貼壁風與碗式配風協(xié)同解決對沖旋流鍋爐高溫腐蝕問題

楊 振，朱宣而，黃亞繼，岳峻峰，王新宇，張 強，徐力剛，謝靈鷗

(1.江蘇方天電力技術(shù)有限公司，江蘇 南京 211102；2.東南大學 能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點實驗室，江蘇 南京 210096；3.江蘇國信揚州發(fā)電有限責任公司，江蘇 揚州 225000)

0 引 言

高溫腐蝕是威脅我國燃煤電廠安全、經(jīng)濟運行的主要問題之一[1-3]。在高溫腐蝕條件下，水冷壁管壁逐漸變薄，減薄至一定程度后極易發(fā)生爆管[4-6]。已有統(tǒng)計表明[7]，由水冷壁爆管所造成的機組非計劃性停運時間在我國燃煤機組全年非計劃性停運時間中占比可達 37.8%，因而解決水冷壁高溫腐蝕問題迫在眉睫。當前高溫腐蝕問題的解決措施主要分為4種，即管材優(yōu)化、涂層噴涂、燃燒調(diào)整及貼壁風技術(shù)。

對于管材優(yōu)化方法，STEIN等[7]對比了4種不同鉻含量的高鉻合金的抗高溫腐蝕性能；李洪[8]以T91通過JmatPro材料性能模擬軟件得到了一種機械強度高、抗氧化性及抗腐蝕性能優(yōu)良的試驗樣品。但高合金鋼的材料成本遠高于普通低合金鋼，且連接2種管材的焊縫在高溫和腐蝕環(huán)境下存在一定安全隱患，因此該方法目前并未在我國燃煤電廠廣泛應(yīng)用[9]。對于涂層噴涂方法，MANPREET等[10]制備了一種Cr3C2-NiCr涂層，ALINA等[11]制備了一種含F(xiàn)e、Cr和N的Al固溶體涂覆涂層。該方法的缺點為涂層過厚將對水冷壁管的傳熱性能造成影響，因此這種方法存在涂層壽命短的問題[12]。對于燃燒調(diào)整，李永生等[13]探究了燃盡風開度、二次風配風方式等因素對側(cè)墻還原性氣氛分布的影響。但已有研究表明，單獨采用燃燒調(diào)整方法對近壁區(qū)域還原性氣氛的改善作用有限，難以徹底解決高溫腐蝕問題[14]。而貼壁風技術(shù)能夠從根本上破壞高溫腐蝕發(fā)生的條件，且具有裝置簡單、改造成本低的優(yōu)點，因此近年來受到諸多關(guān)注[15-16]。

對于一些大容量、高參數(shù)的燃煤鍋爐，尤其在高負荷狀態(tài)運行時，側(cè)墻大部分區(qū)域都處于強還原性氣氛。貼壁風方法因存在一定的風量限制[17]，即使在噴口結(jié)構(gòu)和方案布置上進行了足夠的優(yōu)化，也很難在高負荷下實現(xiàn)對高腐蝕風險區(qū)域的完全覆蓋[18]。因此，對于貼壁風結(jié)合其他方法共同解決高溫腐蝕問題的探討具有重要意義。目前相關(guān)研究基本為燃燒調(diào)整方案確定后的貼壁風改造工程試驗[19-20]，難以反映燃燒方式與貼壁風配風同時改變時的防腐效果。碗式配風是常見的能夠減緩高溫腐蝕的燃燒調(diào)整方法之一[21]，碗式配風即在二次風總量不變的前提下，增大外側(cè)燃燒器的二次風量，減少中間燃燒器的二次風量。因此，筆者選取碗式配風與貼壁風方法進行協(xié)同，在數(shù)值研究中同時將碗式配風的風量偏差與貼壁風配風方式作為變量，探究2種方法協(xié)同作用下的防腐效果。

1 鍋爐結(jié)構(gòu)

