1 000 MW超超臨界雙切圓混煤燃燒鍋爐還原性氣氛數(shù)值模擬

任德軍， 陳 剛， 張 寅， 王 鑫， 徐 俊， 江 龍， 向 軍

(1．國家能源集團(tuán)長源電力股份有限公司，武漢 430077；2．國能長源漢川發(fā)電有限公司，湖北漢川 431614；3.華中科技大學(xué) 煤燃燒國家重點實驗室，武漢 430074)

隨著NOx排放標(biāo)準(zhǔn)的日益嚴(yán)格，燃煤電站采用空氣分級燃燒技術(shù)、燃料分級燃燒技術(shù)、低氮燃燒器、選擇性催化還原(SCR)煙氣脫硝技術(shù)等控制NOx的排放[1]。由于經(jīng)低氮改造后的燃煤鍋爐主燃區(qū)存在“貧氧富燃”的問題，造成水冷壁局部范圍嚴(yán)重缺氧，且存在較大濃度的還原性氣氛(CO和H2S)，特別是當(dāng)局部氧體積分?jǐn)?shù)低于1.5%時，H2S含量迅速增加，加劇了水冷壁高溫腐蝕。水冷壁管因高溫腐蝕，管壁加速減薄到一定程度，可能引起“爆管”，將嚴(yán)重影響電廠的生產(chǎn)安全和經(jīng)濟(jì)效益[2-3]。因此，對燃煤鍋爐運(yùn)行時高溫腐蝕問題的關(guān)注、研究及防治迫在眉睫。

高溫腐蝕類型主要分為硫化物型、硫酸鹽型和氯化物型，產(chǎn)生高溫腐蝕的主要影響因素為煤粉中的硫元素和氯元素、局部還原性氣氛及爐膛壁面的溫度水平[4-5]。爐膛燃燒是復(fù)雜的物化過程，實地試驗的研究方式存在成本較高、檢測手段有限、無法準(zhǔn)確且全面地評估爐膛燃燒狀況等缺點。因此，目前普遍采用的研究方法為應(yīng)用計算流體力學(xué)(CFD)模擬鍋爐爐膛燃燒。馮強(qiáng)等[6]對四角切圓鍋爐的H2S分布進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)不同負(fù)荷的爐內(nèi)空氣動力場對H2S的分布有直接影響。李汝萍等[7]將數(shù)值模擬與試驗方法相結(jié)合，將燃盡風(fēng)率降低至20%后，主燃區(qū)內(nèi)的還原性氣氛CO和腐蝕性氣體H2S明顯減少。謝召祥等[8]綜合考慮多種因素，為抑制CO和H2S的生成，將燃盡風(fēng)率設(shè)置為25%比較合適。于英利等[9]以對沖燃燒鍋爐為研究對象進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，結(jié)果表明,嚴(yán)重腐蝕主要集中在兩側(cè)墻的燃燒器周圍區(qū)域、下層冷灰斗、上層燃燒器與頂層燃盡風(fēng)噴口之間的兩側(cè)墻中間區(qū)域。

目前，已有許多學(xué)者針對四角切圓和對沖燃燒鍋爐的混煤燃燒開展了模擬研究，多數(shù)將不同的煤質(zhì)參數(shù)進(jìn)行加權(quán)處理，且在研究時采用混合分?jǐn)?shù)/概率密度函數(shù)(PDF)模型。但針對復(fù)雜混合燃料(3種及以上煤種)的數(shù)值模擬研究較少[10-14]，對于雙切圓鍋爐混煤燃燒過程中CO和H2S等還原性氣體生成特性的模擬研究更是鮮有報道。

筆者以某臺1 000 MW超超臨界雙切圓混煤燃燒鍋爐為研究對象，研究滿負(fù)荷條件下，不同爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)(2.2%、2.5%、2.7%、3.0%和3.3%)對爐膛速度場、溫度場和CO與H2S等還原性氣體生成分布特性的影響，以期為電廠運(yùn)行提供理論指導(dǎo)，保證鍋爐的經(jīng)濟(jì)、環(huán)保及安全運(yùn)行。

