徐國(guó)群，陳國(guó)慶

(1.江蘇省國(guó)信資產(chǎn)管理集團(tuán)有限公司，江蘇 南京 210005；2.國(guó)電科學(xué)技術(shù)研究院，江蘇 南京 210023)

對(duì)沖旋流燃燒鍋爐爐膛壁面氛圍數(shù)值模擬分析

徐國(guó)群1，陳國(guó)慶2

(1.江蘇省國(guó)信資產(chǎn)管理集團(tuán)有限公司，江蘇 南京 210005；2.國(guó)電科學(xué)技術(shù)研究院，江蘇 南京 210023)

以某660MW超臨界前后墻對(duì)沖旋流燃燒鍋爐為研究對(duì)象，采用數(shù)值模擬方法分析了不同負(fù)荷、氧量、燃盡風(fēng)開(kāi)度、燃燒器旋流強(qiáng)度下?tīng)t膛壁面氛圍的分布特征。數(shù)值模擬結(jié)果表明：對(duì)沖旋流燃燒鍋爐主燃區(qū)和還原區(qū)兩側(cè)墻壁面氛圍為還原性氣氛，前后墻壁面氛圍為氧化性氣氛。鍋爐負(fù)荷越高，主燃區(qū)和還原區(qū)側(cè)墻近壁氧量越低，還原性氣氛越強(qiáng)。燃盡風(fēng)風(fēng)率越大，主燃區(qū)和還原區(qū)側(cè)墻近壁區(qū)CO和H2濃度越高，O2濃度越低，還原性氣氛增強(qiáng)，且強(qiáng)還原性氣氛區(qū)域向側(cè)墻靠近前后墻區(qū)域擴(kuò)展。燃燒器外二次風(fēng)開(kāi)度對(duì)側(cè)墻壁面氛圍影響不明顯。

高溫腐蝕；旋流燃燒；壁面氣氛；低氮燃燒

0 引言

作為電站鍋爐三大主要燃燒方式之一的前后墻對(duì)沖旋流燃燒鍋爐，因燃燒設(shè)備和受熱面布置方面的優(yōu)勢(shì)，成為國(guó)內(nèi)超臨界和超超臨界鍋爐主要采用的燃燒方式之一，在國(guó)內(nèi)在役火電機(jī)組中占有很大的份額。為了實(shí)現(xiàn)高效、經(jīng)濟(jì)、環(huán)保運(yùn)行，該類爐型通常采用空氣分級(jí)燃燒+低氮燃燒器的方式控制NOx排放[1-3]。

采用低氮燃燒技術(shù)所形成的爐內(nèi)強(qiáng)還原區(qū)雖可降低NOx的排放，但給鍋爐的安全運(yùn)行帶來(lái)一些列問(wèn)題。首先，還原區(qū)氣體中含有大量強(qiáng)腐蝕性氣體，如H2S。該氣體在一定條件下極易破壞水冷壁表面的氧化鐵保護(hù)膜，從而導(dǎo)致水冷壁出現(xiàn)嚴(yán)重的硫化物型高溫腐蝕[4-5]。其次，爐內(nèi)還原性氣氛增強(qiáng)，煤的灰熔融溫度也將大幅度降低，這不僅會(huì)造成該區(qū)域水冷壁嚴(yán)重結(jié)渣，而且還會(huì)加速受熱面的高溫腐蝕。隨著NOx排放要求的日益提高，為了進(jìn)一步降低NOx排量，往往選擇增強(qiáng)空氣分級(jí)的程度，降低主燃區(qū)和還原區(qū)氧量，加大燃盡風(fēng)的比例，該做法使得水冷壁高溫腐蝕問(wèn)題更加突出。水冷壁發(fā)生高溫腐蝕后，壁厚減薄，強(qiáng)度降低，極易發(fā)生爆管，造成機(jī)組非停，已成為困擾我國(guó)大型燃煤電站鍋爐特別是對(duì)沖旋流燃燒鍋爐采用低氮燃燒技術(shù)后的痼疾[6]。

