貼壁風(fēng)量與配風(fēng)方式對(duì)水冷壁高溫腐蝕的影響

倪澍晨，孫金武，陶東亮，李明玉，譚鵬，荊樹友，朱天宇

(1.國家電投集團(tuán)河南電力有限公司，河南 鄭州 450000；2. 煤燃燒國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(華中科技大學(xué))，湖北 武漢 430074)

近幾年，隨著低氮燃燒技術(shù)、靈活性技術(shù)在燃煤鍋爐中的普遍采用，許多電廠在鍋爐檢修中發(fā)現(xiàn)水冷壁局部存在高溫腐蝕現(xiàn)象[1-3]。有效應(yīng)對(duì)鍋爐受熱面高溫腐蝕問題，提高機(jī)組運(yùn)行可靠性，是當(dāng)前許多電廠面臨的重要問題[4-6]。某300 MW四角切圓鍋爐摻燒印尼煤，存在燃燒迅速、水冷壁局部溫度高情況。經(jīng)過燃燒調(diào)整后，水冷壁的貼壁氣氛好轉(zhuǎn)，但由于高負(fù)荷時(shí)上層燃燒器區(qū)域存在缺氧燃燒情況，側(cè)墻水冷壁仍存在高溫腐蝕傾向。為保證水冷壁的安全運(yùn)行，建議控制入爐燃料硫分不高于0.7%，并采取必要的技改措施如貼壁風(fēng)、制粉系統(tǒng)改造等以進(jìn)一步降低爐膛內(nèi)發(fā)生高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)。

目前貼壁風(fēng)是一種解決水冷壁高溫腐蝕行之有效的方法，其原理是在水冷壁表面形成一層空氣膜，破壞高溫腐蝕所必須具備的還原性氣氛。另外貼壁風(fēng)相對(duì)于爐膛內(nèi)的高溫?zé)煔鈦碚f屬于冷風(fēng)，能夠降低水冷壁附近的溫度，有利于防止高溫腐蝕。貼壁風(fēng)技術(shù)因?yàn)楹唵慰煽?，已?jīng)在工程實(shí)際中受到廣泛應(yīng)用[7-9]。本文對(duì)此鍋爐開展貼壁風(fēng)量與貼壁風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)水冷壁高溫腐蝕影響的研究，通過方案驗(yàn)證后，已對(duì)上3層燃燒器層進(jìn)行貼壁風(fēng)改造，為解決上述鍋爐水冷壁高溫腐蝕問題提供指導(dǎo)。

目前國內(nèi)外很多學(xué)者通過數(shù)值模擬及現(xiàn)場試驗(yàn)等方法對(duì)不同爐型的高溫腐蝕做過研究。賀桂林等[10]采用試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法，分析了某600 MW鍋爐低氮燃燒器改造后冷灰斗區(qū)域出現(xiàn)腐蝕的問題，指出拖底風(fēng)量低造成煤粉下沉并在爐膛下部形成高溫區(qū)，并且下部缺氧易引起高溫腐蝕。陳敏生等[11]針對(duì)某600 MW超臨界鍋爐燃燒器區(qū)域兩側(cè)墻水冷壁管向火側(cè)存在大面積高溫腐蝕現(xiàn)象，提出進(jìn)行燃燒系統(tǒng)改造設(shè)計(jì)，即前后墻各加裝3層貼壁風(fēng)，利用調(diào)整爐內(nèi)橫縱向空氣分布，改善壁面高溫腐蝕環(huán)境。程天杰等[12]對(duì)某電廠660 MW前后墻對(duì)沖燃煤鍋爐側(cè)墻水冷壁出現(xiàn)的高溫腐蝕問題，提出前后墻開孔、側(cè)墻開槽以及二者組合布置方案，結(jié)果表明該組合方式能有效地解決該鍋爐的高溫腐蝕問題。

