調(diào)節(jié)同層二次風(fēng)以緩解雙切圓鍋爐高溫腐蝕的數(shù)值模擬

王新宇，黃亞繼，徐力剛，李志遠(yuǎn)，李偲，劉曉東

（1 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；2 國家能源集團(tuán)泰州發(fā)電有限公司，江蘇泰州 253200；3 國電科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，江蘇 南京 210000）

雙切圓鍋爐作為四角切圓鍋爐的改進(jìn)型，不僅繼承了燃燒相對(duì)穩(wěn)定，火焰充滿度好，一、二次風(fēng)的混合便于控制等優(yōu)點(diǎn)，還能大大減少爐膛出口區(qū)域的煙氣熱偏差，在我國得到了日益廣泛的應(yīng)用。為應(yīng)對(duì)日趨嚴(yán)峻的環(huán)保形勢，我國大型燃煤鍋爐普遍配備了低NO燃燒器和分級(jí)配風(fēng)系統(tǒng)。分級(jí)配風(fēng)使?fàn)t膛主燃區(qū)處于不完全燃燒狀態(tài)，可以有效降低NO的排放，但主燃區(qū)的強(qiáng)還原性氛圍也會(huì)加劇水冷壁高溫腐蝕的現(xiàn)象。據(jù)報(bào)道，我國多座燃煤機(jī)組鍋爐在低氮改造后水冷壁都不同程度地爆發(fā)了水冷壁高溫腐蝕現(xiàn)象，嚴(yán)重影響電廠運(yùn)行的安全性和經(jīng)濟(jì)性。研究發(fā)現(xiàn)，近壁面高濃度CO和HS 是導(dǎo)致水冷壁腐蝕的重要原因，當(dāng)局部CO體積分?jǐn)?shù)超過3%時(shí)，水冷壁就有大概率發(fā)生高溫腐蝕，且水冷壁腐蝕速率與近壁面CO和HS的濃度成正比。燃燒調(diào)整作為一種緩解爐膛高溫腐蝕的成熟方法，其原理是對(duì)燃燒工況進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整，能夠在爐內(nèi)形成良好的空氣動(dòng)力場，使?fàn)t內(nèi)各處風(fēng)煤配比均勻化，從而降低水冷壁近壁面處的還原性氣氛，具有成本低、調(diào)節(jié)靈活等優(yōu)點(diǎn)，在不同類型鍋爐都得到了廣泛使用。

目前已有許多學(xué)者和研究人員研究了燃燒調(diào)整對(duì)爐膛燃燒特性的影響。Liu 等對(duì)某1000MW 雙切圓鍋爐燃燒情況進(jìn)行數(shù)值模擬，指出增加一次風(fēng)風(fēng)速、減小二次風(fēng)風(fēng)速可以有效防止刷墻現(xiàn)象。劉燮等模擬了某600MW墻式切圓鍋爐的燃燒情況，指出附加燃盡風(fēng)門擋板開度增加可以減少NO的排放，但是會(huì)導(dǎo)致屏底煙氣溫度升高。蔣曉峰以某電廠1000MW雙切圓鍋爐為例，分析了低氮同軸燃燒系統(tǒng)的流場特性，指出合理的偏置風(fēng)既可以減少NO生成，也可以減少“結(jié)渣”現(xiàn)象。Liu等在數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)中，通過改變某600MW 四角切圓鍋爐的空氣分級(jí)條件，減少了NO生成，但也會(huì)加劇過熱器和再熱器區(qū)域的熱偏差。Sha 等通過理論計(jì)算和實(shí)驗(yàn)的方式研究了燃燒器布置方式對(duì)爐膛橢圓型流場的影響，結(jié)果表明增加燃燒器距離，改變射流速度比值等方法都可以改善射流偏斜情況。