研究對象為一臺650 MW超臨界對沖旋流鍋爐，爐膛寬22 187.3 mm，深15 632.3 mm，高59 123.2 mm。采用前后墻對沖的燃燒形式，前后墻各布置3層，每層5只AireJet低NOx燃燒器，共計30只。下層、中層、上層燃燒器標高分別為20.849、25.892、30.934 m。在前后墻標高34.463 m位置，另各布置有1層，每層5只雙風區(qū)OFA噴口，OFA噴口共計10只。鍋爐結(jié)構(gòu)如圖1所示，燃煤煤質(zhì)分析見表1。

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)示意

表1 煤質(zhì)分析

鍋爐于2019年3月進行了一次防磨防爆檢查，發(fā)現(xiàn)鍋爐側(cè)墻水冷壁管存在嚴重的高溫腐蝕問題，A、B兩側(cè)腐蝕超標(壁厚減薄超過20%)管道數(shù)目分別為148根和105根。以B側(cè)墻為例，B側(cè)墻主要腐蝕區(qū)域位于側(cè)墻中部A2吹灰器自上而下數(shù)第1～9根，自下而上數(shù)第10～117根水冷壁管。此外，以B2吹灰器中心為界向下數(shù)第14～39根水冷壁管，B4吹灰器上數(shù)第9根至下數(shù)第8根水冷壁管，以及D4、C5吹灰器附近均存在明顯的管壁減薄現(xiàn)象。B側(cè)墻主要腐蝕區(qū)域如圖2所示。

圖2 B側(cè)墻主要腐蝕區(qū)域

2 模型及計算方法

2.1 網(wǎng)格劃分

使用ANSYS ICEM軟件對計算域進行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。根據(jù)功能和內(nèi)部氣流狀態(tài)，整個計算域共被劃分成了4個區(qū)域，包括爐膛上部區(qū)域、主燃區(qū)、近側(cè)墻區(qū)以及冷灰斗區(qū)，相鄰區(qū)域間通過interface連接。由于主燃區(qū)傳熱、傳質(zhì)較為劇烈，因此需額外對主燃區(qū)網(wǎng)格進行加密。此外，為減小偽擴散現(xiàn)象對數(shù)值計算結(jié)果的影響，在爐膛入口處劃分了與流場方向一致的拓撲結(jié)構(gòu)。爐膛入口處局部網(wǎng)格如圖3(a)所示。經(jīng)網(wǎng)格獨立性驗證后，最終選取的網(wǎng)格數(shù)量270萬。爐膛整體網(wǎng)格如圖3(b)所示。

圖3 爐膛網(wǎng)格

2.2 數(shù)學模型及邊界條件

選用帶有旋流修正的Realizablek-epsilon雙方程模型模擬爐內(nèi)氣體流動；選擇混合分數(shù)-概率密度函數(shù)模型模擬氣相湍流燃燒；采用DPM模型描述煤粉顆粒輸入爐膛；采用拉格朗日隨機軌道模型模擬煤粉隨氣流的運動軌跡；選取雙平行競爭反應(yīng)模型模擬煤粉揮發(fā)分的析出過程；采用動力-擴散模型對焦炭燃燒過程進行描述；選用P1模型對爐內(nèi)輻射換熱過程進行計算[16]。

燃燒器與燃盡風入口的邊界條件均定義為質(zhì)量流量，各入口風溫及質(zhì)量流量見表2。煤粉顆粒隨一次風注入爐膛，總質(zhì)量流量為71.30 kg/s。爐膛壁面設(shè)置為無滑移的定溫壁面。爐膛出口設(shè)置為壓力出口，壓力設(shè)置為-100 Pa。

表2 入口邊界工況

2.3 效果評價指標

已有研究[22]顯示，近壁區(qū)域CO濃度(本文中濃度均為氣體的體積分數(shù))小于3%的氣氛為弱還原性氣氛，這種氛圍中高溫腐蝕的速率非常低。故引入高溫腐蝕面積比λ定量分析和評估各方案對于高溫腐蝕的減緩效果：

(1)

式中，P0為B側(cè)墻下層燃燒器中心高度下方3 m(模型縱坐標y=0.007 m，實際標高18.179 m)至燃盡風噴口中心高度上方3 m(模型縱坐標y=19.541 m，實際標高37.713 m)，距離側(cè)墻壁面30 mm的平面；SP0為P0截面的面積；Sc為P0截面內(nèi)CO濃度高于3%區(qū)域的面積。