周亮等[13]針對(duì)某300 MW四角切圓鍋爐，考察不同貼壁風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)水冷壁高溫腐蝕的影響并展開數(shù)值模擬研究，其研究工況較少，但研究對(duì)象與方法對(duì)本文有較好的借鑒作用。由于本文中300 MW鍋爐與周亮等人研究對(duì)象較接近，參照周亮等人的研究對(duì)象，本文對(duì)鍋爐進(jìn)行貼壁風(fēng)改造后的數(shù)值模擬研究并對(duì)實(shí)際貼壁風(fēng)改造后的運(yùn)行效果進(jìn)行分析，可為類似鍋爐對(duì)象的研究起到指導(dǎo)性作用。

1 鍋爐概況

模擬對(duì)象為某300 MW亞臨界燃煤鍋爐，其型式為：四角切圓燃燒、自然循環(huán)汽包爐、單爐膛、一次再熱、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼架結(jié)構(gòu)、π型露天布置。燃燒器采用噴口擺動(dòng)、水平濃淡煤粉燃燒器。鍋爐主體高56 m，寬14.706 m，深13.743 m。每角燃燒器分上、下2組，共布置16層噴口。下組為主燃燒區(qū)域，布置有5層一次風(fēng)噴口和6層二次風(fēng)噴口，且一次風(fēng)布置周界風(fēng)；上層為燃盡風(fēng)調(diào)風(fēng)器區(qū)域，分上下2組布置，共4層燃盡風(fēng)噴口。另外在4層燃盡風(fēng)噴口下部與頂層二次風(fēng)之間布置1層還原風(fēng)噴口。制粉系統(tǒng)為中速磨冷一次風(fēng)正壓直吹式制粉系統(tǒng)，5臺(tái)磨煤機(jī)，鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量工況時(shí)4運(yùn)1備。鍋爐燃燒器布置以及鍋爐結(jié)構(gòu)如圖1所示(單位mm)。

2 數(shù)學(xué)模型與計(jì)算方法

2.1 數(shù)學(xué)模型與求解

在燃燒模擬計(jì)算過程中，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型模擬氣相湍流及顆粒隨機(jī)軌道模型模擬不同煤種煤粉顆粒的運(yùn)動(dòng)，焦炭燃燒使用動(dòng)力/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型，輻射傳熱計(jì)算采用P1算法，離散方法均使用一階迎風(fēng)格式[14-21]。

一次風(fēng)、二次風(fēng)均采用質(zhì)量入口邊界條件，流量、溫度為設(shè)計(jì)參數(shù)。燃盡風(fēng)和一、二次風(fēng)燃燒器本體進(jìn)行適當(dāng)簡化，根據(jù)實(shí)際尺寸構(gòu)建入口模型，其質(zhì)量流量根據(jù)設(shè)計(jì)參數(shù)及工況條件計(jì)算得到。采用壓力出口邊界條件，出口壓力設(shè)置為-80 Pa。

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，即溫度邊界條件，給定壁面溫度和輻射率，壁面溫度設(shè)置為680 K，壁面輻射率設(shè)置為0.7。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，然后再進(jìn)行熱態(tài)計(jì)算，直至收斂。對(duì)于離散方程組的壓力和速度耦合采用SIMPLE算法求解，求解方程采用逐線迭代法及低松馳因子，各項(xiàng)計(jì)算殘差小于10-6。

2.2 網(wǎng)格劃分

模型網(wǎng)格劃分的優(yōu)劣直接關(guān)系到模擬結(jié)果的合理性。本文采用分區(qū)畫網(wǎng)格法，將計(jì)算區(qū)域分解為冷灰斗區(qū)域、燃燒器區(qū)域和爐膛上部燃盡區(qū)域。為了兼顧計(jì)算量和網(wǎng)格的合理性，通過對(duì)不同網(wǎng)格數(shù)目的計(jì)算對(duì)比，采用的總網(wǎng)格數(shù)目約75萬，具體網(wǎng)格劃分見圖2。

圖1 鍋爐燃燒器布置以及鍋爐結(jié)構(gòu)Fig.1 Boiler burner arrangement and boiler structure

圖2 鍋爐中心截面和燃燒器中心截面網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh of thecenter sections of boiler and burner