由于四角切圓鍋爐和雙切圓結(jié)構(gòu)有較大不同，以上大部分研究四角切圓鍋爐的研究對(duì)指導(dǎo)雙切圓鍋爐燃燒調(diào)整的參考性不足，另外有一部分文章雖然研究了雙切圓鍋爐的燃燒調(diào)整對(duì)爐膛上部速度偏差和熱偏差的影響，但缺少了分析燃燒調(diào)整對(duì)水冷壁高溫腐蝕的影響。本文以一臺(tái)1000MW超超臨界雙切圓燃燒鍋爐為對(duì)象，使用Fluent軟件，對(duì)全爐膛速度場、溫度場和氣體組分場進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，關(guān)注調(diào)節(jié)同層二次風(fēng)對(duì)爐膛水冷壁近壁面還原性氛圍的影響，并綜合考慮燃燒調(diào)整對(duì)爐膛燃燒和污染物排放的影響。

1 研究對(duì)象

對(duì)象鍋爐是某超超臨界直流鍋爐，采用П 型布置、單爐膛、MPM低NO燃燒器、反向雙切圓燃燒方式。模擬鍋爐爐膛的寬×深×高為32.0m×24.2m×65.9m。燃用煤煤質(zhì)參數(shù)見表1。

表1 鍋爐燃用煤的工業(yè)分析和元素分析（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）

該鍋爐燃燒器采用前后墻布置，每層布置8只燃燒器，按照爐膛尺寸的大小選取燃燒器出口射流中心線和前后墻水冷壁中心線的夾角分別為63°和53°，燃燒器平面布置如圖1 所示。燃燒器縱向布置如圖2所示，采用燃燒器分組拉開式布置及合理配風(fēng)形式，在BMCR（鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量）工況下，底部4層燃燒器全開，E層燃燒器及相鄰二次風(fēng)噴口僅有極少量風(fēng)量噴出以保護(hù)噴口不被燒壞。爐膛燃燒時(shí)，2、3、5、8噴口附近溫度較高，行業(yè)上稱之為熱角，1、4、6、7噴口附近溫度較低，行業(yè)上稱之為冷角。燃燒器結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖1 燃燒器平面布置

圖2 燃燒器縱向布置

2 測點(diǎn)布置及測量方法

采用FLUKE 溫度儀、K 型熱電偶和ECOM 煙氣分析儀測量煙氣溫度和成分，圖3展示了測量現(xiàn)場。爐膛測點(diǎn)位于爐膛四周的看火孔，共布置3層，每層布置10個(gè)。其中測點(diǎn)2-1為第2層第1列的測點(diǎn)，其他測點(diǎn)命名依此類推，測點(diǎn)具體位置如圖4所示。在測點(diǎn)采用特制耐高溫不銹鋼管引出煙氣，采用耐熱乳膠管將煙氣導(dǎo)入ECOM煙氣分析儀，經(jīng)預(yù)處理除塵、除濕、冷卻后測量煙氣的CO 體積分?jǐn)?shù)。出口測點(diǎn)布置在水平煙道出口上，按等截面多點(diǎn)網(wǎng)格法測量，每側(cè)5個(gè)孔，每個(gè)孔沿深度方向安排3 個(gè)點(diǎn)。采用K 型熱電偶套進(jìn)不銹鋼管深入爐膛，測量測點(diǎn)附近煙氣溫度。

圖3 測量現(xiàn)場

圖4 爐膛測點(diǎn)位置

3 網(wǎng)格設(shè)置

采用ICEM 軟件分塊網(wǎng)格劃分方法進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格構(gòu)建，將整個(gè)模型分為爐膛出口區(qū)域、燃燒區(qū)（含主燃區(qū)、還原區(qū)和燃盡區(qū)）和爐膛下部冷灰斗區(qū)等，結(jié)構(gòu)如圖5所示。其中燃燒區(qū)是煤粉燃燒和燃盡的主要區(qū)域，內(nèi)部包含劇烈的湍流流動(dòng)、對(duì)流換熱和化學(xué)反應(yīng)，因此需要單獨(dú)加密。限于網(wǎng)格數(shù)量，一次風(fēng)、二次風(fēng)和燃盡風(fēng)入口都簡化為平面，由于雙切圓鍋爐一次風(fēng)、二次風(fēng)和燃盡風(fēng)都和壁面成一定角度輸入主燃區(qū)，需要對(duì)主燃區(qū)網(wǎng)格做特殊處理，盡量使網(wǎng)格沿氣流方向生成，以減少偽擴(kuò)散現(xiàn)象。根據(jù)不同網(wǎng)格密度繪制不同數(shù)量的網(wǎng)格數(shù)量，分別為299.2 萬、320.2 萬和341.8 萬，圖6為網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)的結(jié)果，最終網(wǎng)格數(shù)量定為320.2萬，爐膛整體網(wǎng)格如圖7(a)所示，燃燒器局部網(wǎng)格如圖7(b)所示。