后處理計算各方案λ的方法可描述為：首先在后處理工具Tecplot中分別用2種色階顯示P0截面上CO濃度小于及大于3%的區(qū)域，然后采用圖形處理軟件Photoshop統(tǒng)計2種色階區(qū)域?qū)?yīng)的像素點數(shù)目以及原始云圖對應(yīng)的像素點總數(shù)，進而可求得各方案下的λ。

2.4 碗式配風工況說明

根據(jù)已有研究[20-21]，碗式配風能夠使爐內(nèi)CO集中于爐膛中部，從而減弱側(cè)墻區(qū)域還原性氣氛。本文在原均等配風的基礎(chǔ)上，共設(shè)置了3組碗式配風工況。各工況詳情見表3。以圖4中D層燃燒器為例，24%碗式配風即D1,D5燃燒器的內(nèi)外二次風量在原均等配風風量基礎(chǔ)上增加12%，D2、D3、D4燃燒器的內(nèi)外二次風量在原均等配風風量基礎(chǔ)上減少8%。其他各組碗式配風工況及各層燃燒器可以此類推。

表3 碗式配風工況

圖4 D層燃燒器示意

3 結(jié)果與分析

3.1 模型的驗證

圖5為鍋爐BMCR工況下P0截面CO及O2濃度分布。由圖5可知，P0截面大部分區(qū)域O2濃度基本為0，僅在靠近前后墻的部分位置有少量O2存在。P0截面大部分區(qū)域CO濃度超過了3%，局部甚至達到了8%，屬于強還原性氣氛。水冷壁管在強還原性氣氛下極易發(fā)生高溫腐蝕。而根據(jù)停爐期間電廠針對對象鍋爐的防磨防爆檢查報告，爐膛水冷壁實際腐蝕位置集中分布在下層燃燒器至燃盡風標高間的側(cè)墻中部。即說明模擬結(jié)果中高CO區(qū)域與高溫熱腐蝕實際發(fā)生的區(qū)域基本一致。此外，BMCR工況下爐膛出口實測煙溫為1 310 K，實測氧量為2.50%，對比爐膛出口煙溫和氧量的模擬值分別為1 208 K，2.73%。2者相對誤差均小于10%，說明本文的數(shù)理模型選取具有足夠的準確性。

圖5 BMCR工況下P0截面CO及O2濃度分布

3.2 單一貼壁風方法的防腐效果

本文選取的貼壁風布置方案如圖6所示。該方案采用圓形槽狀噴口，每側(cè)墻共布置有8個。其中噴口3、6分別位于上層燃燒器與中層燃燒器高度，噴口1、2、4、5、7、8位于各層燃燒器中間高度。貼壁風布置方案工況見表4。

表4 貼壁風布置方案工況

圖6 貼壁風布置方案示意

采用貼壁風方案前后P0截面O2及CO濃度分布對比如圖7所示。由圖7可知，貼壁風方案布置后爐膛近壁區(qū)域氧濃度大幅增加。在側(cè)墻上部和中部，盡管仍然存在部分O2濃度較低的區(qū)域，但這些區(qū)域CO濃度同樣較低，不易發(fā)生高溫腐蝕。而在側(cè)墻兩側(cè)和下部，仍有部分高CO區(qū)，其中下部噴口7、8下方CO濃度甚至超過了貼壁風布置前的濃度，達到了7.7%。文獻[16]中也描述有相似的現(xiàn)象，該現(xiàn)象是由于貼壁風氣流與爐膛主流在噴口7、8下方相遇轉(zhuǎn)向形成一個鋒面，而煙氣中的CO由于無法直接通過鋒面，被迫在噴口7、8下方富集，進而形成一個高CO區(qū)?？傮w而言，貼壁風方案布置后P0截面CO濃度高于3%的區(qū)域面積可由原先的56.43% 降低至12.88%。

