謝召祥， 凌 鵬， 湛 芳， 張文鵬， 李世強，許 凱， 蘇 勝， 向 軍

(1． 華電青島發(fā)電有限公司， 山東青島 266031； 2． 華中科技大學(xué) 煤燃燒國家重點實驗室， 武漢 430074；3. 華電國際電力股份有限公司山東分公司， 濟南 250014)

隨著環(huán)保要求日益嚴格，燃煤電站鍋爐采取低氮燃燒器、空氣分級燃燒技術(shù)、燃料分級燃燒技術(shù)和煙氣脫硝技術(shù)等多種方法控制氮氧化物排放[1-2]。這些方法雖然有效控制了燃煤電站鍋爐氮氧化物的排放量，但是采取低氮燃燒技術(shù)尤其是空氣分級燃燒技術(shù)會使部分二次風(fēng)作為燃盡風(fēng)(OFA)上移，在主燃區(qū)形成貧氧富燃的燃燒環(huán)境。在局部缺氧環(huán)境下，特別是當(dāng)O2體積分數(shù)低于1.5%時，CO和H2S的生成量會急劇增加[3]。CO和H2S會造成主燃區(qū)的還原性氣氛，容易造成鍋爐水冷壁高溫腐蝕和結(jié)渣[4-6]，嚴重影響鍋爐的安全經(jīng)濟運行。因此，有效緩解及防止低氮燃燒方式下鍋爐水冷壁的高溫腐蝕和結(jié)渣迫在眉睫。

燃燒過程中水冷壁近壁面的氣氛條件與配風(fēng)組織方式密切相關(guān)。近年來，國內(nèi)外學(xué)者對水冷壁的高溫腐蝕及結(jié)渣進行了研究。趙虹等[4]分析了燃煤鍋爐水冷壁高溫腐蝕形成機理與類型，發(fā)現(xiàn)腐蝕類型基本上屬于還原性氣氛下硫化物型高溫腐蝕。王毅斌等[7]對水冷壁表面的腐蝕層和沉積層組分進行了分析，發(fā)現(xiàn)腐蝕層主要為多種鐵的硫化物和氧化物，且有少量的As、Ge、Ga和Zn等元素賦存。李永生等[8]研究了采用對沖旋流燃燒器的鍋爐水冷壁近壁面還原性氣氛的分布特性，發(fā)現(xiàn)隨著爐膛負荷的提升，還原性氣氛顯著增強，調(diào)整二次風(fēng)旋流強度對水冷壁近壁面的煙氣組分影響不大。鄒磊等[9]對水冷壁近壁面的煙氣組分進行了測試分析，發(fā)現(xiàn)高溫腐蝕區(qū)域出現(xiàn)明顯的還原性氣氛，升高O2體積分數(shù)有利于減弱水冷壁近壁面的還原性氣氛，較小的緊湊燃盡風(fēng)量以及適當(dāng)?shù)姆蛛x燃盡風(fēng)量有利于減輕高溫腐蝕。徐洪等[10]對鍋爐水冷壁高溫腐蝕成因和預(yù)防對策進行了研究，結(jié)果表明腐蝕管樣表面覆蓋含鐵氧化物、硫化物及含鋅硫化物。李家魯?shù)萚11]對超超臨界鍋爐水冷壁向火側(cè)產(chǎn)生高溫腐蝕的原因進行了系統(tǒng)性分析，發(fā)現(xiàn)煙氣中析出的堿金屬與SO3反應(yīng)，形成的硫酸鹽在水冷壁表面富集形成渣層，使該區(qū)域的水冷壁管發(fā)生高溫硫酸鹽腐蝕。Liu等[12]研究了前后墻布置貼壁風(fēng)和側(cè)墻布置貼壁風(fēng)2種貼壁風(fēng)布置方式對鍋爐燃燒和高溫腐蝕的影響，結(jié)果表明當(dāng)貼壁風(fēng)率小于0.5%時，2種布置方式均不影響還原性氣氛和燃燒條件。但當(dāng)貼壁風(fēng)率大于0.5%時，采用側(cè)壁上布置風(fēng)率為1%的貼壁風(fēng)能夠更好地控制高溫腐蝕和保持良好的燃燒條件。李敏等[13]研究了一次風(fēng)對對沖燃煤鍋爐水冷壁高溫腐蝕的影響，發(fā)現(xiàn)一次風(fēng)速過高容易沖刷兩側(cè)墻水冷壁，導(dǎo)致其附近易形成還原性氣氛，加速了高溫腐蝕。張晨浩等[14]通過調(diào)節(jié)不同燃盡風(fēng)開度以控制省煤器出口NOx質(zhì)量濃度及CO體積分數(shù)。目前，關(guān)于鍋爐的高溫腐蝕及結(jié)渣特性的研究主要集中在高溫腐蝕機理及腐蝕產(chǎn)物特性探究。在通常情況下，對爐內(nèi)燃燒的數(shù)值模擬研究能直觀反映爐內(nèi)流場和溫度場等分布，可為鍋爐水冷壁結(jié)渣及腐蝕速率預(yù)測提供有效的參考。然而，涉及爐內(nèi)H2S強腐蝕性氣氛的數(shù)值模擬研究鮮有文獻報道。同時，通過燃盡風(fēng)調(diào)節(jié)以改善水冷壁結(jié)渣及高溫腐蝕已成為鍋爐運行優(yōu)化的重要措施，調(diào)節(jié)分離燃盡風(fēng)率(以下簡稱燃盡風(fēng)率)如何兼顧鍋爐運行的經(jīng)濟性、安全性和低NOx排放仍需進一步深入研究。