2.3 工況說明

電廠燃用煤種為高揮發(fā)分、高熱值的煙煤，摻燒高揮發(fā)分、高水分及低熱值的印尼煤，煤質(zhì)分析見表1。實(shí)際燃用煙煤和印尼煤均為極易著火煤種，根據(jù)熱重實(shí)驗(yàn)研究測(cè)得其著火特性溫度為470 ℃和370 ℃。著火特性溫度定義為：在導(dǎo)數(shù)熱重分析曲線上過燃燒峰值點(diǎn)A，作垂線與熱重分析曲線的傾斜段交于一點(diǎn)B，過B點(diǎn)作熱重分析曲線的初始水平段的延長線交于一點(diǎn)C，則C點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的溫度定義為著火特性溫度。模擬中假設(shè)煤粉著火溫度為揮發(fā)分析出溫度，并定義揮發(fā)分析出溫度為750 K和650 K，較符合實(shí)際情況。鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量工況下燃燒器的設(shè)計(jì)風(fēng)速與風(fēng)溫參數(shù)見表2。本文鍋爐在滿負(fù)荷下燃燒常用煤種(煙煤與印尼煤爐前摻混，質(zhì)量比3∶1摻燒)，總?cè)济毫繛?50.7 t/h，省煤器出口過剩空氣系數(shù)設(shè)計(jì)值為1.22。模擬按照實(shí)際爐前摻混配煤運(yùn)行，總給煤量一致，模擬中給風(fēng)總量為1 261.0 t/h。

由于該鍋爐采用較大的空氣分級(jí)技術(shù)，底層燃盡風(fēng)距頂層一次風(fēng)噴口的距離達(dá)到7 m左右，而頂層燃盡風(fēng)距頂層一次風(fēng)噴口更是達(dá)到了11.4 m左右，總?cè)急M風(fēng)量占總風(fēng)量的28%；為避免主燃燒區(qū)域氧量不足致使壁面還原性氣氛過濃，還原風(fēng)的占比達(dá)到8%。但燃盡風(fēng)量過大，主燃燒器區(qū)域氧量不足，特別是上層燃燒器區(qū)域，還原性氣氛仍然較濃。實(shí)際運(yùn)行中水冷壁區(qū)域存在高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)，故提出貼壁風(fēng)改造方案。在上3層二次風(fēng)噴口兩側(cè)，根據(jù)實(shí)際改造工程的可行性分析，引入一部分二次風(fēng)作為貼壁風(fēng)，沿爐膛壁面方向入射，貼壁風(fēng)入射方向如圖3所示，以期達(dá)到降低水冷壁區(qū)域還原性氣氛，降低高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)的目的。模擬工況見表3。

表1 燃燒煤種煤質(zhì)分析Tab.1 Analysis of coal quality

表2 燃燒器的設(shè)計(jì)風(fēng)速、風(fēng)溫Tab.2 Design wind speed and temperature of burner

圖3 貼壁風(fēng)射流方向Fig.3 Direction of closing-to-wall air jet

表3 模擬工況表Tab.3 Simulating working conditions

注：BC、AB、AA分別為鍋爐3層貼壁風(fēng)從下至上風(fēng)口。

3 模擬結(jié)果及分析

3.1 數(shù)值模擬結(jié)果驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)比工況1下相同燃料和配風(fēng)條件的現(xiàn)場試驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果。對(duì)爐膛出口氧量、飛灰含碳量、NOx排放質(zhì)量濃度﹝在O2含量(體積分?jǐn)?shù))為6%狀態(tài)下﹞ρ(NOx)以及前墻中間上層燃燒器之上(對(duì)應(yīng)模型高度24 m、爐膛標(biāo)高31 m處)測(cè)量溫度進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見表4。