1 研究對象

某電廠1 000 MW超超臨界變壓運(yùn)行直流鍋爐，采用П型布置、單爐膛、一次中間再熱、低NOx主燃燒器和高位燃盡風(fēng)分級燃燒技術(shù)及反向雙切圓燃燒方式。鍋爐運(yùn)行采用分磨混煤燃燒方式，在滿負(fù)荷工況下共有5種煤通過不同磨煤機(jī)進(jìn)入爐膛燃燒。設(shè)計煤種與試驗煤種煤質(zhì)分析見表1，其中Qnet,ar為收到基低位發(fā)熱量。分磨混煤對應(yīng)的磨煤機(jī)及摻混比例見表2。為研究爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)的影響，采用調(diào)整一次風(fēng)和二次風(fēng)風(fēng)速的方式來改變進(jìn)入爐膛的總風(fēng)量，進(jìn)而改變爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)。各工況對應(yīng)的一、二次風(fēng)速見表3。

表1 設(shè)計煤種與試驗煤種煤質(zhì)分析

表2 磨煤機(jī)對應(yīng)煤種及混合比例

表3 不同出口氧體積分?jǐn)?shù)對應(yīng)的風(fēng)速

2 網(wǎng)格劃分與模型選取

2.1 網(wǎng)格劃分

根據(jù)鍋爐的實際尺寸和結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模及網(wǎng)格劃分，鍋爐整體采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖1所示。為防止網(wǎng)格偽擴(kuò)散，對主燃區(qū)及分離燃盡風(fēng)(SOFA)區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理。針對燃燒器出口區(qū)域，沿氣流方向進(jìn)行局部優(yōu)化，將燃燒區(qū)域與其他區(qū)域交界面的邊界條件設(shè)置為Interface。經(jīng)無關(guān)性檢驗分析，最終網(wǎng)格總數(shù)約為201萬，網(wǎng)格總體質(zhì)量較好。

圖1 爐膛整體及燃燒區(qū)域網(wǎng)格

2.2 模型選取

將Realizablek-ε湍流模型引入旋流修正項，使得計算更加精確，因此選用此模型模擬湍流流動[15]。煤粉顆粒進(jìn)入爐膛采用離散相模型；爐膛輻射換熱采用P1模型；顆粒運(yùn)動軌跡選取Lagrange隨機(jī)軌道模型描述。采用雙平行競爭反應(yīng)模型模擬煤粉揮發(fā)分析出過程；選取動力/擴(kuò)散模型模擬焦炭燃燒過程[16]；采用有限速率-渦耗散模型(FR-EDM)模擬氣相燃燒過程。為保證計算收斂速度與精度，采用Simple算法求解壓力速度的耦合。

NOx計算采用后處理方法，由于快速型NOx在反應(yīng)過程中的生成量較小，因此生成模型主要選擇熱力型NOx和燃料型NOx。其中熱力型NOx生成模型采用Zeldovich機(jī)理，燃料型NOx則依據(jù)De Soete機(jī)理。揮發(fā)分-N中間產(chǎn)物為HCN/NH3/NO，將HCN轉(zhuǎn)化分?jǐn)?shù)設(shè)置為0.9，NH3轉(zhuǎn)化分?jǐn)?shù)設(shè)置為0.1，焦炭-N直接轉(zhuǎn)化為NO，轉(zhuǎn)化分?jǐn)?shù)設(shè)置為0.5[17]。

2.3 硫元素釋放模型

爐膛內(nèi)的高溫腐蝕主要為硫化物型高溫腐蝕，筆者考察了燃燒過程中H2S氣體的生成及分布特性。煤粉內(nèi)的硫元素主要分為揮發(fā)分硫和焦炭硫，揮發(fā)分硫在缺氧條件下主要生成H2S，焦炭硫主要被氧化成SO2[18]。目前，有關(guān)硫污染物的數(shù)值計算以后處理方法為主，但此方法存在反應(yīng)機(jī)理不夠詳細(xì)、計算結(jié)果不準(zhǔn)確的缺點，為獲得較準(zhǔn)確的H2S數(shù)據(jù)，需考慮硫化物反應(yīng)機(jī)理[19]，關(guān)于硫污染物計算模型的反應(yīng)機(jī)理見表4。其中，A為指前因子，Ei為活化能。