圖5 爐膛結(jié)構(gòu)

圖6 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)

圖7 爐膛網(wǎng)格

4 模型及工況介紹

考慮到雙切圓爐膛的煙氣處于帶旋流的完全湍流狀態(tài)，選用Realizable-雙方程模型模擬湍流流動(dòng)；煤粉顆粒在爐膛隨氣流的運(yùn)動(dòng)軌跡則選擇拉格朗日隨機(jī)軌道模型描述；考慮煤的熱解過程溫度跨度較大，選用雙平行競爭反應(yīng)模型模擬；焦炭燃燒過程選取動(dòng)力-擴(kuò)散模型進(jìn)行描述；氣相湍流燃燒選用混合分?jǐn)?shù)-概率密度函數(shù)（PDF）模擬；由于爐膛內(nèi)部光學(xué)深度較大，輻射換熱過程采用P1模型進(jìn)行計(jì)算；保證收斂速度和結(jié)果足夠準(zhǔn)確，采用Fluent軟件的Simple算法求解模型方程。由于爐膛NO生成量中NO占比最高，且快速型NO產(chǎn)量很小，所以僅模擬了熱力型和燃料型NO生成。采用后處理的方法計(jì)算NO生成，揮發(fā)分/焦炭的N元素比例和轉(zhuǎn)化率參考了前人的數(shù)據(jù)。近壁面區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法進(jìn)行修正。

煤粉顆粒直徑滿足Rosin-Rammler 分布，最大顆粒直徑為120μm，最小顆粒直徑為2μm，平均顆粒直徑為35μm，均勻性系數(shù)為3.6。各一、二次風(fēng)入口邊界設(shè)置為質(zhì)量流量入口，質(zhì)量流量及風(fēng)溫根據(jù)鍋爐實(shí)際運(yùn)行參數(shù)給定，見表2。爐膛水冷壁面和屏式受熱器設(shè)置為定溫壁面。爐膛水平煙道出口邊界條件設(shè)置為壓力出口，壓力設(shè)置為-100Pa。

表2 爐膛主要邊界條件參數(shù)

針對(duì)近壁面熱角區(qū)域還原性氣體濃度過高的問題，設(shè)計(jì)了調(diào)整同層二次風(fēng)的燃燒調(diào)整方案。本方案不同工況在保證同層二次風(fēng)量不變的情況下，增大冷角二次風(fēng)量，對(duì)應(yīng)減少熱角二次風(fēng)量。具體工況設(shè)置見表3。

表3 同層二次風(fēng)配風(fēng)方案

5 數(shù)值模擬結(jié)果

5.1 模擬結(jié)果驗(yàn)證

5.1.1 測點(diǎn)參數(shù)驗(yàn)證

將對(duì)象鍋爐BMCR工況下爐膛測點(diǎn)參數(shù)的實(shí)測值和模擬值的平均值進(jìn)行對(duì)比，對(duì)比結(jié)果如圖8所示，其中CO 的模擬值折算為脫水狀態(tài)以保證和實(shí)驗(yàn)測試條件一致。圖8(a)顯示模擬結(jié)果能很好地反映爐膛溫度分布，圖8(b)反映模擬結(jié)果在燃燒的第2 層測點(diǎn)有較高的準(zhǔn)確度，而在第1 和第3 層測點(diǎn)模擬的CO 體積分?jǐn)?shù)偏高，主要原因是看火孔存在一定程度的漏風(fēng)。