表4 模擬結(jié)果與實(shí)際結(jié)果對(duì)比Tab.4 Simulation results and actual results

由表4可以看出，模擬結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)際結(jié)果相符，各參數(shù)誤差較小。由此說明本文數(shù)值模型以及網(wǎng)格劃分可以較好地模擬該鍋爐的爐內(nèi)流動(dòng)、溫度以及燃燒傳熱等特性。由于運(yùn)行現(xiàn)場條件所限，其他模擬工況未進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)驗(yàn)證工作。

3.2 溫度及速度場

鍋爐水冷壁的高溫腐蝕與水冷壁附近煙氣的溫度場、速度場、煙氣組分分布以及煤粉顆粒沖擊水冷壁的情況有著密切聯(lián)系。按國內(nèi)電廠運(yùn)行的一般經(jīng)驗(yàn)認(rèn)為：當(dāng)水冷壁貼壁區(qū)氣氛中O2含量大于2%且CO含量(體積分?jǐn)?shù))小于0.2%時(shí)，基本不會(huì)發(fā)生高溫腐蝕；而煙氣中O2含量小于1.0%，CO含量大于0.5%時(shí)，就可以判定水冷壁貼壁區(qū)域?yàn)閺?qiáng)還原性氣氛[22-23]。模型中貼壁風(fēng)沿平行于壁面的方向射入爐膛，直接影響水冷壁附近的煙氣成分與溫度場、速度場等相關(guān)分布。為了研究不同的貼壁風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)鍋爐水冷壁區(qū)域高溫腐蝕的影響，選取了距離后墻0.1 m處的截面，對(duì)該截面上的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行分析比較。四角切圓鍋爐由于中心對(duì)稱的分布規(guī)律，所以該截面能夠代表其水冷壁壁面上的相關(guān)分布狀況。圖3和圖4分別為貼壁風(fēng)在3層二次風(fēng)噴口上均勻分布工況的后墻截面上的溫度分布和速度分布云圖。

圖3 水冷壁附近溫度場Fig.3 Temperature field nearthe water wall

圖4 水冷壁附近速度場Fig.4 Velocity field nearthe water wall

鍋爐運(yùn)行中，爐膛內(nèi)氣流沿著逆時(shí)針方向轉(zhuǎn)動(dòng)上升。工況1未使用貼壁風(fēng)，而工況9的貼壁風(fēng)量總量為36 kg/s，貼壁風(fēng)率占到總風(fēng)率的10.5%。由圖4可以看出:隨著貼壁風(fēng)率的增加，貼壁風(fēng)沿壁面方向的穿透力增強(qiáng)，速度增加。由圖3可以看出:雖然貼壁風(fēng)對(duì)煙氣起到冷卻的作用，但貼壁風(fēng)射入后，水冷壁靠近燃燒器噴口處的溫度并未大幅下降，而高溫區(qū)有增大的趨勢(shì)，這可能與貼壁風(fēng)對(duì)二次風(fēng)量的擾動(dòng)有關(guān)，直接貼壁射流，造成水冷壁靠近燃燒器噴口處形成較大的負(fù)壓。整體看來，在使用貼壁風(fēng)情況下，燃燒器區(qū)域水冷壁溫度水平變化較小。

3.3 CO含量及顆粒含量分布

在鍋爐貧氧條件下，煙氣還原性氣氛的強(qiáng)弱可以由CO的含量反映，而H2S與CO之間存在直接關(guān)系。一般而言，CO含量越高，H2S含量越大。當(dāng)水冷壁近壁面煙氣中CO含量較低時(shí)(小于0.3%)，可認(rèn)為煙氣接近中性氣氛狀態(tài)或?yàn)槿踹€原性，此時(shí)煙氣中H2S的含量相應(yīng)較低，雖然氧氣含量低，但水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的可能性非常??；當(dāng)水冷壁近壁面煙氣中CO含量較高時(shí)(超過0.5%)，為強(qiáng)還原性氣氛，那么大量的H2S等氣體存在于壁面處，水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)極高。此外，相對(duì)于煙氣中H2S，CO含量的變化范圍更大，用CO含量表征H2S含量更有利于判斷考察高溫腐蝕狀況[24]。圖5是后墻截面上的CO質(zhì)量濃度分布。

