垃圾焚燒鍋爐高溫過熱器腐蝕沖蝕數值模擬研究

李茂東，楊 波,翟 偉，馬曉茜，曾祥浩，王海川

(1.廣州特種承壓設備檢測研究院，廣東 廣州 510663; 2.華南理工大學 電力學院，廣東 廣州 510640)

垃圾焚燒發(fā)電是解決垃圾圍城、實現城市生活垃圾減量化、資源化和無害化的主要方式[1-2]。高溫過熱器是垃圾焚燒發(fā)電鍋爐換熱的重要設備，由于過熱器結構緊湊、熱負荷高，發(fā)生復雜的傳熱和傳質過程,加上垃圾成分復雜導致高溫煙氣成分、顆粒的多樣化，高溫過熱器很容易發(fā)生高溫腐蝕和沖蝕；此外，過熱器內某些管徑沿寬度方向熱負荷高, 特別是當換熱溫差增大而煙氣量較少時，容易造成高溫過熱器超溫爆管，嚴重時會造成鍋爐非正常停機事故，影響垃圾的處理。當前，過熱器爆管事故是垃圾焚燒鍋爐發(fā)生頻率最高的事故。

過熱器的高溫腐蝕與沖蝕主要與過熱器管的局部高溫有關[3]，一方面隨著人民生活水平的提高，城市生活垃圾熱值不斷提高，過熱器出口煙氣溫度不斷提升；另一方面過熱器清灰不及時或效果不佳，導致傳熱效果下降，引起高溫過熱器局部高溫，加速了過熱器管的高溫腐蝕過程[4]。由于高溫過熱腐蝕是一個復雜的物理化學過程，目前有較多相關理論研究。Liu和Chen[5]通過研究高溫過熱器合金腐蝕作用的影響，腐蝕行為主要由活性氧化機理決定，金屬氯化物和高溫對于合金腐蝕起到主要作用，同時金屬氯化物的蒸發(fā)和擴散會促進活性氧化過程加劇腐蝕。Yong Tie C[6]等人通過研究發(fā)現生物質爐的積灰會引起結渣、結垢和腐蝕問題，降低鍋爐效率和壽命。當灰顆粒撞擊傳熱表面時，慣性碰撞(大顆粒)、熱泳(細顆粒)和冷凝(蒸汽)等積灰沉積機制會預測灰沉積對于腐蝕的影響。王芳[7]等通過對高溫過熱器鍋爐結渣的原因分析，認為脫硫劑的大量使用和燃用劣質煤是造成鍋爐過熱器結渣的直接原因。

由于過熱器實際管徑排列密集，現場試驗成本高、耗費時間長。與傳統實驗相比，計算流體力學(CFD)具有經濟成本低，耗費時間短等諸多優(yōu)勢。本研究通過對全尺度高溫過熱器和局部尺寸高溫過熱器管徑進行數值模擬，分析煙氣在高溫過熱器內的流動和腐蝕特性，為延長垃圾焚燒發(fā)電鍋爐過熱器的使用壽命提供理論支持。

1 研究對象

本研究以某垃圾焚燒鍋爐末級過熱器為實際模型，該過熱器由前、中、后三組過熱器管束構成，其中前排過熱器為38×14管束構成，中間過熱器由54×14管束構成，尾部過熱器由62×14管束構成。高溫過熱器長7 880 mm，寬7 600 mm，高11 166 mm，其中管束高度為7 000 mm。利用ICEM軟件構件物理模型和網格模型，構建三維結構化網格模型，網格數量在1 200萬左右，網格質量符合計算實際要求,模型如圖1。

當過熱器進入穩(wěn)定工作狀態(tài)時，傳熱學認為換熱器的整體換熱系數滿足兩條假設：一是殼程溫度沿軸線呈線性分布；二是單個換熱器管徑的流場分布可以反映整體換熱器的流場分布[8]。基于以上假設，本研究忽略換熱器其他方向的溫度分布特征，不考慮換熱過程中的溫度場變化過程。由于高溫過熱器全尺度模型的管束過多，管束分布密集，限制了網格的密度。為了更好的研究局部管束的腐蝕特性，捕捉管束附近的流動和傳熱細節(jié)，針對5×4局部管束建立模型并進行局部流場分析，同時驗證總體模型的合理性。

圖1 高溫過熱器整體結構和局部模型

2 數學模型和計算方法

2.1 數學模型

高溫過熱器內的傳熱傳質過程為三維不可壓縮定常流動過程，符合連續(xù)性方程、動量方程和能量方程。湍流模型采用SSTk-ω湍流模型，這是因為該模型在標準湍流模型的基礎上考慮了湍流剪應力及正交發(fā)散項的影響，進而使 SSTk-ω湍流模型在近壁面和充分發(fā)展湍流流動區(qū)域內都能進行準確的模擬[9]。其中湍動能k與湍流渦耗散率ω計算如下

(1)

(2)