針對(duì)對(duì)沖旋流燃燒鍋爐水冷壁高溫腐蝕，國(guó)內(nèi)外研究者進(jìn)行了相關(guān)研究。鄧念念等[7]研究了對(duì)沖旋流燃燒鍋爐爐內(nèi)燃燒過(guò)程，重點(diǎn)分析了壁面區(qū)域溫度場(chǎng)對(duì)水冷壁結(jié)渣的影響。李敏等[8]分析了對(duì)沖燃燒鍋爐水冷壁高溫腐蝕的成因，提出了貼壁風(fēng)技術(shù)方案。陳敏生[9]、陳天杰等[10]、袁偉中[11]、姚露[12]等人采用數(shù)值模擬方法優(yōu)化了對(duì)沖旋流燃燒鍋爐貼壁風(fēng)布置方案，并分析了貼壁風(fēng)對(duì)爐內(nèi)燃燒特性的影響。關(guān)鍵[13]等人采用試驗(yàn)方法獲得了燃燒器配風(fēng)方式對(duì)300MW對(duì)沖旋流燃燒鍋爐鍋爐側(cè)墻貼壁還原性氣氛的影響規(guī)律。本文作者合作者采用試驗(yàn)的方法在660MW對(duì)沖旋流燃燒鍋爐上研究了運(yùn)行條件對(duì)爐膛水冷壁近壁區(qū)煙氣組分分布的影響[14]。從上述研究可知，針對(duì)對(duì)沖旋流燃燒鍋爐水冷壁高溫腐蝕問(wèn)題，國(guó)內(nèi)學(xué)者從試驗(yàn)調(diào)整、數(shù)值模擬到貼壁風(fēng)技術(shù)改造已進(jìn)行了相關(guān)的研究。由于試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置受限，試驗(yàn)方法只能有代表地測(cè)量水冷壁近壁區(qū)氣氛，無(wú)法表征整個(gè)壁面氣氛的分布情況，而已公開(kāi)的數(shù)值模擬研究?jī)H關(guān)注爐膛近壁區(qū)煙氣溫度、流場(chǎng)，對(duì)于爐膛近壁區(qū)煙氣氣氛的數(shù)值模擬研究相對(duì)較少。

筆者以某電廠660MW超臨界對(duì)沖旋流燃燒鍋爐為研究對(duì)象，采用數(shù)值模擬的方法，考察了機(jī)組負(fù)荷、運(yùn)行氧量、燃盡風(fēng)(OFA)開(kāi)度以及燃燒器內(nèi)外二次風(fēng)配風(fēng)方式等燃燒調(diào)整手段對(duì)水冷壁近壁區(qū)煙氣氣氛分布特性的影響，以期為對(duì)沖旋流燃燒鍋爐水冷壁高溫腐蝕防治提供參考。

1 研究對(duì)象

本文研究對(duì)象為某電廠660MW超臨界前后墻對(duì)沖旋流燃燒鍋爐。該鍋爐采用一次中間再熱、單爐膛、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、露天布置、全鋼構(gòu)架懸吊結(jié)構(gòu)、尾部雙煙道。爐膛斷面尺寸為22162mm寬、15457mm深。燃燒器為DBC-OPPC型低NOx燃燒器，采用前后墻對(duì)沖布置，共36只，前墻18只，后墻18只，各分3層布置，每層6只，各層間距為4526mm，列間距為3048mm，最外側(cè)燃燒器中心線與側(cè)墻距離為3461mm。在前后墻距離最上層燃燒器中心線5980mm處布置一層OFA噴口，每層8只，其中2只側(cè)OFA噴口位置略低于6只OFA噴口。每層風(fēng)箱入口處均設(shè)置擋板門(mén)用以調(diào)整風(fēng)箱進(jìn)風(fēng)量，風(fēng)箱入口擋板門(mén)由氣動(dòng)執(zhí)行器調(diào)節(jié)。爐膛四周為全焊膜式水冷壁，由下部螺旋盤(pán)繞上升水冷壁和上部垂直上升水冷壁2種結(jié)構(gòu)組成。制粉系統(tǒng)為正壓直吹式，配備6臺(tái)中速磨煤機(jī)。

2 數(shù)學(xué)模型與計(jì)算方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

采用帶旋流修正的Realizable k-ε雙方程湍流模型模擬氣相湍流流動(dòng)，并結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)將壁面上的物理量與爐內(nèi)湍流核心區(qū)的物理量聯(lián)系起來(lái)對(duì)壁面區(qū)的流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算。采用顆粒隨機(jī)軌道模型模擬煤粉顆粒的運(yùn)動(dòng)；采用半隱格式壓力關(guān)聯(lián)方程(SIMPLE)算法求解離散方程組的壓力和速度的耦合。揮發(fā)分的熱解采用雙方程平行反應(yīng)模型。焦炭燃燒則采用動(dòng)力/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型。爐內(nèi)輻射換熱計(jì)算采用P-1輻射模型。