圖7 單一貼壁風方案前后P0截面CO體積分數(shù)對比

3.3 貼壁風方案與12%碗式配風的協(xié)同防腐效果

本節(jié)將上文所述貼壁風布置方案與12%碗式配風進行協(xié)同。分別模擬了3種貼壁風配風方案，并將3.2節(jié)中原始工況(均等配風)下的貼壁風配風方案作為對照工況。對照工況及3種配風方案的具體工況見表5。

表5 與12%碗式配風協(xié)同時貼壁風配風方案工況

圖8為各配風方案下P0截面CO濃度。由圖8可知，由于配風方案1中噴口2、3、5風量較小，因此這些噴口間存在部分CO濃度大于3%的區(qū)域。但此外，配方方案1在P0截面上部兩側(cè)的防腐效果要優(yōu)于對照工況，僅有少量CO濃度在3%左右的區(qū)域。在配風方案1噴口6、7、8風量略小于對照工況的前提下，其高CO區(qū)濃度及面積相比對照工況仍有一定程度降低。尤其對于下部靠近前墻位置的高CO區(qū)，濃度已完全降至3%以下。而在配風方案2與配風方案3中，P0截面上部及下部高CO區(qū)域的濃度和面積隨貼壁風量的增大均進一步下降。

圖8 與12%碗式配風協(xié)同時P0截面CO體積分數(shù)

圖9為各配風方案鍋爐主要參數(shù)。由圖9可知，3組協(xié)同方案較對照工況均有所下降，說明與單一貼壁風方法相比，貼壁風與12%碗式配風的協(xié)同方法防腐效果更佳。隨著貼壁風率的增大，各協(xié)同方案λ逐漸下降，但當貼壁風率由3.13%增大至3.60%時，λ降幅僅為0.74%。與對照工況相比，各協(xié)同方案爐膛出口飛灰含碳量略有下降，但隨著貼壁風率的增大，爐膛出口飛灰含碳量也存在小幅增大。而各協(xié)同方案爐膛出口NOx質(zhì)量濃度(折算至6%氧量下，下同)并未體現(xiàn)出明顯的差別。綜合各協(xié)同方案的防腐效果及各方案對爐內(nèi)燃燒和污染物排放的影響來看，可認為配風方案2為與12%碗式配風協(xié)同的最優(yōu)貼壁風配風方案。

圖9 與12%碗式配風協(xié)同時計算結(jié)果

3.4 貼壁風方案與24%碗式配風的協(xié)同防腐效果

將上文所述貼壁風布置方案與24%碗式配風進行協(xié)同。分別模擬3種貼壁風配風方案，并將3.2節(jié)中原始工況(均等配風)下的貼壁風配風方案作為對照工況。對照工況及3種配風方案的具體工況見表6。

表6 與24%碗式配風協(xié)同時貼壁風配風方案工況

圖10為各配風方案P0截面CO組分。由圖10可知，24%碗式配風對于P0截面下部還原性氣氛的降低作用優(yōu)于上部。盡管配風方案1中噴口7、8處于關(guān)閉狀態(tài)，但P0截面下部并未出現(xiàn)明顯的高CO富集現(xiàn)象。這是因為24%碗式配風使兩側(cè)燃燒器二次風量增大了12%。這種水平方向的風量偏差一方面可使爐內(nèi)高CO區(qū)往爐膛中心偏移，另一方面也可補充爐膛兩側(cè)的氧量。當各噴口風量增加至配風方案2時，P0截面上部高CO區(qū)的濃度和面積明顯下降。而當各噴口風量進一步增加至配風方案3時，原CO聚集區(qū)的濃度和面積并未進一步減小。

圖10 與24%碗式配風協(xié)同時P0截面CO體積分數(shù)對比

圖11為各配風方案鍋爐主要參數(shù)對比。由圖11可知，當碗式配風的風量偏差增大至24%時，各協(xié)同方案λ均有較大改善，其中在配風方案2與配風方案3下λ已降低至1%以下。此外，與對照工況相比，各協(xié)同方案爐膛出口飛灰含碳量均有所降低，說明協(xié)同方案對爐膛不完全燃燒熱損失具有一定的改善作用。另外與對照工況相比，各協(xié)同方案爐膛出口NOx質(zhì)量濃度有所增大。但總體增幅不大，最大增幅在配風方案3下僅為3.95%。綜合來看，可認為配風方案2為與24%碗式配風協(xié)同的最優(yōu)貼壁風配風方案。