式中ρ——密度/kg·m-3；

u——流體的速度/m·s-1；

Γk和Γw——k和w的有效擴散系數/m2·s-1；

xi和xj——在i和j方向上的距離/m；

Gk——湍動動能；

Yk和Yw——湍流耗散項；

Dw——交叉發(fā)散項；

Sk和Sw——源項。

垃圾燃燒灰顆粒在過熱器管束間的運動滿足離散相方程。離散相模型要考慮顆粒與流體的相互作用，忽略顆粒之間的碰撞作用，利用拉格朗日法計算軌道，適用于模擬過熱器中煙氣組分顆粒對于過熱器內的管徑的撞擊作用[10]

(3)

式中Vp為顆粒在流體中的運動速度，方程右側為顆粒運動中受到的作用力，依次為曳力、薩夫曼升力(Fs)、布朗力(FB)和熱泳力(FT)。在垃圾焚燒鍋爐的爐膛內，曳力對于顆粒運動過程的影響起到主導作用。本文在計算二維局部高溫過熱器換熱模型時，由于重力和煙氣的流動方向垂直，不考慮重力對于流場的影響。

2.2 邊界條件

模擬介質為煙氣和水蒸氣的混合物，組分分布選取典型煙氣溫度下垃圾焚燒鍋爐各個平衡組分的分布，出口煙氣平均溫度為823 K。壁面采用無滑移邊界條件，壁溫為定壁溫，同時DPM離散型設置成reflect，進口速度4 m/s，煙氣溫度為950 K，煙氣密度為0.275 kg/m3，入口湍動速率為5.1%。采用壓力出口邊界，DPM離散型管壁設置成escape。

表1 典型煙氣組分摩爾分數

組分摩爾分數CO20.153O20.032H2O0.110SO23.590×10 -4K2SO41.550×10-6KCl3.510×10-4SO39.660×10-7

3 結果與討論

3.1 過熱器整體流場分析

圖2 過熱器整體結構速度場和溫度場分布

通過對過熱器整體結構流場分析，過熱器中煙氣側和水蒸氣側發(fā)生強烈的換熱過程，結果如圖2。溫度變化大換熱強烈的區(qū)域主要在前側管道，所以前側管徑發(fā)生腐蝕的概率要高于中部和尾部受熱面。管束會對換熱器內氣流的整體情況有所擾動，煙氣擾流所造成的管排換熱不均勻程度隨煙氣換熱增強而減小。

過熱器不同區(qū)域內的流場分布規(guī)律相似，沒有發(fā)生明顯的溫度不均勻情況。過熱器高溫區(qū)主要集中在前部，隨著煙氣的流動，溫度逐漸下降。前排管束的溫度梯度大，熱應力較為集中。所以調整前排管徑管束的排列方式，整理煙氣組織形式，減少氣流對第一級屏式換熱器的沖擊，對于預防過熱器高溫腐蝕沖蝕和延長過熱器壽命非常重要，這與現場的工程經驗相符[11]。

3.2 過熱器局部流場分析

通過對局部高溫過熱器的溫度場和速度場數值模擬結果分析發(fā)現(如圖3)，速度在管道背風區(qū)明顯減小，流場出現尾跡；相鄰管徑由于流通面積縮小，局部流場速度增大，湍動度提高。前排管徑對于來流產生強烈的阻礙作用，在管道背風面形成渦流，這也導致相鄰管徑間速度梯度和溫度梯度增大。煙氣顆粒對于前排的管徑撞擊作用最強，特別是前排管道迎風面最容易受到煙氣顆粒的撞擊；后排管徑受到煙氣顆粒的沖擊作用較小，但是由于顆粒的運動速度更高，對于管徑側面產生很強的摩擦作用，容易受到嚴重的腐蝕。煙氣顆粒對于管徑背面的沖擊很小，可以忽略。這表明高溫過熱器內管徑的腐蝕作用主要發(fā)生在前排管徑迎風面和其他管徑的側面。

3.3 過熱器管徑對于流場的影響

過熱器流場中渦的分布與管徑的節(jié)距有關。如果管徑的節(jié)距過小，則相鄰管徑間的煙氣發(fā)生強烈擾動，湍動度急劇增大，會加劇煙氣顆粒對于管徑的沖擊作用，煙氣中的KCl顆粒會對管道產生化學腐蝕。節(jié)距加大后，較少顆粒卷入到管徑背風面并發(fā)生沉積。但是會延長煙氣的停留時間。所以保持合理的管徑分布可以減緩高溫腐蝕。