2.2 網(wǎng)格劃分

根據(jù)燃燒器與爐膛實(shí)際物理結(jié)構(gòu)尺寸及特點(diǎn)建立數(shù)值模擬計(jì)算的幾何模型和網(wǎng)格，見(jiàn)圖1。

圖1 爐膛結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖及網(wǎng)格

2.3 計(jì)算工況

計(jì)算了不同負(fù)荷、燃盡風(fēng)開(kāi)度、燃燒器噴口旋流強(qiáng)度、運(yùn)行氧量下?tīng)t內(nèi)的燃燒過(guò)程，重點(diǎn)分析了側(cè)墻近壁區(qū)煙氣氣氛。燃燒器和燃盡風(fēng)入口邊界條件是根據(jù)鍋爐運(yùn)行數(shù)據(jù)，依據(jù)煤質(zhì)情況和運(yùn)行氧量計(jì)算確定的，爐膛出口為壓力出口，設(shè)定值為-100Pa。不同負(fù)荷下，一、二次風(fēng)的風(fēng)溫、風(fēng)率、運(yùn)行氧量及燃盡風(fēng)開(kāi)度是根據(jù)鍋爐實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)結(jié)合設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)確定的。本文計(jì)算采用的煤質(zhì)數(shù)據(jù)見(jiàn)下表1，計(jì)算工況的條件見(jiàn)表2。

表1 煤質(zhì)情況

煤種工業(yè)分析w(Aar)w(Mt)w(Vadf)Qnet，ar/(MJ·kg-1)設(shè)計(jì)煤質(zhì)35．47．7028．718．52試驗(yàn)煤質(zhì)37．95．1021．518．09煤種元素分析w(Car)w(Har)w(Oar)w(Nar)w(Sar)設(shè)計(jì)煤質(zhì)47．62．841．690．654．50試驗(yàn)煤質(zhì)46．32．961．160．675．90

表2 計(jì)算工況

工況編號(hào)機(jī)組負(fù)荷/MW運(yùn)行氧量/%燃盡風(fēng)開(kāi)度/%外二次風(fēng)開(kāi)度/°備注A13304．8510055運(yùn)行工況A25003．510055運(yùn)行工況A36602．5810055運(yùn)行工況A45003．55055運(yùn)行工況A55003．5055非運(yùn)行工況A66603．010055運(yùn)行工況A76603．810055運(yùn)行工況A86603．010035運(yùn)行工況A96603．010045運(yùn)行工況

3 結(jié)果與分析

3.1 不同負(fù)荷下?tīng)t膛壁面氛圍分布

圖2給出了不同負(fù)荷下側(cè)墻近壁區(qū)O2、CO和H2體積分?jǐn)?shù)分布。從圖中可知，330MW負(fù)荷下側(cè)墻近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)均大于0.03，CO和H2體積分?jǐn)?shù)基本全部為0，此負(fù)荷下側(cè)墻近壁區(qū)為強(qiáng)氧化性氣氛，水冷壁不存在高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)。

500MW負(fù)荷下，側(cè)墻近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)發(fā)生了很大的變化，以燃盡風(fēng)噴口為分界線，下部區(qū)域(主燃區(qū)和還原區(qū))O2體積分?jǐn)?shù)較低，絕大部分區(qū)域O2體積分?jǐn)?shù)為0，只由靠近前后墻的區(qū)域，受到兩側(cè)燃燒器的影響，O2體積分?jǐn)?shù)相對(duì)較高。圖中可知該區(qū)域CO和H2濃度分布沿著側(cè)墻寬度方向上呈中間高，兩側(cè)低的特點(diǎn)。對(duì)比O2、CO和H2體積分?jǐn)?shù)分布可以發(fā)現(xiàn)，該區(qū)域O2體積分?jǐn)?shù)雖然非常低，但是CO和H2體積分布并不高，特別是側(cè)墻靠近前后墻的區(qū)域，H2和CO基本為0，由此可知，煤粉顆粒熱解產(chǎn)生的還原性氣體H2、CO及CxHy在到達(dá)壁面之前已燃盡，耗盡了空氣中的O2，并沒(méi)有產(chǎn)生導(dǎo)致高溫腐蝕的H2S和[S]，依據(jù)可以推測(cè)發(fā)生高溫腐蝕的區(qū)域僅主燃區(qū)側(cè)墻中心區(qū)域和還原區(qū)側(cè)墻。分析500MW負(fù)荷下燃盡風(fēng)噴口以上區(qū)域可以發(fā)現(xiàn)，O2體積分?jǐn)?shù)均高于0.03，且隨著爐膛高度的增高逐漸降低，在水平煙道處O2體積分?jǐn)?shù)仍有0.04，過(guò)量空氣系數(shù)1.20左右。此區(qū)域的CO和H2體積分?jǐn)?shù)基本為0，水冷壁不存在高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)。