圖5 水冷壁附近CO質(zhì)量濃度分布Fig.5 CO concentration distribution near the water wall

由圖5可以看出：主燃區(qū)后墻處，CO主要集中在壁面右下側(cè)，這種分布規(guī)律和四角切圓燃燒方式的流場特征有關(guān)[12]。主燃區(qū)煙氣沿逆時(shí)針方向旋轉(zhuǎn)上升，在后墻附近，左側(cè)燃燒器進(jìn)入爐膛氣流自左向右的流動(dòng)趨勢(shì)與煙氣流動(dòng)方向一致，所以燃燒器噴射氣流的穿透力得到增強(qiáng)，能夠覆蓋到截面的左側(cè)大部分區(qū)域，基本無還原性氣氛；而右側(cè)燃燒器風(fēng)量射入爐膛后，射流方向(向火側(cè))與煙氣逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)的流動(dòng)相反，造成氣流的穿透力變?nèi)?，?duì)還原性氣氛的消除作用降低，由此鍋爐后墻右側(cè)附近還原性氣體含量高于左側(cè)。

貼壁風(fēng)對(duì)水冷壁附近顆粒物含量也會(huì)帶來變化，如圖6所示。

圖6 水冷壁附近煤粉顆粒質(zhì)量濃度分布Fig.6 Concentration distribution of coal particles near the water wall

由圖6可以看出：在投入貼壁風(fēng)后，水冷壁附近的顆粒明顯由水冷壁上部向水冷壁下部轉(zhuǎn)移，即較高的顆粒含量主要集中在截面的右下角區(qū)域；這是由于一次風(fēng)燃燒器以一定射流角度入射，初期一次風(fēng)氣流動(dòng)量消耗少，剛性較好，煤粉顆?；旧喜粫?huì)沖刷墻面。隨著煤粉顆粒的流動(dòng)，一次風(fēng)動(dòng)量逐漸消耗，同時(shí)在爐內(nèi)煙氣的擠壓作用下開始沖刷墻面，而在投入貼壁風(fēng)后，顆粒物在燃盡風(fēng)區(qū)域含量較小，這是由于貼壁風(fēng)的補(bǔ)充使未燃盡顆粒進(jìn)一步燃燒，使得在燃盡風(fēng)區(qū)域下貼壁處煤粉顆粒燃盡效果更好；而到燃盡風(fēng)區(qū)域后，由于近壁面仍具有一定的貼壁速度，與顆粒撞擊壁面的方向相反，最終造成投入貼壁風(fēng)后，顆粒含量主要集中至燃盡風(fēng)區(qū)域以下，并且投入貼壁風(fēng)后主燃燒器區(qū)域顆粒含量有較明顯的降低，煤粉顆粒沖刷水冷壁的強(qiáng)度相對(duì)減弱，降低了高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)。

4 貼壁風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)高溫腐蝕的影響

4.1 貼壁風(fēng)量的影響

對(duì)比圖5和圖6發(fā)現(xiàn)，3種貼壁風(fēng)配風(fēng)方式(工況2、工況4和工況9)中，工況2和工況9水冷壁附近CO體積分?jǐn)?shù)大于0.2%，明顯較工況4大，而未投入貼壁風(fēng)的工況1水冷壁附近CO氣體高含量范圍為最大；并且工況4燃燒器區(qū)域近壁面顆粒含量也明顯較其他工況小。由此可以推斷，投入貼壁風(fēng)后，水冷壁近壁面區(qū)域CO含量的確有大幅下降的趨勢(shì)，投入貼壁風(fēng)對(duì)水冷壁近壁面的高溫腐蝕狀況有一定的改善，但并非貼壁風(fēng)量越高，改善效果越好。