表2 高溫過熱器管徑分布布置方案

方案相關參數管徑/mm橫向截距/mm縱向截距/mm排數單管排數#15785.511457#2507510057#36597.513057

通過對三種管徑排布方案的數值模擬分析，發(fā)現管徑的改變對流場的整體分布影響(如圖4)。管徑的增加會減少相鄰管徑間的流通面積，進而管徑之間的擾動更加劇烈，特別是后排管徑側面受到強烈的沖擊和腐蝕；管壁迎風面特別是首排管壁迎風面沉積質量增加，如果不及時清灰，容易造成高溫腐蝕。與煙氣溫度相比，后排管道背部來流的溫度較低，溫度梯度較大，對于管道會產生較大的熱應力，同時對管壁形成剪切力[12]。煙氣流經管束，管后尾流形成卡門渦街，兩列相反方向的旋渦周期性交替脫落。渦流脫落時，流體會施加管徑一個正負交替的作用力，引起管徑的震動，減少過熱器的壽命[13]。所以保持合適的管徑和截距對于減少煙氣顆粒沖蝕非常重要。三種方案中方案二的來流煙氣顆粒對于管壁的沖擊較少，既沒有大量煙氣沖刷形成的高溫換熱區(qū)，也沒有煙氣的過少形成的換熱不良區(qū)，同時煙氣顆粒對管徑側面的沖擊較小(如圖5)，煙氣在管徑間的氣流組織較為合理。

圖3 局部過熱器流場分析

圖4 不同管徑前后區(qū)域溫度場

圖5 不同方案煙氣顆粒對于管徑的沖蝕

圖6 不同管徑排列方案的流場分析

3.4 排列方式對于高溫過熱器影響

針對高溫過熱器管束的流場特征和腐蝕特性，對管徑的排列方式進行優(yōu)化和調整。典型管束陣列排布方式有等邊三角形法、同心圓法和正方形法三種方式。管徑排列方式既要保持緊湊度，減少管板和殼體的直徑，減少管外空間的流通面積；同時也要保證必要的強度，容易清理管徑表面的積灰[14]。采用與局部管徑尺寸高溫過熱器數值模擬過程相同的邊界條件和數值模型，針對三種排列方式的流場分析，評估不同方案的煙氣高溫腐蝕和沖蝕效果(如圖6)。

三種管徑排列方式都能較好的實現蒸汽側和煙氣側的換熱，滿足高溫過熱器的換熱基本要求。對三種排列方式速度場分析發(fā)現，等邊三角形法和正方形法的各個流通通道的速度場較為均勻。同心圓法的管徑排列方式兩側的速度梯度大，流動情況復雜，湍動度高，管徑受到各個方向的沖蝕和撞擊。

對三種排列方式溫度場分析，同心圓法的溫度分布較為均勻，溫度梯度低，這有助于減少管徑受到的熱應力；等邊三角形法的溫度梯度較大。通過對三種方案煙氣顆粒的捕捉率的對比，進一步研究三種管徑排列方式的積灰特性(表3所示)。同心圓法的管徑壁面捕捉顆粒最多，等邊三角形法顆粒捕捉率最低。這表明同心圓法的排列方式更容易在管壁面產生積灰，增加高溫腐蝕的幾率。盡管與其他排列方式相比，同心圓法的管徑排列方式更加緊湊，布管數更多，尤其在小直徑換熱器中布置優(yōu)勢更加明顯，但是更容易發(fā)生高溫腐蝕的風險。

三角形法的流場和溫度場分布與正方形法的整體分布情況基本相似。三角形法前排管徑，特別是第二排和第四排的管徑的來流面收到的沖蝕作用較強，因為這些區(qū)域同時受到來流方向和其他排煙氣顆粒的沖擊。某些顆粒的反復碰撞會加劇顆粒對于管道的沖蝕作用。但是三角形排列方式與其他排列方式相比，具有工藝簡單、排列緊湊等優(yōu)勢，并且顆粒捕捉率與正方形法差別不大[15]。綜合考慮管徑的腐蝕情況和工藝要求，三角形法是最合理的排列方式，可以避免煙氣在管束間的橫向流動，延長管徑的壽命，同時需要注意前排管徑煙氣來流方向的腐蝕情況。

表3 管徑排列方式積灰率分析

A(等邊三角形法)B(同心圓法)C(正方形法)跟蹤顆粒數9311 176665逃離顆粒數735414457管壁捕捉顆粒數196762208積灰率0.210.650.31

4 結論

從以上模擬分析研究中可以得出以下結論:

(1)垃圾焚燒鍋爐高溫過熱器不同區(qū)域的流場分布結果表明前排管束高溫腐蝕的風險最高。通過研究高溫過熱器局部尺寸內管束的流場和溫度場的分布情況，可以總結高溫過熱器管徑整體的腐蝕特性和沖蝕效果影響規(guī)律。在前、中、后三個換熱器區(qū)域中，前排換熱器管束受到的沖擊和沖蝕作用最明顯。

(2)過熱器前排受到的來流煙氣顆粒的沖蝕作用較強，管徑背面形成的渦街區(qū)產生的震動和溫度分布不均勻而產生的熱應力會影響管徑的壽命和強度。不同管徑直徑對于流場的整體分布影響較小。

(3)通過對比等邊三角形法、同心圓法和正方形法三種管徑排列方式的流場分布情況。在綜合考慮管徑排列的緊湊、工藝和腐蝕沖蝕情況，等邊三角形法的綜合效果最優(yōu)，既能滿足傳熱的要求又能把煙氣顆粒的沖蝕和積灰降到最低程度。