筆者以某330 MW四角切圓低氮燃燒貧煤鍋爐為對象，重點研究了鍋爐在300 MW負荷下不同燃盡風(fēng)率(30%、25%和20%)對爐膛CO和H2S等還原性氣體生成特性的影響，以期對鍋爐降低NOx排放同時有效控制高溫腐蝕和結(jié)渣提供參考。

1 研究對象

某燃煤電站2號鍋爐為330 MW四角切圓低氮燃燒貧煤鍋爐，型號為SG1025/18.3-M833。2014年為應(yīng)對超低排放要求，對鍋爐燃燒器進行了改造，改造后的鍋爐本體和燃燒器噴口布置示意圖見圖1。爐膛采用近正方形布置，爐膛寬為11 970 mm，深為11 760 mm，寬深比為1.02∶1，爐頂管標(biāo)高為58 400 mm，鍋筒中心線標(biāo)高為59 320 mm，爐頂大板梁底標(biāo)高為67 300 mm。鍋爐的假想切圓直徑為1 580 mm。每個角的燃燒器布置19層噴嘴，其中包括4層一次風(fēng)噴嘴、4層二次風(fēng)噴嘴、3層油槍風(fēng)噴嘴、3層三次風(fēng)噴嘴、1層OFA噴嘴和4層分離燃盡風(fēng)(SOFA)噴嘴。其中，3層三次風(fēng)噴嘴的擺角固定向下10°，且三次風(fēng)攜帶煤粉。每兩層分離燃盡風(fēng)噴嘴為一組，位于主燃區(qū)上方。一次風(fēng)燃燒器采用水平濃淡煤粉噴嘴。鍋爐主要設(shè)計參數(shù)見表1，其中BMCR為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量，總耗煤量為139.45 t/h，主蒸汽溫度為541 ℃。

表1 鍋爐主要設(shè)計參數(shù)

為研究燃盡風(fēng)率對鍋爐性能，尤其是NOx生成特性、水冷壁近壁面局部H2S及CO體積分數(shù)的影響，2019年開展了鍋爐性能試驗。試驗過程中，鍋爐實際燃用煤種的煤質(zhì)分析見表2。在300 MW負荷下燃用該煤種時，鍋爐最大主蒸汽質(zhì)量流量為907.0 t/h，總耗煤量為126.60 t/h，主蒸汽溫度為534.5 ℃，再熱蒸汽溫度為536 ℃。

2 數(shù)學(xué)模型及計算方法

2.1 煤粉綜合燃燒模型

針對煤粉燃燒過程包含的復(fù)雜物理和化學(xué)變化過程，氣相湍流流動模型采用Realizablek-ε模型；采用混合分數(shù)-概率密度函數(shù)(mixture fraction/PDF)模擬氣相湍流燃燒；采用P-1輻射模型(P-1 radiation model)計算輻射傳熱；采用雙平行競爭反應(yīng)模型計算煤粉熱解過程；采用動力/擴散控制反應(yīng)模型模擬焦炭的燃燒過程；采用Lagrange隨機軌道模型模擬煤粉顆粒運動軌跡[15]。采用后處理方法來模擬NOx生成特性，NOx的生成可以分為燃料型NOx、熱力型NOx和快速型NOx。在燃煤鍋爐中，快速型NOx的生成量很小，可以忽略不計，因此在進行數(shù)值模擬計算時只考慮燃料型NOx和熱力型NOx。

