垃圾熱能利用鍋爐過(guò)熱器腐蝕CFD 模擬分析與鍋爐改進(jìn)*

龍吉生，尤 灝，杜海亮

（上?？岛悱h(huán)境股份有限公司，上海 201703）

1 引言

鍋爐管道的防腐蝕是鍋爐安全運(yùn)行的重要問(wèn)題之一。余熱鍋爐腐蝕機(jī)理的研究表明，腐蝕主要分為高溫腐蝕［1-2］、熔鹽誘導(dǎo)腐蝕［3］和硫酸露點(diǎn)腐蝕［4］。在垃圾熱能利用（WtE） 項(xiàng)目中，入爐垃圾熱值和鍋爐蒸汽參數(shù)升高，使得余熱鍋爐過(guò)熱器的運(yùn)行環(huán)境更加復(fù)雜和惡劣，更易發(fā)生腐蝕，導(dǎo)致爆管事故。因此，對(duì)過(guò)熱器爆管原因的深入分析對(duì)于WtE 鍋爐的優(yōu)化設(shè)計(jì)和安全運(yùn)行非常重要。

近年來(lái)，隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的不斷發(fā)展，計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD） 模擬被越來(lái)越多地應(yīng)用于研究WtE 鍋爐內(nèi)煙氣流動(dòng)和換熱過(guò)程。Epelbaum 等［5］基于FLUENT 和FLIC軟件耦合，研究了大型垃圾焚燒爐過(guò)熱器的腐蝕機(jī)理。馬曉茜等［6］基于CFD 模擬軟件研究了流體的流動(dòng)及其氣固兩相燃燒，對(duì)比了模擬預(yù)測(cè)得到的數(shù)據(jù)和在線(xiàn)測(cè)試氣體溫度數(shù)據(jù)，并驗(yàn)證了模型能夠預(yù)測(cè)污染物生成。賴(lài)志燚等［7］基于數(shù)值模擬優(yōu)化了爐膛前后拱的比例，從而優(yōu)化了燃燒，控制了出口的污染物數(shù)量。馬劍等［8］利用Fluent 商業(yè)計(jì)算軟件，研究了爐排運(yùn)行速度對(duì)垃圾焚燒爐的影響，模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致。劉瑞媚等［9］模擬優(yōu)化了750 t/d 大型爐排爐配風(fēng)比例，并提出了一種超低氮排放爐排爐垃圾焚燒運(yùn)行模式（VLN）。Goddard 等［10］借助模擬計(jì)算和實(shí)驗(yàn)測(cè)量對(duì)大型垃圾焚燒發(fā)電廠(chǎng)的效率進(jìn)行了提升。

本研究以某WtE 余熱鍋爐高溫過(guò)熱器為研究對(duì)象，結(jié)合其爆管特征，應(yīng)用CFD 數(shù)值模擬方法分析其爆管的主要原因，并提出相應(yīng)的處理措施。

2 WtE 余熱鍋爐結(jié)構(gòu)

某WtE 余熱鍋爐（蒸汽參數(shù)4 MPa、450 ℃），采用三垂直煙道和尾部水平煙道布置，水平煙道內(nèi)布置有蒸發(fā)器、高溫過(guò)熱器、中溫過(guò)熱器、低溫過(guò)熱器等設(shè)備，如圖1 所示。

圖1 WtE 余熱鍋爐結(jié)構(gòu)示意

蒸發(fā)器由Ф60 mm×5 mm 管子制成，換熱面積約為382 m2；高溫過(guò)熱器、中溫過(guò)熱器蛇形管片由Ф48 mm×5 mm 管子制成，高溫過(guò)熱器的換熱面積約為358 m2，中溫過(guò)熱器的換熱面積約為732 m2；低溫過(guò)熱器由Ф42 mm×5 mm 蛇形管片制成，換熱面積約為1 503 m2。根據(jù)各過(guò)熱器的工作壁溫和腐蝕程度的高低選用不同材料的管子，高溫過(guò)熱器、中溫過(guò)熱器受熱面及集箱、一煙道出口頂部凝渣管采用12Cr1MoVG 材質(zhì)，低溫過(guò)熱器管材質(zhì)不低于20G，其化學(xué)成分參考GB/T 5310—2017 高壓鍋爐用無(wú)縫鋼管。

鍋爐所產(chǎn)生蒸汽的溫度由過(guò)熱器減溫器控制。運(yùn)行時(shí)，過(guò)熱器入口的煙氣溫度保持在584 ℃以下，以保證過(guò)熱器的合理使用壽命。

3 高溫過(guò)熱器爆管特征

為深入分析過(guò)熱器爆管特點(diǎn)，收集了該余熱鍋爐過(guò)熱器近10 a 爆管累計(jì)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。如圖2所示，由某次爆管事故現(xiàn)場(chǎng)照片發(fā)現(xiàn)，爆管口位于迎風(fēng)面，周?chē)闪烁g層，壁厚相較于背風(fēng)面消減嚴(yán)重，且換熱管下部積灰嚴(yán)重。