表4 硫污染物的反應(yīng)機(jī)理

2.4 邊界條件設(shè)置

一、二次風(fēng)口均設(shè)為速度入口，爐膛出口設(shè)置為壓力出口邊界，壓力值為-120 Pa；爐內(nèi)各壁面為無滑移的定溫邊界，輻射率為0.85。煤粉顆粒按照Rosin-Rammler公式分布粒徑，煤粉顆粒粒徑為10～250 μm，平均粒徑為50 μm，煤粉顆粒的分布指數(shù)為1.1。

2.5 模型方法驗證

為確保模型方法的準(zhǔn)確性，首先模擬計算鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)工況，將模擬所得的爐膛出口煙溫、O2體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度(φ(O2)=6%)與鍋爐設(shè)計值進(jìn)行比較，結(jié)果見表5。根據(jù)《鍋爐熱力計算說明書》得到爐膛出口煙溫、O2體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度設(shè)計值。然后選取現(xiàn)場實際運(yùn)行工況(100%額定工況)進(jìn)一步驗證，實際參數(shù)均參考電廠A、B側(cè)煙道測點數(shù)據(jù)的平均值，模擬結(jié)果選取兩側(cè)煙道出口截面的平均值進(jìn)行對比。由表5可知，爐膛出口煙溫、O2體積分?jǐn)?shù)和NOx質(zhì)量濃度的模擬值及設(shè)計值，與實際測量值基本一致，說明計算模型及方法合理，模擬結(jié)果具有滿意的可靠度。

表5 設(shè)計值、實際值和模擬值對比

3 結(jié)果與分析

3.1 出口氧體積分?jǐn)?shù)對速度場的影響

不同氧體積分?jǐn)?shù)工況下，C層(標(biāo)高20.9 m)燃燒器截面的速度場分布如圖2所示，氣流從燃燒器噴口進(jìn)入爐膛后，形成2個對稱的橢圓形雙切圓結(jié)構(gòu)。橢圓長軸分別指向4個熱角區(qū)域，基本與熱角形成的對角線重合。每個角的氣流均受上、下游氣流的沖刷和撞擊，引發(fā)不同程度的偏轉(zhuǎn)。冷角距離上游氣流噴口較近，其氣流的偏轉(zhuǎn)較大，最終沖刷左墻和右墻水冷壁。由表3可知，一次風(fēng)風(fēng)速的增加導(dǎo)致氣流剛性增強(qiáng)，氣流受上、下游的影響越小，偏轉(zhuǎn)程度越小，氣流沖刷壁面的可能性越小。

(a) 氧體積分?jǐn)?shù)為2.2%

3.2 出口氧體積分?jǐn)?shù)對溫度場的影響

不同出口氧體積分?jǐn)?shù)工況下，C層燃燒器截面的溫度場如圖3所示。溫度分布與速度分布一致，呈對稱的橢圓環(huán)形，中心溫度低，僅1 500 K左右，橢圓環(huán)上的溫度高，達(dá)到2 000～2 200 K。冷角附近的溫度較低，熱角區(qū)域的溫度較高，符合雙切圓鍋爐燃燒特性。

(a) 氧體積分?jǐn)?shù)為2.2%

氧體積分?jǐn)?shù)為3.0%和3.3%的高溫區(qū)分布面積大于其他工況下的高溫區(qū)分布面積。這可能是因為此時進(jìn)入爐膛的空氣量增加，在空氣分級燃燒時，主燃區(qū)(標(biāo)高16～31 m)處于缺氧的環(huán)境狀態(tài)，且存在大量未燃盡的煤粉，空氣量的增加可能使得煤粉在主燃區(qū)與充足的氧氣進(jìn)行反應(yīng)放熱，因此與其他工況相比，上述工況下的溫度偏高。