660MW負(fù)荷下O2體積分?jǐn)?shù)分布與500MW工況基本相同，不同的是O2體積分?jǐn)?shù)為0區(qū)域的范圍擴(kuò)大，爐膛出口氧量降低，CO和H2體積分?jǐn)?shù)顯著提高，CO體積分?jǐn)?shù)均高于1%，最高達(dá)到8%，H2體積濃度均高于0.006，最高至達(dá)到0.02。

圖2 不同負(fù)荷下側(cè)墻近壁區(qū)煙氣氣氛分布

比較不同負(fù)荷下側(cè)墻近壁區(qū)CO、O2和H2體積分?jǐn)?shù)分布可知，在低負(fù)荷條件下，由于燃盡風(fēng)風(fēng)率低、運(yùn)行氧量高，側(cè)墻近壁區(qū)為強(qiáng)氧化性氣氛，不存在CO、H2等還原性氣體，水冷壁不會(huì)發(fā)生高溫腐蝕。隨著負(fù)荷的增加，空氣分級(jí)加強(qiáng)，運(yùn)行氧量降低，側(cè)墻近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)降低。隨著負(fù)荷的進(jìn)一步升高，側(cè)墻近壁區(qū)還原性氣氛逐漸增強(qiáng)，水冷壁存在高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)的區(qū)域逐漸擴(kuò)大。對(duì)比不同負(fù)荷下水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛的分布可知，高溫腐蝕主要發(fā)生在高負(fù)荷條件下。

3.2 燃盡風(fēng)風(fēng)率的影響

圖3給出了500MW負(fù)荷下燃盡風(fēng)風(fēng)率對(duì)側(cè)墻近壁區(qū)煙氣氣氛的影響。

圖3 燃盡風(fēng)風(fēng)率對(duì)側(cè)墻近壁區(qū)煙氣氣氛的影響

從圖3可知，當(dāng)燃盡風(fēng)風(fēng)率為0%時(shí)，即關(guān)閉所有燃盡風(fēng)風(fēng)門(mén)時(shí)，側(cè)墻近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)均高于0.01，CO和H2的體積分?jǐn)?shù)基本為0，側(cè)墻近壁區(qū)為氧化性氣氛。當(dāng)燃盡風(fēng)風(fēng)率為12.5%時(shí)，側(cè)墻近壁區(qū)局部O2體積分?jǐn)?shù)顯著降低，CO和H2濃度顯著升高。側(cè)墻近壁區(qū)煙氣氣氛中間區(qū)域呈還原性氣氛，向兩側(cè)還原性氣氛逐漸減弱，在靠近前后墻區(qū)域?yàn)檠趸詺夥?。?dāng)燃盡風(fēng)風(fēng)率為25%時(shí)，主燃區(qū)和還原區(qū)側(cè)墻近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)進(jìn)一步降低，除了側(cè)墻中心區(qū)域的O2體積分?jǐn)?shù)為0外，靠近前后墻區(qū)域的O2體積分?jǐn)?shù)也顯著降低，O2整個(gè)主燃區(qū)和還原的側(cè)墻氧量基本為零。

比較三個(gè)工況下側(cè)墻近壁區(qū)O2、CO和H2體積分?jǐn)?shù)的變化可知，隨著燃盡風(fēng)風(fēng)率的升高，側(cè)墻近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)逐漸降低，CO和H2體積分?jǐn)?shù)升高，在燃盡風(fēng)風(fēng)率為0%時(shí)，兩側(cè)墻基本不會(huì)發(fā)生高溫腐蝕，隨著燃盡風(fēng)風(fēng)率的增加，高溫腐蝕的區(qū)域增大，還原性氣氛的濃度升高，腐蝕的速率增大，這與文獻(xiàn)[12]500MW條件下試驗(yàn)所得的結(jié)論一致。