圖2 爆管形貌照片

氧化皮及元素分析結(jié)果如圖3 所示，由此確定氧化皮形成原因?yàn)镹aCl 腐蝕。腐蝕層的產(chǎn)生及脫落導(dǎo)致管壁減薄，發(fā)生高溫腐蝕引起爆管，造成鍋爐的安全運(yùn)行問(wèn)題。氯堿鹽腐蝕具有重復(fù)性，不同于含硫化合物的一次性腐蝕。由此造成的腐蝕層增厚導(dǎo)致鍋爐受熱面的換熱能力大幅下降，傳熱減少，管壁表面進(jìn)一步超溫。同時(shí)，不同位置的受熱面腐蝕程度不同，導(dǎo)致受熱面吸收不均勻，出現(xiàn)熱應(yīng)力偏差問(wèn)題。以上問(wèn)題造成鍋爐運(yùn)行工況嚴(yán)重偏離設(shè)計(jì)值，鍋爐熱效率降低，過(guò)熱器超溫運(yùn)行，腐蝕嚴(yán)重發(fā)生爆管，形成惡性循環(huán)。

圖3 腐蝕層礦相分析結(jié)果

如圖4 所示，紅色實(shí)心點(diǎn)為該過(guò)熱器近10 a爆管事故對(duì)應(yīng)的管束。發(fā)生爆管的管束集中在高溫過(guò)熱器前3 排，因?yàn)榍芭殴苁资艿礁咚俑邷責(zé)煔鉀_擊。爆管點(diǎn)沿寬度方向左右兩側(cè)分布的數(shù)量基本一致，這是因?yàn)樵阱仩t寬度方向，煙氣分布較均勻。

圖4 高溫過(guò)熱器爆管點(diǎn)分布情況

爆管點(diǎn)與頂棚的距離統(tǒng)計(jì)如圖5 所示，爆管點(diǎn)主要分布在管子的上半部分，距離頂棚1～2 m 的地方。管子下部因?yàn)槎禄?，煙氣分布不均勻，而在管子上半部分形成了煙氣通道?/p>

圖5 與頂棚不同距離范圍內(nèi)爆管點(diǎn)數(shù)量統(tǒng)計(jì)

4 主要原因分析

通過(guò)類(lèi)似項(xiàng)目對(duì)比以及鍋爐制造廠(chǎng)校核，余熱鍋爐各區(qū)間設(shè)計(jì)煙溫、過(guò)熱器材質(zhì)、過(guò)熱器節(jié)距等基本滿(mǎn)足設(shè)計(jì)輸入條件要求。運(yùn)行過(guò)程中過(guò)熱器爆管主要原因如下。

1） 入爐垃圾成分特殊性。如表1 所示，原鍋爐煙溫控制值、過(guò)熱器材質(zhì)等按常規(guī)生活垃圾選取，但實(shí)際入爐垃圾（垃圾含水率49.07%） 中含有大量工業(yè)垃圾（橡膠類(lèi)53.01%、紡織類(lèi)3.52%）和園區(qū)內(nèi)餐廚垃圾（1.5%），該類(lèi)型垃圾熱值較高且含有大量氯元素。

表1 生活垃圾性質(zhì)測(cè)試結(jié)果 %

2） 設(shè)計(jì)熱值偏低。原設(shè)計(jì)入爐垃圾熱值為7 106 kJ/kg，實(shí)際入爐垃圾熱值已達(dá)到7 942 kJ/kg。熱值升高后焚燒爐出口煙氣溫度及煙氣流量顯著上升，對(duì)過(guò)熱器前端蒸發(fā)受熱面需求增加；另外由于熱負(fù)荷上升導(dǎo)致輻射通道更容易結(jié)焦降低吸熱量。上述2 個(gè)因素導(dǎo)致過(guò)熱器入口煙溫偏高，加劇腐蝕速度。

3） 鍋爐設(shè)計(jì)不合理。原鍋爐設(shè)計(jì)存在過(guò)熱器前端蒸發(fā)受熱面偏小、管道內(nèi)煙氣流動(dòng)不均勻以及換熱管道間距較小容易堵灰等問(wèn)題。

4） 運(yùn)維方面。過(guò)度追求長(zhǎng)周期運(yùn)行，在高溫過(guò)熱器入口煙溫較啟爐初期上升較多情況下，未停爐清灰、檢查腐蝕情況和更換防磨護(hù)板。

5 CFD 模擬分析

垃圾熱值升高、過(guò)熱器堵灰等因素會(huì)影響鍋爐內(nèi)溫度場(chǎng)和流場(chǎng)的分布。依據(jù)設(shè)計(jì)CAD 圖紙，在A(yíng)NSYS 軟件內(nèi)1∶1 創(chuàng)建2D 鍋爐模型，并劃分網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)為213 350。模擬研究鍋爐內(nèi)的煙氣流動(dòng)和換熱，邊界條件設(shè)置為：①湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε 雙方程模型；②組分運(yùn)輸模型采用Inlet Diffusion / Diffusion Energy Source 選項(xiàng)；③壁面溫度給定初始值，離散格式全部采用二階格式；④輻射傳熱模型采用P1 模型；⑤對(duì)于蒸發(fā)器和過(guò)熱器，采用多孔介質(zhì)模型［9］，根據(jù)設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)計(jì)算出蒸發(fā)器、高溫過(guò)熱器、中溫過(guò)熱器、低溫過(guò)熱器的孔隙率分別為0.74%、0.76%、0.63%和0.66%。