圖11 與36%碗式配風協(xié)同時計算結(jié)果

3.5 貼壁風方案與36%碗式配風的協(xié)同防腐效果

將上文所述貼壁風布置方案與36%碗式配風進行協(xié)同。分別模擬了3種貼壁風配風方案，并將3.2節(jié)中原始工況(均等配風)下的貼壁風配風方案作為對照工況。對照工況及3種配風方案的具體工況見表7。

表7 與36%碗式配風協(xié)同時貼壁風配風方案工況

圖12為各配風方案P0截面CO組分。由圖12可知，盡管配風方案1中關(guān)閉了噴口1、2、3，但在P0截面上部這些噴口附近，CO濃度依然低于2%。隨著水平方向風量偏差的進一步加大，在P0截面下部也并未出現(xiàn)對照工況中的高CO聚集區(qū)。配風方案2中噴口4、5風量的增大使噴口4下部高CO區(qū)的面積和濃度得到了顯著改善。但同時噴口7、8風量的增加也使噴口8下方出現(xiàn)了一個新的高CO區(qū)，這種現(xiàn)象可以用第3.2節(jié)中的鋒面理論來解釋。對于配風方案3，盡管噴口1、2風速有所提升，但對P0截面上部兩側(cè)的CO聚集區(qū)影響不大。

圖12 與36%碗式配風協(xié)同時P0截面CO體積分數(shù)

圖13為各配風方案鍋爐主要參數(shù)。由圖13可知，當水平方向風量偏差進一步增大至36%時，僅需少量貼壁風即可使λ降低至2%以下。且當協(xié)同方法的貼壁風量增加至1.73%后，繼續(xù)增大風量對λ基本無影響。此外，與對照工況相比，3種采用協(xié)同方法的配風方案爐膛出口飛灰含碳量有較大幅度降低。但與此同時，各采用協(xié)同方法的配風方案爐膛出口NOx質(zhì)量濃度也大幅增加，其最大增幅在配風方案3下達到了41.27 mg/Nm3。因此結(jié)合各協(xié)同方案的防腐效果及各方案對燃燒和污染物排放的影響，可認為在與貼壁風方法協(xié)同時，碗式配風調(diào)整的總風量偏差不宜大于24%。

圖13 與36%碗式配風協(xié)同時計算結(jié)果

4 結(jié) 論

1)模擬所得的側(cè)墻CO富集區(qū)與水冷壁實際發(fā)生腐蝕的位置基本吻合，模擬及實測爐膛出口各參數(shù)均誤差較小。因此可認為本文的模擬條件選取具有充分的可信度，能較準確地預測爐內(nèi)實際燃燒過程。

2)相比單一的貼壁風方法，貼壁風與碗式配風的協(xié)同方法具有更好的防腐效果。隨著碗式配風風量偏差的增大，側(cè)墻近壁區(qū)域CO積聚現(xiàn)象可顯著減弱。因此在與碗式配風調(diào)整協(xié)同解決高溫腐蝕問題時，貼壁風的用量可適當減少。

3)當碗式配風的總風量偏差增大至24%時，側(cè)墻下部存在的CO聚集區(qū)可基本消除，最優(yōu)配風方案下高溫腐蝕面積比λ可降低至1%以下，同時爐膛出口NOx質(zhì)量濃度與飛灰含碳量分別會出現(xiàn)小幅上升與下降。

4)當碗式配風的總風量偏差達到36%時，盡管各協(xié)同方案可將高溫腐蝕面積比λ降低至2%以下，但此時爐膛出口NOx質(zhì)量濃度也會大幅增加，因此可認為在實際工程應(yīng)用中，與貼壁風方法協(xié)同時碗式配風的總風量偏差不宜超過24%。