不同出口氧體積分?jǐn)?shù)下，爐膛沿高度方向的平均溫度分布如圖4所示。由圖4可以看出，平均溫度總體呈先上升后下降的趨勢，在C層與E層燃燒器的中間位置(標(biāo)高21～25 m)，溫度出現(xiàn)小幅度下降。此區(qū)域存在4層二次風(fēng)口，僅1層一次風(fēng)口(D層燃燒器)，因此有大量溫度較低的二次風(fēng)進(jìn)入爐膛，導(dǎo)致局部溫度降低。由表1和表2可知，D層燃燒器進(jìn)入爐膛內(nèi)的煤粉發(fā)熱量最低，其加權(quán)發(fā)熱量僅為18.908 MJ/kg，與A、B、C層和E、F層燃燒器煤粉的發(fā)熱量相比，分別下降了25.9%和17.3%，因此該區(qū)域的燃燒放熱量減少，導(dǎo)致溫度下降。

圖4 不同出口氧體積分?jǐn)?shù)工況下爐膛平均溫度沿高度方向的分布

在主燃區(qū)內(nèi)，氧體積分?jǐn)?shù)為3.0%工況下的溫度曲線普遍高于其他工況，但在33 m以上的SOFA區(qū)域，溫度大幅下降至低于其他工況的水平，氧體積分?jǐn)?shù)為2.2%的工況下,SOFA區(qū)域的溫度平均水平高于其他工況。由此可知，通過提高一次風(fēng)和二次風(fēng)的風(fēng)速，增加爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)，可能會使在SOFA區(qū)域燃燒的煤粉減少，導(dǎo)致主燃區(qū)的溫度水平升高，以及SOFA區(qū)域溫度降低。

3.3 出口氧體積分?jǐn)?shù)對平均CO體積分?jǐn)?shù)的影響

不同工況下，C層燃燒器的CO體積分?jǐn)?shù)及沿高度方向的平均CO體積分?jǐn)?shù)分布如圖5所示。冷角氣流對墻體的保護(hù)性較差，導(dǎo)致左、右側(cè)墻靠后區(qū)域的CO體積分?jǐn)?shù)較高，隨著氧體積分?jǐn)?shù)的增加，爐膛內(nèi)的CO體積分?jǐn)?shù)呈下降趨勢，左、右側(cè)墻的CO體積分?jǐn)?shù)也相應(yīng)降低。O2的增多使得煤粉燃燒更充分，減少了CO的產(chǎn)生，同時也促進(jìn)CO與O2反應(yīng)生成CO2，消耗了部分已經(jīng)產(chǎn)生的CO，從而降低了CO體積分?jǐn)?shù)。

(a) 氧體積分?jǐn)?shù)為2.2%

由圖5(f)可知，在主燃區(qū)氧體積分?jǐn)?shù)為2.2%的工況下，平均CO體積分?jǐn)?shù)較高，其他各工況下的平均CO體積分?jǐn)?shù)差別不明顯。在SOFA區(qū)內(nèi)，隨著氧體積分?jǐn)?shù)的增加，平均CO體積分?jǐn)?shù)呈下降趨勢，說明增大爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)有利于抑制還原性氣體CO的生成，因為充足的O2使得煤粉燃燒更充分，減少了CO的產(chǎn)生。