工況4的貼壁風(fēng)率為8.4%，介于工況1的7.0%和工況9的10.5%之間。貼壁風(fēng)量過小造成入射剛性小、水冷壁近壁面的保護(hù)空氣膜太脆弱，無法很好起到消除還原性氣氛的作用。但是貼壁風(fēng)來源于二次風(fēng)，若貼壁風(fēng)量過大，勢(shì)必降低一次風(fēng)外包裹的二次風(fēng)量。由于切圓鍋爐的燃燒特性，煙氣在向火側(cè)趨于下游燃燒器區(qū)域必然會(huì)貼向水冷壁發(fā)展，加之煤粉顆粒的不完全燃燒，貼壁風(fēng)的補(bǔ)充雖然會(huì)消耗一部分的還原性氣體并使未燃盡顆粒繼續(xù)燃燒，但效果達(dá)不到二次風(fēng)的混燒效果，最終造成水冷壁近壁面的還原性氣體有所增加。從本文的數(shù)值模擬結(jié)果看出，貼壁風(fēng)率在8.4%左右時(shí)，對(duì)水冷壁近壁面高溫腐蝕的改善效果最為明顯。若改造鍋爐貼壁風(fēng)，應(yīng)按照此風(fēng)率情況設(shè)計(jì)貼壁風(fēng)的尺寸大小，滿足入射風(fēng)量與入射速度的要求，以此達(dá)到消除還原性氣氛的最好效果。

表5為不同貼壁風(fēng)量工況下爐膛出口的相關(guān)參數(shù)。爐膛出口CO含量和飛灰含碳量反映鍋爐整體燃燒的燃盡情況，ρ(NOx)反映采用貼壁風(fēng)對(duì)鍋爐分級(jí)配風(fēng)的控制污染物排放的影響程度。整體看來，NOx排放和燃盡效果在貼壁風(fēng)工況均無明顯的變差，說明貼壁風(fēng)的改造是確實(shí)可行的；并且可以發(fā)現(xiàn)，工況4的飛灰含碳量和爐膛出口CO質(zhì)量濃度ρ(CO)均為幾種工況中的最優(yōu)結(jié)果，說明鍋爐貼壁風(fēng)率在8.4%左右能達(dá)到較好的燃燒效果。

表5 不同貼壁風(fēng)量工況下爐膛出口參數(shù)含量Tab.5 Furnace exit parameter concentration under different conditions of closing-to-wall air volumes

4.2 配風(fēng)方式的影響

綜上所述，貼壁風(fēng)率在8.4%左右時(shí)，對(duì)鍋爐主燃燒區(qū)近壁面的還原性氣體改善效果最為明顯。以上貼壁風(fēng)工況均為貼壁風(fēng)3層噴口均勻配風(fēng)工況，以下討論貼壁風(fēng)不同配風(fēng)方式對(duì)鍋爐高溫腐蝕的影響。以工況4作為基準(zhǔn)工況考慮，工況3的3層貼壁風(fēng)量配比從下至上為1∶2∶3，工況5為3∶2∶1，工況4為1∶1∶1，而工況6為縮腰配風(fēng)方式，且風(fēng)量配比為2∶1∶2。

圖7和圖8分別為水冷壁近壁面CO質(zhì)量濃度分布和煤粉顆粒質(zhì)量濃度分布,表6為不同貼壁風(fēng)配風(fēng)方式下爐膛出口參數(shù)。

圖7 近壁面CO質(zhì)量濃度分布Fig.7 CO concentration distribution near the wall

圖8 近壁面顆粒質(zhì)量濃度分布Fig.8 Concentration distribution of particles near the wall

表6 不同貼壁風(fēng)配風(fēng)方式下爐膛出口參數(shù)Tab.6 Furnace exit parameters under different modes of closing-to-wall air distribution