圖8 各測點(diǎn)參數(shù)對(duì)比情況

5.1.2 爐膛出口參數(shù)驗(yàn)證

表4表明爐膛出口溫度和氧量的模擬值與實(shí)測值的誤差都小于5%，說明模型具備足夠的精度和指導(dǎo)價(jià)值。NO的爐膛出口平均質(zhì)量濃度（折算氧氣體積分?jǐn)?shù)6%） 為222.98mg/m，高于實(shí)測值201mg/m，主要原因是本研究限于計(jì)算資源限制，對(duì)于燃燒器用于減少NO的細(xì)小結(jié)構(gòu)模擬得不到位，但對(duì)于定性分析NO的排放量已經(jīng)具備足夠的精度。

表4 模擬與實(shí)測關(guān)鍵參數(shù)對(duì)比

5.2 腐蝕情況分析

圖9和圖10(a)以D層一次風(fēng)平面為例，說明雙切圓鍋爐燃燒區(qū)的氣流特點(diǎn)。氣流形成兩個(gè)旋向相反的橢圓形切圓，熱角區(qū)域上游有明顯的氣流刷墻現(xiàn)象，溫度云圖呈對(duì)稱的橢圓環(huán)分布，高溫區(qū)出現(xiàn)在橢圓外側(cè)，切圓中心溫度較低。

圖9 D層一次風(fēng)平面速度矢量圖

圖10 D層氣體狀態(tài)

圖10(b)和(c)為D層一次風(fēng)平面氧氣和CO體積分?jǐn)?shù)分布。由于對(duì)象鍋爐采用分級(jí)燃燒技術(shù)，主燃區(qū)的氧氣相對(duì)不足，煤粉不完全燃燒導(dǎo)致主燃區(qū)CO 濃度較高，體積分?jǐn)?shù)云圖也呈橢圓環(huán)分布。近壁面CO 分布存在較大不均，圖10(c)中顯示CO 聚集在燃燒區(qū)的熱角區(qū)域，局部最高體積分?jǐn)?shù)超過10%，為爐膛水冷壁帶來較大的高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)。

圖11為距離水冷壁0.03m處的近壁面CO體積分?jǐn)?shù)云圖。其中左、右墻CO分布情況基本一致。在高度方向上，CO的分布從冷灰斗上方高度開始到折焰角下方結(jié)束。CO高濃度區(qū)域主要分布在各熱角上游區(qū)域局部CO體積分?jǐn)?shù)超過10%，極易發(fā)生高溫腐蝕，應(yīng)在熱角上游采取必要措施預(yù)防腐蝕發(fā)生。

圖11 水冷壁近壁面CO分布

5.3 改變同層二次風(fēng)對(duì)腐蝕區(qū)域的影響

圖12 以原始工況和15%工況為例，對(duì)比增加冷角二次風(fēng)風(fēng)量前后D層一次風(fēng)平面CO分布情況，黑框內(nèi)15%工況的CO 體積分?jǐn)?shù)明顯小于原始工況。由圖12～圖15可知，增加冷角氣體流量可以增加熱角上游的氧氣供給，改善熱角區(qū)域的缺氧情況，使近壁面CO局部濃度減小。圖16展示了不同工況下近壁面不同CO體積分?jǐn)?shù)的面積分布，將CO體積分?jǐn)?shù)小于3%的近壁面區(qū)域稱為安全區(qū)域，3%～8%區(qū)域稱為風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域，將大于8%的區(qū)域稱為腐蝕嚴(yán)重區(qū)域。由圖16 可知，隨著冷角二次風(fēng)量增加，5%工況、10%工況、15%工況的近壁面安全區(qū)域面積占比分別上升了1.20%、1.35%和3.60%，而腐蝕嚴(yán)重區(qū)域占比分別下降了0.013%、1.02%和4.99%，表明增加冷角二次風(fēng)量對(duì)減少近壁面可能發(fā)生腐蝕的區(qū)域面積有較好作用，尤其對(duì)減小腐蝕嚴(yán)重區(qū)域的效果顯著。