3.4 出口氧體積分?jǐn)?shù)對H2S體積分?jǐn)?shù)的影響

不同出口氧體積分?jǐn)?shù)工況下，爐膛左、右墻近壁面區(qū)的H2S體積分?jǐn)?shù)分布如圖6所示。由于熱角與冷角的氣流特性存在差異，導(dǎo)致爐膛左、右墻水冷壁的H2S體積分?jǐn)?shù)在靠近后墻區(qū)域偏高，形成高溫腐蝕的風(fēng)險增加。隨著氧體積分?jǐn)?shù)的增加，進(jìn)入爐膛內(nèi)的空氣量增加，且爐膛內(nèi)整體氧化性氣氛變強(qiáng)，由表4中的硫釋放機(jī)理可知，氧化性氣氛可以將生成H2S的中間產(chǎn)物COS及CS2氧化為SO2，同時也能將H2S直接轉(zhuǎn)化為SO2，從而使H2S的體積分?jǐn)?shù)水平降低。綜上可知，增加爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)有利于降低左、右墻水冷壁壁面H2S的體積分?jǐn)?shù)，降低高溫腐蝕的風(fēng)險。

(a) 氧體積分?jǐn)?shù)為2.2%

不同工況下，沿爐膛高度方向的平均H2S體積分?jǐn)?shù)分布如圖7所示。由圖7可知，爐膛內(nèi)的平均H2S體積分?jǐn)?shù)隨高度增加先增大后減小，這與平均溫度和平均CO體積分?jǐn)?shù)隨高度的變化趨勢大致相同，說明H2S的生成與高溫及CO體積分?jǐn)?shù)之間存在緊密聯(lián)系。由圖4、圖5(f)和圖7可知，在主燃區(qū)內(nèi)，隨著氧體積分?jǐn)?shù)的增加，溫度升高，CO和H2S體積分?jǐn)?shù)下降；在SOFA區(qū)內(nèi)，溫度、CO和H2S體積分?jǐn)?shù)均隨氧體積分?jǐn)?shù)的增加而降低。爐內(nèi)高溫條件是導(dǎo)致水冷壁高溫腐蝕的原因之一，氧體積分?jǐn)?shù)增加使得主燃區(qū)溫度升高，但隨著氧化性氣氛的增強(qiáng)，CO和H2S的體積分?jǐn)?shù)下降，爐膛還原性氣氛減弱，降低了水冷壁高溫腐蝕的風(fēng)險。

圖7 不同出口氧體積分?jǐn)?shù)工況下爐膛平均H2S體積分?jǐn)?shù)沿高度的分布

3.5 試驗驗證

為探究爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)對CO和H2S生成的影響，開展現(xiàn)場試驗測試鍋爐近壁面還原性氣氛?，F(xiàn)場試驗時，保持各層燃燒器小風(fēng)門不變，通過調(diào)節(jié)進(jìn)入爐膛的總風(fēng)量改變爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)，針對標(biāo)高約30 m的還原性氣氛區(qū)和左右墻水冷壁壁面區(qū)，檢測其CO和H2S的體積分?jǐn)?shù)，結(jié)果見表6。由表6可知，隨氧體積分?jǐn)?shù)的增加，CO和H2S的體積分?jǐn)?shù)總體呈逐漸下降趨勢，個別區(qū)域變化規(guī)律存在差異。如在還原性氣氛區(qū)域，當(dāng)氧體積分?jǐn)?shù)從2.2%增至2.5%時，右墻點的CO和H2S體積分?jǐn)?shù)增大；當(dāng)氧體積分?jǐn)?shù)從2.5%增至2.7%時，CO和H2S體積分?jǐn)?shù)減??；但隨著氧體積分?jǐn)?shù)的進(jìn)一步增加，CO體積分?jǐn)?shù)增大，H2S體積分?jǐn)?shù)繼續(xù)減小。E～F層中間左墻點的CO體積分?jǐn)?shù)隨氧體積分?jǐn)?shù)的增加呈先下降、再小幅上升、最后下降的趨勢，但H2S體積分?jǐn)?shù)呈持續(xù)下降趨勢。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因可能有：鍋爐實際運(yùn)行是瞬時變化的過程，不同時刻的爐膛氣氛體積分?jǐn)?shù)存在一定差異，導(dǎo)致測量時數(shù)據(jù)發(fā)生波動；氧體積分?jǐn)?shù)的增加使得進(jìn)入爐膛的空氣量增加，由于實際調(diào)節(jié)空氣量是采用增加總風(fēng)量、不改變小風(fēng)門開度的方式，這可能導(dǎo)致主燃區(qū)內(nèi)的過量空氣系數(shù)發(fā)生不同程度的變化。雖然主燃區(qū)仍處于缺氧的環(huán)境狀態(tài)，但過量空氣系數(shù)的改變將導(dǎo)致在爐膛高度方向上的氧體積分?jǐn)?shù)分布的不同，最終引起不同測點的CO和H2S體積分?jǐn)?shù)的變化規(guī)律產(chǎn)生差異。