3.3 運(yùn)行氧量對(duì)爐膛近壁區(qū)煙氣氣氛分布影響

分析運(yùn)行氧量對(duì)側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)O2和CO濃度分布的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)爐膛出口氧量由2.6%增加到3.8%側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)的氧量分布和CO分布并沒(méi)有實(shí)質(zhì)性的變化。這是由于采用空氣分級(jí)燃燒后，即使整體運(yùn)行氧量增加，但是主燃區(qū)的過(guò)量空氣系數(shù)仍低于1，主燃區(qū)和還原區(qū)仍處于缺氧狀態(tài)，因此，近壁區(qū)的氧量仍較低，仍存在高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)。當(dāng)把主燃區(qū)的過(guò)量空氣系數(shù)提高到1以上，側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)的氧量顯著提高。

3.4 燃燒器外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度的影響

圖4給出了不同外二次風(fēng)葉片角度下側(cè)墻近壁區(qū)O2、CO和H2體積分?jǐn)?shù)的分布。改變外二次風(fēng)葉片角度，對(duì)側(cè)墻中心區(qū)域的CO和H2體積分?jǐn)?shù)的影響并不明顯，結(jié)合O2濃度的分布可以斷定，改變外二次風(fēng)旋流強(qiáng)度對(duì)側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)煙氣氣氛的影響并不明顯，這與文獻(xiàn)[12]試驗(yàn)所得的結(jié)論一致。

4 結(jié)語(yǔ)

(1)對(duì)沖旋流燃燒鍋爐主燃區(qū)和還原區(qū)兩側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)為強(qiáng)還原性氣氛區(qū)域，存在高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)；前后墻水冷壁近壁區(qū)氧含量較高，為氧化性氣氛區(qū)域，不存在高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)。

圖4 外二次風(fēng)葉片角度對(duì)側(cè)墻近壁煙氣氣氛的影響

(2)鍋爐負(fù)荷越高，主燃區(qū)和還原區(qū)側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)氧量越低，還原性氣氛越強(qiáng)，高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)越大。比較不同負(fù)荷下水冷壁近壁區(qū)氧量和還原性氣體濃度的變化規(guī)律可知，高溫腐蝕主要發(fā)生在高負(fù)荷條件下。

(3)在500MW負(fù)荷下將燃盡風(fēng)全關(guān)，側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)氧量顯著升高，CO濃度基本為0，側(cè)墻不存在高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)。隨著OFA風(fēng)率的增加，側(cè)墻近壁區(qū)CO濃度升高、O2濃度降低，高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)增大，當(dāng)OFA風(fēng)率大于12.5%時(shí)，側(cè)墻水冷壁中心區(qū)域存在高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)，當(dāng)燃盡風(fēng)風(fēng)率大于25%，腐蝕區(qū)域向側(cè)墻靠近前后墻區(qū)域擴(kuò)展。

(4)燃燒器外二次風(fēng)開(kāi)度對(duì)側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)煙氣組分的影響并不明顯，通過(guò)調(diào)整燃燒器配風(fēng)并不能解決側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕問(wèn)題。

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Numerical simulation analysis of wall atmosphere in front and rear wall opposed coal-fire boiler

Takinga660MWsupercriticalopposedfiringboilerasanobjectofstudy,thenumericalsimulationswereconductedtostudythedistributionofthefuelgasatmosphereclosetothefurnacewallsunderdifferentoperationconditions,suchasunitloads,operationoxygenvolume,overfireairvolumeandthesecondaryairrotationintensity.Numericalsimulationsresultsshowthatthewallatmosphereclosetothesidewallsofthefurnaceisreducing,butthewallatmosphereclosetothefrontandbackwallsofthefurnaceisoxidizingintheprimarycombustionzoneandreductionzone.Thehighertheunitloads,thelowertheoxygenvolumeclosetothesidewallsinprimarycombustionzoneandreductionzone,andthereducingatmosphereisstrengthen.TheCO,H2concentrationclosetothesidewallsintheprimarycombustionzoneandreductionzoneincreasewiththeincreaseofoverfireairratio,buttheO2concentrationdecreases,andreducingatmosphereisstrengthenandextendedtothezoneclosetofrontandbackwall.Thesecondaryairrotationintensityhasnoobviousinfluenceonthewallatmosphereclosetothesidewallinprimarycombustionzoneandreductionzone.

hightemperaturecorrosion；swirlburning；wallatmosphere；lowNOxcombustion

TK223

B

1674-8069(2017)06-044-05

2017-09-12；

2017-10-23

徐國(guó)群(1962-)，男，江蘇南京人，高級(jí)工程師，博士，主要從事燃煤發(fā)電機(jī)組清潔燃燒技術(shù)研究。E-mail：xuguoqun@163.com