由圖7和圖8可以看出：相比于均勻配風(fēng)方式的工況4和正金字塔形的工況5以及縮腰配風(fēng)方式的工況6，采用倒金字塔形貼壁風(fēng)配風(fēng)方式的工況3的近壁面CO含量均較小，而4個(gè)工況下的近壁面顆粒含量相差較小，整體上工況3含量最低。由此看來，采用倒三角的貼壁風(fēng)配風(fēng)方式可進(jìn)一步降低水冷壁近壁面的還原氣體含量，并且顆粒含量有所降低，高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)為最低。采用倒三角配風(fēng)，在鍋爐整體配風(fēng)上相當(dāng)于增加了上層二次風(fēng)量而降低了中層二次風(fēng)量，空氣分級(jí)加大；另一方面，增加了上層貼壁風(fēng)量，有助于減小煙氣在頂層二次風(fēng)之后的貼壁現(xiàn)象，CO含量降低(如工況3與工況5的結(jié)果對(duì)比)。顆粒含量對(duì)比中，4個(gè)工況較相似，整體上顆粒對(duì)水冷壁的磨損情況大致相同，但工況3略低。由表6爐膛出口參數(shù)的對(duì)比來看，4個(gè)工況下鍋爐燃燒效果相近，由于倒三角配風(fēng)“加劇”爐內(nèi)空氣分級(jí)，工況3的ρ(NOx)有所降低?？偟膩碚f，工況3近壁面還原性氣氛最低，顆粒含量相對(duì)較低，對(duì)高溫腐蝕的促進(jìn)作用相對(duì)較弱。

4.3 貼壁風(fēng)射流剛性改進(jìn)措施研究

關(guān)于每一層的貼壁風(fēng)，模擬發(fā)現(xiàn)左右兩側(cè)射流方向與煙氣旋轉(zhuǎn)方向有差異而導(dǎo)致射流剛性不同。若貼壁風(fēng)射流方向與煙氣旋流方向相同，則射流剛性增強(qiáng)，近壁面還原性氣體含量低；貼壁風(fēng)射流方向與煙氣旋流方向相反，則射流剛性減弱，近壁面還原性氣體含量增加，高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)提高。由此本文考慮強(qiáng)化與煙氣旋流方向相反的貼壁風(fēng)剛性，提高貼壁風(fēng)整體效果。

圖9和圖10分別為水冷壁近壁面CO質(zhì)量濃度分布和煤粉顆粒質(zhì)量濃度分布，表7為相應(yīng)的爐膛出口的相關(guān)參數(shù)情況。工況7是在工況3的基礎(chǔ)上降低背火側(cè)(圖中左側(cè))的比例，提高向火側(cè)比例，調(diào)整后背火側(cè)與向火側(cè)的比例為4∶6；工況8調(diào)整方式相似，而向火側(cè)比例更高，調(diào)整后背火側(cè)與向火側(cè)的比例為3∶7。

由圖9和圖10及表7可以看出：3個(gè)工況的爐膛出口參數(shù)變化較小，當(dāng)提高向火側(cè)貼壁風(fēng)量后，由于貼壁風(fēng)的射流剛性增加，鍋爐后墻右側(cè)CO含量有所降低，接近左側(cè)含量；并且右側(cè)水冷壁近壁面顆粒含量也有所降低，隨之向火側(cè)貼壁風(fēng)比例增加，貼壁風(fēng)射流速度由工況3的55.1 m/s提高至工況8、工況9的67.2 m/s以及74.4 m/s，射流剛性顯著提高，對(duì)煙氣的沖刷抵消作用明顯，水冷壁近壁面還原性氣氛進(jìn)一步降低，顆粒含量也有所降低。與此相對(duì)應(yīng)的是：燃燒器背火側(cè)水冷壁近壁面CO含量有所增加，但變化較小，顆粒含量無顯著變化。整體上表明：提高貼壁風(fēng)向火側(cè)占比，在一定程度上有利于降低鍋爐水冷壁近壁面的高溫腐蝕發(fā)生概率，說明貼壁風(fēng)射流剛性的改進(jìn)措施基本有效。

圖9 近壁面CO質(zhì)量濃度分布Fig.9 CO concentration distribution near the wall

圖10 近壁面顆粒質(zhì)量濃度分布Fig.10 Concentration distribution of particles near the wall

表7 不同貼壁風(fēng)配風(fēng)方式下爐膛出口參數(shù)Tab.7 Furnace exit parameters under different modes of closing-to-wall air distribution

