300 MW亞臨界鍋爐高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣的防治方案

黃見勛

(廈門華夏國際電力發(fā)展有限公司，福建 廈門 361026)

隨著我國環(huán)保標(biāo)準(zhǔn)日益嚴(yán)格，燃煤發(fā)電鍋爐普遍進(jìn)行了低氮改造。低氮改造一般通過加裝低氮燃燒器[1]、調(diào)節(jié)主燃燒區(qū)與燃盡區(qū)的配風(fēng)比例來實現(xiàn)[2]，容易在主燃燒區(qū)形成還原性氣氛，導(dǎo)致水冷壁發(fā)生高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣。一方面，水冷壁發(fā)生高溫腐蝕會腐蝕管壁，從而導(dǎo)致爆管，最終造成停爐[3]；另一方面，水冷壁發(fā)生結(jié)焦結(jié)渣會使傳熱惡化，導(dǎo)致管壁超溫，損害設(shè)備以致停爐。水冷壁高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣都會影響電廠的安全經(jīng)濟(jì)運行。燃燒組織方式對高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣影響較大，以四角切圓燃燒鍋爐為例，對其進(jìn)行低氮改造后，若切圓大小不合理、向火側(cè)和背火側(cè)貼壁風(fēng)強(qiáng)度不合理、不同燃燒區(qū)域過量空氣系數(shù)不合理等，均會影響鍋爐熱負(fù)荷分布，導(dǎo)致局部區(qū)域溫度偏高，加劇水冷壁高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣，影響鍋爐的安全運行[4-5]。低氮燃燒鍋爐水冷壁防高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣問題的研究對于保障電廠的安全經(jīng)濟(jì)運行很有意義。

關(guān)于高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣，目前已有大量的研究成果，研究表明：高溫腐蝕速度與水冷壁貼墻區(qū)域CO、H2S含量成正比[6-9]；煙氣中CO等還原性氣體含量越高，水冷壁區(qū)域越容易結(jié)焦結(jié)渣[10-11]；水冷壁向火側(cè)溫度較高，更容易發(fā)生高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣[12]。

本文以某300 MW亞臨界四角切圓低氮燃燒鍋爐為研究對象，使用三維建模軟件進(jìn)行原尺寸三維建模，使用網(wǎng)格劃分軟件對所建模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，運用CFD軟件對鍋爐爐內(nèi)的燃燒特性進(jìn)行數(shù)值模擬，分析爐膛內(nèi)水冷壁高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣產(chǎn)生的原因，提出針對性的技改方案，并通過試驗對技改方案的科學(xué)性進(jìn)行驗證。

1 設(shè)備概況

1.1 設(shè)備整體介紹

某300 MW亞臨界固態(tài)排渣煤粉爐，具有單汽包、中間再熱、控制循環(huán)等特點，呈∏型露天布置，爐膛高度為50 100 mm，寬度為11 970 mm，深度為11 760 mm，采用中間倉儲式鋼球磨(4臺)制粉系統(tǒng)，熱風(fēng)送粉。燃燒方式為四角切圓燃燒，煤粉噴嘴沿高度方向分4層布置，可擺動。三次風(fēng)沿高度方向布置3層，乏氣噴嘴固定向下10°布置，采用水平濃淡(帶側(cè)二次風(fēng))風(fēng)“煤+粉”噴嘴，以增強(qiáng)燃燒時著火穩(wěn)定性和不投油低負(fù)荷調(diào)節(jié)范圍，設(shè)計切圓直徑為1 580 mm。該鍋爐采用設(shè)計煤種運行，煤粉細(xì)度(R90)為16%，煤質(zhì)分析結(jié)果見表1，主要設(shè)計參數(shù)見表2，鍋爐本體以及燃燒器布置如圖1所示。

表1 煤質(zhì)分析結(jié)果(收到基)Tab.1 Coal quality analysis(received basis)