2.2 硫元素釋放模型

由于硫化物型高溫腐蝕對水冷壁高溫腐蝕作用突出，因此筆者詳細考察爐內(nèi)H2S氣體生成特性及其對水冷壁高溫腐蝕和結(jié)渣的影響。在煤粉顆粒內(nèi)部，硫元素廣泛分布在揮發(fā)分和焦炭中，揮發(fā)分中的硫元素在缺氧環(huán)境下主要生成H2S，焦炭中的硫元素在氧化環(huán)境下則主要氧化成SO2。本文模擬計算過程中采用Kramlich[16]提出的硫化物簡化反應(yīng)機理模型，主要的反應(yīng)機理如下：

H2S+H←→SH+H2

(1)

OH+H2S←→H2O+SH

(2)

SO+OH←→H+SO2

(3)

SH+O←→SO+H

(4)

O+H2S←→SH+OH

(5)

SO+O2←→SO2+O

(6)

H+SH+M←→H2S+M

(7)

SO+O+M←→SO2+M

(8)

式中：M代表氬氣、氮氣或氧氣。

反應(yīng)速率v為：

v=ATbexp(-E/RT)

(9)

式中：A為指前因子；b為溫度指數(shù)；E為活化能；R為摩爾氣體常數(shù)；T為溫度。

對于不同的反應(yīng)，A、b和E取值分別為修正后的常數(shù)。

2.3 網(wǎng)格劃分

根據(jù)鍋爐的原始尺寸進行1∶1的三維建模，其網(wǎng)格劃分如圖2所示。網(wǎng)格劃分過程中，不僅對鍋爐整體進行了分區(qū)，還根據(jù)鍋爐空氣動力場設(shè)計特點對燃燒器區(qū)域進行了分區(qū)。由于燃燒主要集中在燃燒器區(qū)域，該區(qū)域會發(fā)生劇烈的化學(xué)反應(yīng)，溫度較高，各物理量變化較快，因此對該區(qū)域的網(wǎng)格尤其是各層噴口附近的網(wǎng)格進行了局部加密。整個模型網(wǎng)格總數(shù)約為200萬，通過網(wǎng)格無關(guān)性計算和檢查，網(wǎng)格總體質(zhì)量較好。

(a) 爐膛整體網(wǎng)格

2.4 模擬方法驗證

為了對選用的數(shù)值模擬計算模型和網(wǎng)格劃分的可靠性進行驗證，將現(xiàn)場試驗的工況參數(shù)作為數(shù)值模擬的輸入條件，300 MW負荷下的運行數(shù)據(jù)見第1節(jié)，將低氮燃燒改造后300 MW負荷下爐膛出口參數(shù)的模擬結(jié)果與現(xiàn)場實際運行結(jié)果(即試驗結(jié)果)進行對比分析，如表3所示。其中，出口O2體積分數(shù)和出口NOx質(zhì)量濃度(本文中的NOx質(zhì)量濃度均為標(biāo)準狀態(tài)、O2體積分數(shù)為6%、干煙氣下的NOx質(zhì)量濃度)由位于選擇性催化還原(SCR)入口處煙道的分析儀測得，利用空氣預(yù)熱器下方水平煙道的飛灰取樣裝置測量飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)。

表3 爐膛出口參數(shù)試驗結(jié)果與模擬結(jié)果的比較

從表3可以看出，出口O2體積分數(shù)、出口NOx質(zhì)量濃度和飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)的模擬結(jié)果與試驗結(jié)果基本吻合，相對誤差分別為3.25%、1.71%和8.97%，均小于10%，說明計算使用的網(wǎng)格劃分和數(shù)值模擬計算模型可靠。

3 結(jié)果與分析

3.1 燃盡風(fēng)率對爐內(nèi)速度場和溫度場的影響

不同燃盡風(fēng)率下19 m截面的速度場分布如圖3所示。不同高度截面處無論是近壁區(qū)還是非近壁區(qū)，20%燃盡風(fēng)率下速度水平為13～17 m/s，而30%燃盡風(fēng)率下速度水平為8～12 m/s。這主要是由于燃盡風(fēng)率減小，過量空氣系數(shù)增大，則相應(yīng)的主燃區(qū)速度隨之變大，同樣在爐膛縱剖面的速度場也得到了驗證，其結(jié)果見圖4。隨著燃盡風(fēng)率的減小，主燃區(qū)速度水平升高。燃盡風(fēng)量越小，主燃區(qū)風(fēng)量越大，則主燃區(qū)速度水平越高，射流剛性越強，減少了由于射流兩側(cè)靜壓作用而產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)，氣流沖刷水冷壁的可能性越低。