4.4 貼壁風(fēng)改造的應(yīng)用效果

根據(jù)相關(guān)方案驗(yàn)證，完成對(duì)此鍋爐上3層二次風(fēng)燃燒器兩側(cè)加裝貼壁風(fēng)的改造。改造后進(jìn)行鍋爐性能試驗(yàn)，本次試驗(yàn)采用鍋爐在水冷壁側(cè)墻(左右側(cè)墻各4個(gè))的預(yù)留試驗(yàn)孔進(jìn)行煙氣測(cè)量，通過真空泵將爐膛的煙氣抽出，經(jīng)過煙氣過濾器干燥凈化后送入德國Testo測(cè)量煙氣中的CO含量。表8為改造前后滿負(fù)荷常用煤種摻燒條件下實(shí)際性能測(cè)試中水冷壁近壁面參數(shù)對(duì)比。結(jié)果發(fā)現(xiàn)上層燃燒器層近壁面的CO含量有大幅度程度的下降，上層燃燒器層近壁面CO質(zhì)量濃度由改造前的11 576 mg/L下降至改造后的2 256 mg/L，并且壁面結(jié)渣和腐蝕情況已得到較大的緩解，水冷壁高溫超限以及爆管現(xiàn)場至今還未發(fā)生，高溫腐蝕得到了有效的遏制。

表8 改造前后滿負(fù)荷下不同燃燒器層近壁面CO質(zhì)量濃度對(duì)比Tab.8 Comparison of CO concentrations near the wall of each burner layer before and after retrofitting under BMCR case

5 結(jié)論

本文利用數(shù)值模擬方法，對(duì)某300 MW鍋爐開展貼壁風(fēng)量與貼壁風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)水冷壁高溫腐蝕影響的研究，并通過實(shí)際貼壁風(fēng)改造驗(yàn)證，得出以下結(jié)論：

a) 數(shù)值模擬的結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)際情況相符合，證明了本文數(shù)值模擬的有效性。

b) 為具體考察不同貼壁風(fēng)運(yùn)行方式下對(duì)水冷壁高溫腐蝕的影響，對(duì)爐膛內(nèi)距離后墻0.1 m處的截面的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行分析比較。結(jié)果表明，受到爐膛內(nèi)流場特征影響，較高含量的CO主要集中在主燃區(qū)右下側(cè)附近。

c) 貼壁風(fēng)率在8.4%左右時(shí)，主燃燒區(qū)近壁面CO含量最低，且水冷壁附近高煤粉顆粒含量區(qū)域的面積最小，煤粉顆粒沖刷水冷壁的強(qiáng)度相對(duì)最弱，能明顯減弱高溫腐蝕。

d) 貼壁風(fēng)倒三角布置，爐內(nèi)主燃燒區(qū)空氣分級(jí)效果有所加劇，水冷壁近壁面CO含量進(jìn)一步降低，煤粉顆粒含量也有所下降，高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)最小。

e) 提高向火側(cè)貼壁風(fēng)量，貼壁風(fēng)的射流剛性增加，將降低近壁面的還原性氣氛以及顆粒含量，背火側(cè)水冷壁近壁面CO含量有所增加，但變化較小,顆粒含量無顯著變化。故提高貼壁風(fēng)向火側(cè)占比有利于降低水冷壁近壁面的高溫腐蝕發(fā)生概率。

f) 改造后進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)，在滿負(fù)荷情況下上層燃燒器層近壁面CO含量明顯降低，并且通過長時(shí)間運(yùn)行，近壁面壁面結(jié)渣和腐蝕情況已得到較大的緩解。這表明本次貼壁風(fēng)改造工程在一定程度上取得成功，數(shù)值模擬的指導(dǎo)性作用得到充分體現(xiàn)，研究結(jié)果可為類似鍋爐的安全運(yùn)行起到指導(dǎo)性作用。