入口邊界條件由FLIC 和Fluent 耦合模擬［5］得出，煙氣量為3.12 kg/s，煙氣平均溫度為950 ℃，主要成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)） 為15%水蒸氣、7%氧氣、12%二氧化碳和66%氮?dú)狻?/p>

5.1 原始設(shè)計(jì)方案分析

原始設(shè)計(jì)方案（圖1） 溫度模擬結(jié)果如圖6 所示，經(jīng)過(guò)蒸發(fā)器、多級(jí)過(guò)熱器后煙氣的溫度快速下降，但統(tǒng)計(jì)圖中紅線(xiàn)上溫度的平均數(shù)，即高溫過(guò)熱器入口的平均煙溫為621.91 ℃，高于設(shè)計(jì)溫度584 ℃，這與垃圾熱值升高、蒸發(fā)器換熱面積不足有關(guān)。實(shí)際運(yùn)行金屬電偶測(cè)得入口測(cè)溫點(diǎn)的溫度為626.12 ℃，與模擬結(jié)果接近。

圖6 原始設(shè)計(jì)方案溫度云圖

從圖7 流場(chǎng)模擬結(jié)果可以看出，鍋爐通道設(shè)計(jì)存在不合理的地方，二煙道爐右煙氣速度明顯快于爐左煙氣，造成三煙道的爐左煙氣速度明顯快于爐右煙氣，最終導(dǎo)致在水平煙道內(nèi)速度分布不均勻，造成對(duì)距離爐頂1～2 m 處高溫過(guò)熱器換熱管的直接沖刷。水平煙道上部煙氣速度為3～4 m/s，與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)得的數(shù)據(jù)一致。

圖7 原始設(shè)計(jì)方案速度云圖

從圖8 可以看出，在三煙道存在大的渦旋，這會(huì)造成煙氣在三煙道內(nèi)滯留，并且不利于換熱。水平通道入口的速度標(biāo)準(zhǔn)差為4.21 m/s。

圖8 原始設(shè)計(jì)方案速度矢量圖

5.2 優(yōu)化方案分析

上述模擬結(jié)果顯示，過(guò)熱器入口溫度偏高且流場(chǎng)不均勻。采用在三煙道下部增加換熱面，上部渦旋區(qū)增加導(dǎo)流擋板的方法（圖9），降低煙氣溫度，并使水平煙道內(nèi)的煙氣分布更均勻。該方法在不改變鍋爐外型尺寸的條件下，施工容易，且成本較低。

圖9 優(yōu)化余熱鍋爐結(jié)構(gòu)示意

溫度模擬結(jié)果如圖10 所示，增加換熱面后，煙氣溫度降低，高溫過(guò)熱器入口的平均煙溫為569.3 ℃，低于設(shè)計(jì)溫度584 ℃，滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。

圖10 優(yōu)化設(shè)計(jì)方案溫度云圖

如圖11 所示，優(yōu)化后水平煙道內(nèi)煙氣速度減小，因?yàn)閾Q熱面的增加，增大了流動(dòng)阻力，且煙氣主要從煙道中心通過(guò)，不在頂部形成煙氣通道。

圖11 優(yōu)化設(shè)計(jì)方案速度云圖

優(yōu)化速度矢量圖如圖12 所示，在三煙道內(nèi)渦旋有所改善，但仍然存在，這是鍋爐外型設(shè)計(jì)不合理所造成的。速度標(biāo)準(zhǔn)差為3.46 m/s，入口流速更均勻。

圖12 優(yōu)化設(shè)計(jì)方案速度矢量圖

6 結(jié)論

CFD 模擬是分析鍋爐運(yùn)行并優(yōu)化其流場(chǎng)溫度場(chǎng)的有效、經(jīng)濟(jì)、方便、快捷的手段。利用CFD模擬對(duì)某WtE 余熱鍋爐的過(guò)熱器腐蝕原因進(jìn)行了分析，并提出了改進(jìn)措施，得出如下結(jié)論：

1） 垃圾熱值升高和鍋爐設(shè)計(jì)不合理造成煙氣溫度偏高和流場(chǎng)分布的不均勻；

2） 優(yōu)化了溫度場(chǎng)和流場(chǎng)，增加前端受熱面降低過(guò)熱器入口煙溫，并在三煙道增加擋流板改善流場(chǎng)，模擬顯示優(yōu)化結(jié)果滿(mǎn)足運(yùn)行要求；

3） 鍋爐設(shè)計(jì)人員應(yīng)考慮到垃圾熱值升高的趨勢(shì)和流道的優(yōu)化，這樣可以減少后期不必要的投資支出。