圖12 D層CO分布對(duì)比

圖13 前墻近壁面CO分布

圖14 右墻近壁面CO分布

圖15 前墻近壁面CO分布

圖16 近壁面CO體積分?jǐn)?shù)分布變化情況

5.4 改變同層二次風(fēng)對(duì)燃燒狀況的影響

圖17 反映了不同工況下爐膛沿高度方向平均參數(shù)的變化。隨著冷角二次風(fēng)風(fēng)量增加，爐膛下部平均溫度和CO 體積分?jǐn)?shù)下降，氧氣體積分?jǐn)?shù)升高；燃盡區(qū)平均參數(shù)趨于一致；爐膛上部區(qū)域平均溫度略有升高，氧氣和CO 的體積分?jǐn)?shù)則差異不大。以上現(xiàn)象的原因?yàn)橥瑢佣物L(fēng)量差異較大不利于燃燒區(qū)燃燒，使燃盡高度增加，屏底溫度升高10K，但總風(fēng)量不變，所以爐膛上部區(qū)氧氣和CO體積分?jǐn)?shù)會(huì)趨于一致。NO 曲線差異較大，隨著同層二次風(fēng)風(fēng)量差異增加：由于主燃區(qū)氧氣濃度升高，NO 產(chǎn)量會(huì)隨之大幅增加，在還原區(qū)NO 體積分?jǐn)?shù)差值減小，而由于燃盡區(qū)溫度升高，也會(huì)導(dǎo)致此區(qū)域新生成的NO 產(chǎn)量增加，最終爐膛出口NO體積分?jǐn)?shù)升高較為明顯。

圖17 各水平截面平均參數(shù)

表5為不同工況爐膛出口平均參數(shù)。增加冷角二次風(fēng)量對(duì)爐膛出口的平均溫度和氧氣體積分?jǐn)?shù)幾乎沒有影響，但會(huì)使CO 體積分?jǐn)?shù)、煤粉燃盡率和出口NO平均質(zhì)量濃度上升。5%和10%工況相比原始工況，出口NO平均質(zhì)量濃度分別升高了2.99%和8.89%，而15%工況出口NO平均質(zhì)量濃度有較大升高，幅度為18.91%。

表5 爐膛出口平均參數(shù)

6 結(jié)論

針對(duì)某雙切圓鍋爐熱角區(qū)域高溫腐蝕嚴(yán)重的問題，本文提出了增加冷角二次風(fēng)量以削弱熱角區(qū)域還原性氛圍的方法，在保證同層二次風(fēng)總量不變的條件下，設(shè)置了冷角二次風(fēng)量依次增加的3 個(gè)工況，和原始工況對(duì)比后得出以下結(jié)論。

（1）增加冷角二次風(fēng)量對(duì)減少近壁面可能發(fā)生腐蝕的區(qū)域面積有較好作用，且對(duì)減小近壁面腐蝕嚴(yán)重區(qū)域的效果更顯著，可以基本消除水冷壁附近CO濃度過高（>8%）的區(qū)域。

（2）冷角二次風(fēng)增量為5%和10%的工況下，爐膛近壁面安全區(qū)域面積占比分別上升了1.20%和1.35%，而腐蝕嚴(yán)重區(qū)域占比分別下降了0.013%和1.02%，屏底溫度上升幅度都小于10K，爐膛出口平均溫度和氧氣體積分?jǐn)?shù)幾乎沒有變化，焦炭燃盡率上升0.23%和0.17%，出口NO平均質(zhì)量濃度分別升高了2.99%和8.89%。

（3）冷角二次風(fēng)增量為15%的工況爐膛防腐效果最佳，近壁面安全區(qū)域面積占比上升了3.60%，而腐蝕嚴(yán)重區(qū)域占比下降了4.99%，屏底溫度上升12K，爐膛出口平均溫度和氧氣體積分?jǐn)?shù)幾乎沒有變化，焦炭燃盡率上升0.40%。出口NO平均質(zhì)量濃度升高較明顯，相比原始工況上升了18.91%。

綜上所述，增加冷角二次風(fēng)量對(duì)緩解水冷壁高溫腐蝕有積極作用，但也應(yīng)該綜合考慮防腐效果和對(duì)燃燒的影響。在一般電廠實(shí)際調(diào)整過程中，冷角二次風(fēng)增量應(yīng)設(shè)置在5%～10%，對(duì)于燃用高硫煤且NO排放較低的電廠，可以考慮將冷角二次風(fēng)增量設(shè)置為15%左右，以最大限度緩解高溫腐蝕。