(jìn)行模擬計(jì)算，工況參數(shù)列于表2。

圖2 原始工況A—A截面的CO分布

表2 計(jì)算工況

圖3 不同噴口型式下A-A截面內(nèi)的f(CO)分布曲線

圖3所示為不同噴口型式下A—A截面內(nèi)f(CO)沿高度方向的分布曲線，圖4所示的是不同型式噴口下，噴口中心截面的速度分布云圖。從圖3中可以看出，3種工況下f(CO)曲線均表現(xiàn)出相似的趨勢，底層射流不易受到上升氣流的攜帶[7]，可以穿透側(cè)墻CO氣氛對爐膛中部進(jìn)行補(bǔ)氧，f(CO)在Z=12m高度出現(xiàn)了零點(diǎn)區(qū)域，而對于中上層噴口，由于噴口射流受到了主流煙氣強(qiáng)壓力梯度的作用射流發(fā)生彎曲[16]，側(cè)墻中心區(qū)域無法補(bǔ)氧，使得f(CO)在中層噴口高度仍未達(dá)到0，但噴口附近CO分布大幅度的下降。另一方面結(jié)合圖4來看，由于底層噴口未偏斜導(dǎo)致了中下層噴口之間處于O2覆蓋死區(qū)，CO集中分布于中下層噴口之間，而中上層噴口由于射流偏斜程度不一，也造成中上層噴口之間有一定的CO分布，隨著上層噴口O2的加入，CO逐漸消失。

綜上所述，從圖3中折線與x軸包圍的面積可以看出，3種工況下防腐效果沒有因噴口型式的改變展現(xiàn)出巨大的差異，因此為了工程上的方便，以下研究部分全部基于圓形噴口作進(jìn)一步研究分析。

3.3 異距噴口布置方案的防腐特性

經(jīng)上述分析可以發(fā)現(xiàn)，上述工況貼壁風(fēng)布置方式中下層噴口之間間隔太大，且貼壁風(fēng)底層噴口射流向下游補(bǔ)氧的能力較弱，導(dǎo)致區(qū)間內(nèi)無氧區(qū)域覆蓋較廣，CO分布較多。為取得進(jìn)一步優(yōu)化效果，本文提出了噴口布置方案二：保持下層噴口位置不變，將中層噴口置于中下層燃燒器中間標(biāo)高處，而上層噴口置于中上層燃燒器中間標(biāo)高處；為探索方案2的射流防腐效果，設(shè)置相同的貼壁風(fēng)速度，進(jìn)行兩種布置方案的模擬計(jì)算，模擬工況參數(shù)列于表3。圖5所示為兩種方案下近壁區(qū)CO和分布，圖6所示為l1上O2濃度隨深度方向的變化，其中l(wèi)1為方案一上層噴口中心線。

圖4 不同噴口型式下噴口中心截面速度分布云圖

圖5 不同噴口布置方式下的A—A截面f(CO)分布曲線

圖6 工況4中O2沿l1的分布曲線

從圖5中可以發(fā)現(xiàn)，噴口布置方式發(fā)生變化后，f(CO)整體發(fā)生了較明顯的變化，在同等風(fēng)速下，布置方案二折線與x軸所包圍的面積相對于布置方案一明顯減小，從側(cè)面上反映貼壁風(fēng)防腐效果增強(qiáng)，可見噴口的布置對防腐效果有較大影響。兩種方案下，底層噴口的防腐效果差異不大，但方案二中層噴口布置在中下層無氧區(qū)內(nèi)，可以有效地破壞方案一受底層噴口補(bǔ)氧效果限制而導(dǎo)致的CO氣氛，f(CO)在Z=16m處就達(dá)到零點(diǎn)，同時(shí)由于中上層噴口之間未有差速布置，射流向下游補(bǔ)氧的效果不理想，中上層噴口之間有一定CO分布。當(dāng)噴口風(fēng)速為30m/s時(shí)，方案一中層噴口射流動(dòng)量不能滿足穿透還原性氣氛的要求，射流軌跡大都停留在靠近前后墻區(qū)域，截面內(nèi)中心區(qū)域CO無法被消除，中層噴口附近f(CO)未出現(xiàn)零點(diǎn)。此外，從圖6中可以發(fā)現(xiàn)，l1上側(cè)墻中部區(qū)域有一定的O2覆蓋，這是因?yàn)橹袑由淞鞯奈槽E[17-19]（射流貫穿段）可以一直延伸并擴(kuò)散至此，而當(dāng)速度較大剛性較強(qiáng)時(shí)，射流不易偏斜，大量O2因?yàn)樯淞髯矒舳驙t內(nèi)分散，造成O2無法隨主流煙氣擴(kuò)展并向上部區(qū)域輸送。