(a) 30%燃盡風(fēng)率

(a) 30%燃盡風(fēng)率

不同燃盡風(fēng)率下爐內(nèi)溫度場分布見圖5。由圖5可知，20%燃盡風(fēng)率下高溫區(qū)主要出現(xiàn)在爐膛中下部區(qū)域，30%燃盡風(fēng)率下高溫區(qū)則逐漸向爐膛上部發(fā)展。這主要是由于燃盡風(fēng)率增大，主燃區(qū)的過量空氣系數(shù)減小，空氣量減少，煤粉得不到充分燃燒。隨著燃盡風(fēng)率的增大，爐膛出口煙溫升高。這是因為隨著燃盡風(fēng)率增大，燃盡風(fēng)量增加，雖然進入爐膛的燃盡風(fēng)量越多，對爐內(nèi)溫度的降低作用越大，但是未燃盡的煤粉隨著燃盡區(qū)風(fēng)量的增加能得到更加充分的燃燒，放出部分熱量又可提升爐內(nèi)溫度，使得爐膛的整體溫度仍為上升趨勢。

(a) 30%燃盡風(fēng)率

3.2 燃盡風(fēng)率對爐內(nèi)CO和O2體積分數(shù)場的影響

不同燃盡風(fēng)率下爐膛縱剖面CO和O2體積分數(shù)場分別如圖6和圖7所示。30%燃盡風(fēng)率下爐膛近壁面區(qū)產(chǎn)生較多的CO，O2體積分數(shù)低，且CO分布范圍較廣。這是由于此時燃盡風(fēng)量更多，主燃區(qū)風(fēng)量更少，從主燃區(qū)進入的煤粉在更加貧氧的條件下燃燒。25%燃盡風(fēng)率下主燃區(qū)的O2體積分數(shù)相對較高，因此生成的CO體積分數(shù)較低，中心截面CO分布范圍有所縮小。20%燃盡風(fēng)率下近壁面區(qū)生成的CO體積分數(shù)進一步降低。這充分說明隨著燃盡風(fēng)率逐漸增大，主燃區(qū)生成的CO體積分數(shù)升高，O2體積分數(shù)降低，還原性氣氛增強，水冷壁發(fā)生高溫腐蝕和結(jié)渣的風(fēng)險也隨之增大。

(a) 30%燃盡風(fēng)率

(a) 30%燃盡風(fēng)率

3.3 燃盡風(fēng)率對爐內(nèi)H2S體積分數(shù)場的影響

不同燃盡風(fēng)率下右墻近壁面區(qū)和主燃區(qū)(20 m截面)的H2S體積分數(shù)分布分別見圖8和圖9。由于鍋爐采用空氣分級燃燒技術(shù)，主燃區(qū)氧量較少，煤粉不能完全燃燒，且主燃區(qū)的溫度較高，因此主燃區(qū)生成的H2S體積分數(shù)較高。燃燒器區(qū)域下部溫度較低，上部由于燃盡風(fēng)帶入的氧量充足，不易生成H2S，因此燃燒器區(qū)域上部和下部基本沒有生成H2S。30%燃盡風(fēng)率下右墻近壁面區(qū)H2S體積分數(shù)最高，H2S分布面積最大。20%燃盡風(fēng)率下右墻近壁面區(qū)H2S體積分數(shù)最低，H2S分布面積最小。這主要是由于20%燃盡風(fēng)率下燃盡風(fēng)量最小，主燃區(qū)的風(fēng)量最多，氧化性氣氛最強，不利于H2S的生成。從圖9可以發(fā)現(xiàn)，20%燃盡風(fēng)率下靠近爐膛中心處基本沒有生成H2S，H2S高體積分數(shù)區(qū)域主要集中在近壁面區(qū)。由于空氣是以一定的射流角度進入爐膛的，進入爐膛后發(fā)生射流偏斜，因此截面上H2S體積分數(shù)呈現(xiàn)中間低四周高的分布趨勢。且30%燃盡風(fēng)率下近壁面區(qū)的H2S體積分數(shù)最高，20%燃盡風(fēng)率下近壁面區(qū)的H2S體積分數(shù)最低。因此，燃盡風(fēng)率越大，生成的H2S體積分數(shù)越高且H2S分布范圍更廣，H2S在高溫下容易腐蝕水冷壁，使得水冷壁的高溫腐蝕和結(jié)渣傾向增強。