圖1 鍋爐本體以及燃燒器布置Fig.1 Boiler body and burner arrangement

表2 鍋爐主要設(shè)計參數(shù)Tab.2 Boiler main design parameters

1.2 高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣概況

停爐檢查時發(fā)現(xiàn)該鍋爐四面爐墻上均有不同程度的結(jié)焦結(jié)渣和高溫腐蝕現(xiàn)象，向火側(cè)區(qū)域比背火側(cè)區(qū)域的問題更嚴(yán)重。前墻出現(xiàn)了腐蝕以及結(jié)焦、掛焦現(xiàn)象，焦塊大小為0.5 m×0.4 m×1 m，位于鍋爐水冷壁標(biāo)高28 m處靠近右墻的位置，掛焦痕跡出現(xiàn)于從右墻到左墻約2/3的面積、標(biāo)高24 m位置處；在靠近右墻的一側(cè)、標(biāo)高21～24 m位置處，部分水冷壁管道表面被腐蝕，并出現(xiàn)脫落現(xiàn)象，而且顏色銹黃。后墻出現(xiàn)了2塊焦塊，大小分別為0.5 m×0.3 m×0.1 m和2 m×0.5 m×0.1 m，位于靠近左墻的一側(cè)且標(biāo)高28 m處，掛焦痕跡出現(xiàn)于從左墻到右墻約2/3的面積、標(biāo)高20～25 m位置處。左墻的焦塊出現(xiàn)在第1個吹灰器處，大小約為2 m×1.5 m×0.2 m，其位置在標(biāo)高約29 m處；在標(biāo)高20～26 m位置處，前墻一側(cè)的掛焦痕跡明顯多于后墻一側(cè)。右墻的焦塊出現(xiàn)在燃盡風(fēng)噴口附近，寬度約為0.5 m，掛焦痕跡出現(xiàn)于從后墻到前墻約1/3的面積、標(biāo)高23～26 m位置的地方；在靠近后墻側(cè)、標(biāo)高20～24 m位置處，水冷壁管道表面有明顯的腐蝕現(xiàn)象，且其管壁存在脫落的痕跡。

2 數(shù)值模擬方法

2.1 模型與邊界條件

數(shù)值模擬研究中，采用Rosin-Rammler分布模擬一次風(fēng)出口煤粉顆粒的分布，采用隨機(jī)軌道模型模擬煤粉顆粒在爐膛內(nèi)部的運動[13]，采用k-ε雙方程湍流模型模擬風(fēng)粉混合物在爐膛內(nèi)部的湍流流動[14]，采用混合分?jǐn)?shù)/概率密度函數(shù)模型模擬火焰的湍流燃燒過程[15]，采用P1模型計算爐膛內(nèi)部的傳熱[16-17]。數(shù)值模擬計算采用速度入口邊界條件，爐膛出口采用壓力出口邊界條件，煤粉顆粒由一次風(fēng)噴口噴入爐膛，并且假定煤粉顆粒的速度、溫度與一次風(fēng)保持一致。

針對滿負(fù)荷BRL工況進(jìn)行數(shù)值模擬，采用設(shè)計煤種即實際運行煤種，煤粉細(xì)度(R90)為16%，煤粉顆粒與一次風(fēng)方向相同，煤粉流速度為一次風(fēng)速的90%，總煤耗量為139.5 t/h，一次風(fēng)量為131.6 t/h，二次風(fēng)量為964.6 t/h，燃盡風(fēng)占二次風(fēng)比例為33.8%，風(fēng)粉混合溫度為75 ℃，二次風(fēng)溫為374 ℃，燃盡風(fēng)溫為374 ℃。根據(jù)水冷壁實際溫度分別設(shè)置不同區(qū)域的壁溫，冷灰斗區(qū)域、主燃燒區(qū)、還原區(qū)、燃盡風(fēng)區(qū)域壁溫分別設(shè)為330 ℃、360 ℃、390 ℃、420 ℃，采用壓力出口條件。

2.2 網(wǎng)格劃分

采用1∶1的比例對該鍋爐進(jìn)行建模，均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格以防止偽擴(kuò)散，對燃燒器區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行了局部加密以提高計算精度，網(wǎng)格總數(shù)約為190萬，如圖2和圖3所示。

圖2 爐膛整體網(wǎng)格 Fig.2 Furnace integral grid

模擬計算過程中進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證，結(jié)果見表3。190萬網(wǎng)格與260萬網(wǎng)格數(shù)值模擬結(jié)果較為接近，160萬網(wǎng)格計算結(jié)果精度較差。根據(jù)結(jié)果，認(rèn)為采用190萬網(wǎng)格規(guī)模能滿足計算精度要求。

圖3 主燃燒區(qū)網(wǎng)格Fig.3 Main combustion area grid

表3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果Tab.3 Grid independence verification results