3.4 優(yōu)化工況

通過以上分析，異距式貼壁風(fēng)布置方案可以有效地消除中下層之間的CO分布，對于中上層噴口之間的CO就需要采用速差組合來實(shí)現(xiàn)，有效地組織各層噴口的射流速度可以在保證防腐效果的前提下大大減少貼壁風(fēng)消耗，減少不必要的風(fēng)率損耗。綜合考慮各層貼壁風(fēng)射流的補(bǔ)氧特點(diǎn)[7]后確定基于方案二的最優(yōu)速差工況，其信息列于表3。

表3 組合工況信息

圖7 布置方案二優(yōu)化工況下A—A截面的f(CO)分布

圖7所示為優(yōu)化方案下A—A截面內(nèi)的CO濃度分布趨勢。從圖7可以看出，在良好的速差組合情況下，CO濃度大幅下降，除了中下層之間仍舊有一些因氣流未覆蓋的區(qū)域存在之外，大部分區(qū)域的CO均達(dá)到較低水平，圖中折線與x軸的覆蓋面積明顯降低，同時(shí)消除了工況6（風(fēng)率與優(yōu)化工況相同）中上層噴口之間的CO，f(CO)零點(diǎn)提前。對于優(yōu)化工況，為了保證中層噴口對下游區(qū)域的補(bǔ)氧作用，采用大噴口以向爐內(nèi)補(bǔ)充較多的O2。由于中層噴口有向下游區(qū)域協(xié)調(diào)補(bǔ)氧的作用，射流速度不能太高，中層噴口中心高度f(CO)未到零點(diǎn)，而上層噴口的射流更易偏斜，為達(dá)到較理想的防腐效果，需要設(shè)置相對高的速度。綜合來看，優(yōu)化工況的貼壁風(fēng)率為3.6%符合文獻(xiàn)[20]中描述的范圍，貼壁風(fēng)工況下爐內(nèi)燃燒基本不受影響且不存在貼壁風(fēng)改造所引起的次生問題[6]。優(yōu)化工況取得了良好的防腐效果。

4 結(jié)論

（1）原始工況下，側(cè)墻近壁區(qū)有大規(guī)模的CO覆蓋，極易造成水冷壁的高溫腐蝕，且模擬結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行工況取得了比較一致的結(jié)果。

（2）噴口型式的變化沒有對防腐效果產(chǎn)生顯著的影響，為了工程上的方便，貼壁風(fēng)噴口均采用圓形噴口。

（3）貼壁風(fēng)噴口布置方案二相對與方案一，中層噴口布置在中下層之間的無氧區(qū)域，有效地消除了中下層噴口之間的CO，防腐效果加強(qiáng)。

（4）在總結(jié)了一些影響防腐效果的因素（噴口直徑、速度、位置），并結(jié)合貼壁風(fēng)射流在主流中的流動(dòng)特性，確定了貼壁風(fēng)優(yōu)化工況。在貼壁風(fēng)率為3.6%下，使得側(cè)墻近壁區(qū)的CO降至較低水平。

（5）由上述組合方案的優(yōu)化效果來看，中下層噴口的部分區(qū)域仍有少部分CO區(qū)域存在，為了達(dá)到更低的CO分布，可以展望通過增加層數(shù)的方法來取得上述目的。

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Numerical simulation of near-wall air scheme combined with different jet position

MENG Fanran，GAO Chang，JIN Baosheng，ZHANG Yong
（Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education，Southeast University，Nanjing 210096，Jiangsu，China）

In order to eliminate the high temperature corrosion of the side water-cooled wall in a 600 MW front and rear wall swirl-opposed firing boiler，three layers of opposed near-wall air nozzle were punched in the front and rear walls. The boiler combustion of original condition and near-wall air condition with different nozzle arrangement schemes was simulated by use of Fluent. The distribution of reductive atmosphere of near-wall region was emphatically focused on. The results showed that the simulation results agreed with the actual operation condition of boiler and the anti-corrosion performance of different nozzle patterns was limited. Due to the push of rising flue gases from the bottom，the nozzle arrangement had a great influence on the effect on anti-corrosion. In addition，by adjusting the position of nozzle and combining the nozzle flow characteristics，the coverage of reductive atmosphere in the near-wall region maintained at a low level while the ratio of near-wall air was less than 4%，indicating that the front and rear wall arrangement scheme can effectively restrain the high temperature corrosion of the side water-cooled wall on the basis of the combination of appropriate nozzle positions and nozzle flow velocity.

swirl opposed boiler；high temperature corrosion；scheme with different jet distances；numerical simulation

TQ050.9

：A

：1000-6613（2017）09-3237-06

10.16085/j.issn.1000-6613.2017-2034

2016-11-06；修改稿日期：2016-12-07。

孟凡冉（1992—），男，碩士研究生，研究方向?yàn)殄仩t燃燒及其污染物控制。E-mail：220140479@seu.edu.cn。聯(lián)系人：金保昇，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail：bsjin@seu.edu.cn。