(a) 30%燃盡風(fēng)率

(a) 30%燃盡風(fēng)率

3.4 爐膛出口燃燒特性參數(shù)分析

不同燃盡風(fēng)率下爐膛出口參數(shù)計算結(jié)果見表4。由表4可以看出，隨著燃盡風(fēng)率的增大，出口O2體積分數(shù)升高，但是3個工況下出口O2體積分數(shù)相差并不大。這是由于燃盡風(fēng)率越大，進入燃盡區(qū)的氧量越多，雖然在爐內(nèi)停留時間短，但是未燃盡的煤粉燃燒更為劇烈，消耗的氧量也越多，綜合效果來看，3個工況下出口O2體積分數(shù)相差不大。從表4還可以看出，隨著燃盡風(fēng)率的增大，出口NOx質(zhì)量濃度降低，飛灰含碳質(zhì)量分數(shù)升高。相比25% 和30%燃盡風(fēng)率，20%燃盡風(fēng)率下出口NOx質(zhì)量濃度升幅較大，而25%燃盡風(fēng)率與30%燃盡風(fēng)率下出口NOx質(zhì)量濃度則相差不大，升幅僅為1.93%。

表4 不同燃盡風(fēng)率下爐膛出口參數(shù)計算結(jié)果

3.5 性能試驗與數(shù)值模擬的對比分析與驗證

在上述數(shù)值模擬計算基礎(chǔ)上，為了進一步深入了解燃盡風(fēng)率對鍋爐燃燒特性以及CO、H2S等還原性氣體生成特性的影響，在300 MW負荷下進行了鍋爐燃盡風(fēng)調(diào)整試驗?，F(xiàn)場試驗時對不同燃盡風(fēng)率下近壁面區(qū)CO、O2和H2S的體積分數(shù)進行了測試。其中，CO和O2體積分數(shù)由Gasboard-3100P便攜式煤氣分析儀測得，而H2S體積分數(shù)則由OPTIMA7手持式煙氣分析儀測得，取主燃區(qū)23 m截面、鍋爐前墻左側(cè)3.92 m處試驗測點結(jié)果進行對比分析，其結(jié)果見表5。

表5 不同燃盡風(fēng)率下CO、O2和H2S體積分數(shù)試驗結(jié)果與模擬結(jié)果的對比

由表5可知，CO和O2體積分數(shù)的相對誤差均在8%以內(nèi)，說明了數(shù)值計算結(jié)果的可靠性。由表5中的試驗結(jié)果還可知，20%和25%燃盡風(fēng)率相比于30%燃盡風(fēng)率，CO體積分數(shù)降幅分別為86.09%和4.89%，O2體積分數(shù)升幅分別為46.97%和19.70%，H2S體積分數(shù)降幅分別為92.31%和30.68%。20%燃盡風(fēng)率下爐膛主燃區(qū)還原性氣氛最弱，水冷壁高溫腐蝕和結(jié)渣傾向最弱；30%燃盡風(fēng)率下還原性氣氛最強，水冷壁高溫腐蝕和結(jié)渣傾向最強。然而，20%燃盡風(fēng)率下爐膛出口NOx質(zhì)量濃度為437.1 mg/m3，與25%和30%燃盡風(fēng)率下爐膛出口NOx質(zhì)量濃度相比升幅較大。因此，綜合考慮水冷壁高溫腐蝕和結(jié)渣性能以及NOx生成特性，燃盡風(fēng)率選取25%比較合適。試驗結(jié)果與模擬結(jié)果的變化趨勢相吻合，一方面驗證了數(shù)值計算結(jié)果的可靠性，另一方面證明了燃盡風(fēng)率對鍋爐CO和H2S生成特性具有重要影響，綜合考慮鍋爐安全、經(jīng)濟以及低氮運行后選擇合適的鍋爐燃盡風(fēng)率。

4 結(jié) 論

(1) 鍋爐空氣分級燃燒方式下，燃盡風(fēng)率對燃燒特性以及CO、H2S等還原性氣體生成特性具有重要影響。試驗結(jié)果與模擬結(jié)果均表明，隨著燃盡風(fēng)率減小，主燃區(qū)過量空氣系數(shù)增大，爐膛近壁面區(qū)的CO體積分數(shù)降低、O2體積分數(shù)升高、H2S體積分數(shù)降低。

(2) 針對所研究的目標(biāo)鍋爐，采用空氣分級燃燒技術(shù)時，20%燃盡風(fēng)率下水冷壁高溫腐蝕和結(jié)渣傾向變?nèi)酢?/p>

(3) 相比于25%和30%燃盡風(fēng)率，20%燃盡風(fēng)率下出口NOx質(zhì)量濃度升幅較大。綜合考慮鍋爐運行安全性、經(jīng)濟性及NOx排放特性多種因素后，將原設(shè)計30%的燃盡風(fēng)率優(yōu)化為25%，優(yōu)化后其綜合性能較好。