3 高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣防治方案

根據(jù)電廠提供的資料進(jìn)行實地考察后，初步分析該鍋爐出現(xiàn)高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣問題的原因是：①低氮燃燒基本原理為主燃區(qū)貧氧燃燒，鍋爐低氮燃燒改造后主燃區(qū)貧氧燃燒，會產(chǎn)生很強(qiáng)的還原性氣氛，因此容易發(fā)生高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣；②低氮燃燒改造后鍋爐燃燒假想切圓直徑較大，使得燃燒器出口射流兩側(cè)補(bǔ)氣條件相差大，爐內(nèi)切圓直徑過大，射流偏轉(zhuǎn)嚴(yán)重而發(fā)生煤灰粒子大量沖刷水冷壁，導(dǎo)致燃燒器區(qū)的溫度很高，爐內(nèi)高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣程度急劇上升；③該低氮燃燒鍋爐截面熱負(fù)荷和局部熱負(fù)荷均較高，發(fā)生高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣的風(fēng)險大。

為了解決由上述原因帶來的腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣問題，進(jìn)行了針對性技術(shù)改造，改造方案為：將第6、8、12層二次風(fēng)的切圓直徑由1 580 mm降低到1 200 mm；將第5、9、11層一次風(fēng)的切圓直徑由1 580 mm降低到1 200 mm，同時將濃側(cè)反切角度由12°降低為6°；將第7層三次風(fēng)切圓直徑由1 580 mm降低到1 200 mm；封堵第6層二次風(fēng)和第10層油槍風(fēng)的向火側(cè)貼壁風(fēng)，僅保留背火側(cè)貼壁風(fēng)；將第7、14層三次風(fēng)的煤粉比例由1∶2調(diào)至1∶1。改造前后鍋爐切圓情況如圖4所示。

圖4 改造前后鍋爐切圓情況Fig.4 Schematic diagram of boiler tangent circle before and after renovation

4 研究結(jié)果

4.1 改造前后鍋爐燃燒特性模擬結(jié)果分析

鍋爐進(jìn)行技改前后縱剖面溫度場和CO含量分布的對比分別如圖5和圖6所示。數(shù)值模擬結(jié)果表明：技改前，水冷壁附近高溫區(qū)域偏多，且還原性氣氛較強(qiáng)，易產(chǎn)生高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣問題，針對此提出減小切圓直徑、增大向火側(cè)貼壁風(fēng)強(qiáng)度以及優(yōu)化三次風(fēng)配風(fēng)的技改方案，該方案使?fàn)t膛的燃燒區(qū)域向中心偏移、水冷壁向火側(cè)的冷卻風(fēng)強(qiáng)度增大以及局部配風(fēng)得以優(yōu)化；技改后，水冷壁附近高溫區(qū)減少，溫度明顯降低，CO高濃度區(qū)域向爐膛中心移動，高溫還原性氣氛減弱。因此，該技改方案緩解了高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣[18]，降低了水冷壁發(fā)生高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣的風(fēng)險。

圖5 爐膛縱剖面溫度場Fig.5 Temperature field of furnace profile

圖6 爐膛縱剖面CO摩爾分?jǐn)?shù)Fig.6 CO mole fraction of furnace profile

針對該鍋爐水冷壁存在的高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣情況，分別選取問題嚴(yán)重區(qū)域進(jìn)行分析。

a)前墻：圖7和圖8分別為技改前后標(biāo)高28 m處的CO和O2含量分布的對比。技改后，貼墻處CO摩爾分?jǐn)?shù)由7.72×10-2左右降低至5.93×10-2左右，O2摩爾分?jǐn)?shù)由1.45×10-2左右升高至2.90×10-2左右，有效地降低了還原性氣氛，緩解了該區(qū)域飛灰的熔融結(jié)焦。因此，該技改方案可以緩解標(biāo)高28 m處前墻的結(jié)焦結(jié)渣。

圖7 標(biāo)高28 m處CO含量分布Fig.7 CO concentration field at the height of 28 meters

圖8 標(biāo)高28 m處O2含量分布Fig.8 O2 concentration field at the height of 28 meters

b)后墻：圖9和圖10分別為技改前后標(biāo)高21 m處的溫度場和O2含量分布的對比。技改后，火焰貼墻處溫度水平顯著降低，由技改前的1 360 ℃左右降低到1 300 ℃左右，有效抑制了煤中的硫分轉(zhuǎn)化為H2S，對于高溫腐蝕起到了一定的緩解作用[19]；O2摩爾分?jǐn)?shù)由1.30×10-1左右升高到1.88×10-1左右，抑制了Fe2O3被還原為熔點更低的FeO，從而有效抑制了飛灰的熔融結(jié)焦[20]。因此，該技改方案能夠有效緩解標(biāo)高21 m處后墻的高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣。

圖9 標(biāo)高21 m處溫度場Fig.9 Temperature field at the height of 21 meters

圖10 標(biāo)高21 m處O2含量分布Fig.10 O2 concentration field at the height of 21 meters

4.2 改造前后鍋爐高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣防治現(xiàn)場試驗結(jié)果