表6 不同出口氧體積分?jǐn)?shù)工況試驗結(jié)果

對爐膛還原性氣氛體積分?jǐn)?shù)完全定量分析十分困難，因此對其進(jìn)行定性分析。不同出口氧體積分?jǐn)?shù)工況下的H2S和CO試驗值與模擬值的對比如圖8所示,并作出擬合曲線。由圖8(a)可知，隨氧體積分?jǐn)?shù)的增加，試驗值和模擬值均呈先小幅度上升再下降的趨勢，圖8(b)和圖8(c)總體呈明顯下降的趨勢。說明進(jìn)一步增大氧體積分?jǐn)?shù)能較好地抑制H2S的生成。隨氧體積分?jǐn)?shù)的變化，CO體積分?jǐn)?shù)與H2S體積分?jǐn)?shù)的變化規(guī)律高度一致，說明CO體積分?jǐn)?shù)和H2S體積分?jǐn)?shù)存在強(qiáng)關(guān)聯(lián)性。從表4硫的釋放機(jī)理可知，CO可以還原SO2生成COS，COS是生成H2S的中間產(chǎn)物，因此，CO體積分?jǐn)?shù)的減少可降低SO2的還原反應(yīng)及H2S的生成，且已有文獻(xiàn)證明了CO與H2S的關(guān)聯(lián)性[20-21]。現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)證明了模擬計算模型的準(zhǔn)確性及方法的切實可靠，模擬結(jié)果具有實際指導(dǎo)意義。

(a) 還原性區(qū)域右墻點H2S體積分?jǐn)?shù)

4 結(jié) 論

(1) 對某臺1 000 MW超超臨界雙切圓混煤燃燒鍋爐進(jìn)行數(shù)值模擬計算，所得速度場、溫度場和氣體組分場均符合雙切圓鍋爐燃燒特性，存在2個明顯對稱的橢圓分布，且熱角與冷角區(qū)域的氣氛及溫度差別明顯。爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)增加使得進(jìn)入爐膛的氣流剛性增加，偏轉(zhuǎn)程度降低，高溫?zé)煔鉀_刷水冷壁的可能性減小。氧體積分?jǐn)?shù)的增加使得更多的煤粉在主燃區(qū)內(nèi)充分燃燒，釋放更多熱量，導(dǎo)致主燃區(qū)溫度升高。

(2) 爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)增加使得煤粉在主燃區(qū)燃燒更充分，消耗已生成的CO，導(dǎo)致CO體積分?jǐn)?shù)減小。爐膛內(nèi)氧化性氣氛增強(qiáng)，使得包括H2S、COS和CS2在內(nèi)的含硫氣體被氧化成SO2，H2S體積分?jǐn)?shù)減小。CO和H2S體積分?jǐn)?shù)之間存在較強(qiáng)的關(guān)聯(lián)性，CO體積分?jǐn)?shù)減小，H2S體積分?jǐn)?shù)隨之減小，這與CO的還原作用有關(guān)。

(3) 在滿負(fù)荷條件下，氧體積分?jǐn)?shù)從2.2%增至2.7%時，在一定程度上抑制了CO和H2S的生成，氧體積分?jǐn)?shù)為3.0%以上時，抑制效果更加明顯。為降低鍋爐高溫腐蝕風(fēng)險且兼顧NOx排放，建議在實際運(yùn)行中，保證爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)不低于3.0%。