為了驗證數(shù)值計算結(jié)果的可靠性，分別將技改后的試驗結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對比。進(jìn)行現(xiàn)場試驗時，將鍋爐運行工況調(diào)整到與數(shù)值模擬工況一致，試驗期間不進(jìn)行擾動爐內(nèi)燃燒工況的操作。現(xiàn)場試驗時對標(biāo)高28 m近壁區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)、O2體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行測試，采用Gasboard-3100P便攜式煤氣分析儀測得CO體積分?jǐn)?shù)，采用OPTIMA7手持式煙氣分析儀測得O2體積分?jǐn)?shù)，結(jié)果見表4。

表4 試驗結(jié)果與模擬結(jié)果對比Tab.4 Comparisons between test results and simulation results

在技改后，采用與技改前相同的煤種運行4個月后，檢查水冷壁高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣現(xiàn)象，水冷壁相同區(qū)域的運行結(jié)果對比如圖11和圖12所示。圖11和圖12表明：技改后，前墻標(biāo)高28 m左右靠近右墻側(cè)的區(qū)域掛渣現(xiàn)象明顯減弱，后墻標(biāo)高21 m左右靠近左墻側(cè)的區(qū)域高溫腐蝕現(xiàn)象明顯減弱，表明適度減小切圓直徑和增大向火側(cè)貼壁風(fēng)強(qiáng)度，能夠明顯降低水冷壁向火側(cè)溫度，從而有效抑制高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣現(xiàn)象；第7、14層三次風(fēng)煤粉比例由1∶2調(diào)至1∶1，使得標(biāo)高21 m上下區(qū)域過量空氣系數(shù)降低，從而在一定程度上降低了該區(qū)域的溫度水平，緩解了該區(qū)域的高溫腐蝕。現(xiàn)場試驗結(jié)果表明，該技改方案對于減緩鍋爐水冷壁的高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣有明顯作用。

圖11 前墻技改前后的狀況Fig.11 Front wall situations before and after technical transformation

圖12 后墻技改前后的狀況Fig.12 Back wall situations before and after technical transformation

5 結(jié)論

燃煤電廠鍋爐進(jìn)行低氮燃燒改造后，普遍存在高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣問題，給鍋爐安全、高效和經(jīng)濟(jì)運行帶來了一定的影響。本文對某300 MW鍋爐的高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣問題進(jìn)行了研究，得出以下結(jié)論：

a)為了解決由于低氮燃燒改造后帶來的腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣問題，可采取減小切圓直徑、封堵部分向火側(cè)貼壁風(fēng)噴口以及優(yōu)化三次風(fēng)煤粉比例等措施，減小鍋爐運行時速度場形成的切圓直徑，避免煤灰粒子大量沖刷水冷壁，防止燃燒器區(qū)域溫度水平過高，從而緩解水冷壁高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣。

b)技改前的數(shù)值模擬結(jié)果表明，經(jīng)過低氮燃燒改造后鍋爐爐內(nèi)切圓直徑較大，射流偏轉(zhuǎn)嚴(yán)重而導(dǎo)致煤灰粒子大量沖刷水冷壁，造成水冷壁附近區(qū)域溫度較高，CO含量較高，這種高溫還原性氣氛容易發(fā)生高溫腐蝕和結(jié)焦結(jié)渣。

c)技改后的數(shù)值模擬結(jié)果表明：通過減小切圓直徑、增大向火側(cè)貼壁風(fēng)強(qiáng)度以及優(yōu)化三次風(fēng)配風(fēng)，水冷壁附近溫度水平顯著降低，由1 360 ℃左右降低至1 300 ℃左右，可以有效抑制煤中的硫分轉(zhuǎn)化為H2S；貼壁處CO摩爾分?jǐn)?shù)明顯降低，由7.72×10-2左右降低至5.93×10-2左右，可以緩解飛灰的熔融結(jié)焦。

d)技改后，采用與技改前相同的煤種運行4個月后，對水冷壁高溫腐蝕與結(jié)焦結(jié)渣現(xiàn)象進(jìn)行檢查，發(fā)現(xiàn)水冷壁區(qū)域的高溫腐蝕和掛渣現(xiàn)象明顯減少，說明該技改方案使燃燒區(qū)域向中心偏移，水冷壁向火側(cè)的冷卻風(fēng)強(qiáng)度增大，局部配風(fēng)得以優(yōu)化。技改前后的實際運行結(jié)果驗證了該技改方案的科學(xué)性和合理性。