楊 振，朱宣而，黃亞繼，岳峻峰，王新宇，張 強(qiáng)，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(xué) 能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210096；3.江蘇國信揚(yáng)州發(fā)電有限責(zé)任公司，江蘇 揚(yáng)州 225000)

0 引 言

高溫腐蝕是威脅我國燃煤電廠安全、經(jīng)濟(jì)運(yùn)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(jì)表明[7]，由水冷壁爆管所造成的機(jī)組非計(jì)劃性停運(yùn)時(shí)間在我國燃煤機(jī)組全年非計(jì)劃性停運(yùn)時(shí)間中占比可達(dá) 37.8%，因而解決水冷壁高溫腐蝕問題迫在眉睫。當(dāng)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(fēng)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(jī)械強(qiáng)度高、抗氧化性及抗腐蝕性能優(yōu)良的試驗(yàn)樣品。但高合金鋼的材料成本遠(yuǎn)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(diǎn)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(fēng)開度、二次風(fēng)配風(fēng)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(dú)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(fēng)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(diǎn)，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(fù)荷狀態(tài)運(yùn)行時(shí)，側(cè)墻大部分區(qū)域都處于強(qiáng)還原性氣氛。貼壁風(fēng)方法因存在一定的風(fēng)量限制[17]，即使在噴口結(jié)構(gòu)和方案布置上進(jìn)行了足夠的優(yōu)化，也很難在高負(fù)荷下實(shí)現(xiàn)對高腐蝕風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域的完全覆蓋[18]。因此，對于貼壁風(fēng)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(fēng)改造工程試驗(yàn)[19-20]，難以反映燃燒方式與貼壁風(fēng)配風(fēng)同時(shí)改變時(shí)的防腐效果。碗式配風(fēng)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(fēng)即在二次風(fēng)總量不變的前提下，增大外側(cè)燃燒器的二次風(fēng)量，減少中間燃燒器的二次風(fēng)量。因此，筆者選取碗式配風(fēng)與貼壁風(fēng)方法進(jìn)行協(xié)同，在數(shù)值研究中同時(shí)將碗式配風(fēng)的風(fēng)量偏差與貼壁風(fēng)配風(fēng)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(tái)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(jì)30只。下層、中層、上層燃燒器標(biāo)高分別為20.849、25.892、30.934 m。在前后墻標(biāo)高34.463 m位置，另各布置有1層，每層5只雙風(fēng)區(qū)OFA噴口，OFA噴口共計(jì)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(jìn)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(yán)重的高溫腐蝕問題，A、B兩側(cè)腐蝕超標(biāo)(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(jì)算方法

2.1 網(wǎng)格劃分

使用ANSYS ICEM軟件對計(jì)算域進(jìn)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(gè)計(jì)算域共被劃分成了4個(gè)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(jìn)行加密。此外，為減小偽擴(kuò)散現(xiàn)象對數(shù)值計(jì)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?fù)浣Y(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(dú)立性驗(yàn)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(xué)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(dòng)；選擇混合分?jǐn)?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(jī)軌道模型模擬煤粉隨氣流的運(yùn)動(dòng)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(dòng)力-擴(kuò)散模型對焦炭燃燒過程進(jìn)行描述；選用P1模型對爐內(nèi)輻射換熱過程進(jìn)行計(jì)算[16]。

燃燒器與燃盡風(fēng)入口的邊界條件均定義為質(zhì)量流量，各入口風(fēng)溫及質(zhì)量流量見表2。煤粉顆粒隨一次風(fēng)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(jià)指標(biāo)

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?jǐn)?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(biāo)y=0.007 m，實(shí)際標(biāo)高18.179 m)至燃盡風(fēng)噴口中心高度上方3 m(模型縱坐標(biāo)y=19.541 m，實(shí)際標(biāo)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(jì)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(jì)2種色階區(qū)域?qū)?yīng)的像素點(diǎn)數(shù)目以及原始云圖對應(yīng)的像素點(diǎn)總數(shù)，進(jìn)而可求得各方案下的λ。

2.4 碗式配風(fēng)工況說明

根據(jù)已有研究[20-21]，碗式配風(fēng)能夠使?fàn)t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(fēng)的基礎(chǔ)上，共設(shè)置了3組碗式配風(fēng)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(fēng)即D1,D5燃燒器的內(nèi)外二次風(fēng)量在原均等配風(fēng)風(fēng)量基礎(chǔ)上增加12%，D2、D3、D4燃燒器的內(nèi)外二次風(fēng)量在原均等配風(fēng)風(fēng)量基礎(chǔ)上減少8%。其他各組碗式配風(fēng)工況及各層燃燒器可以此類推。

表3 碗式配風(fēng)工況

圖4 D層燃燒器示意

3 結(jié)果與分析

3.1 模型的驗(yàn)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(dá)到了8%，屬于強(qiáng)還原性氣氛。水冷壁管在強(qiáng)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(bào)告，爐膛水冷壁實(shí)際腐蝕位置集中分布在下層燃燒器至燃盡風(fēng)標(biāo)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?zé)岣g實(shí)際發(fā)生的區(qū)域基本一致。此外，BMCR工況下爐膛出口實(shí)測煙溫為1 310 K，實(shí)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(zhǔn)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(fēng)方法的防腐效果

本文選取的貼壁風(fēng)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(gè)。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(fēng)布置方案工況見表4。

表4 貼壁風(fēng)布置方案工況

圖6 貼壁風(fēng)布置方案示意

采用貼壁風(fēng)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(fēng)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(fēng)布置前的濃度，達(dá)到了7.7%。文獻(xiàn)[16]中也描述有相似的現(xiàn)象，該現(xiàn)象是由于貼壁風(fēng)氣流與爐膛主流在噴口7、8下方相遇轉(zhuǎn)向形成一個(gè)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(jìn)而形成一個(gè)高CO區(qū)。總體而言，貼壁風(fēng)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(fēng)方案前后P0截面CO體積分?jǐn)?shù)對比

3.3 貼壁風(fēng)方案與12%碗式配風(fēng)的協(xié)同防腐效果

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

表5 與12%碗式配風(fēng)協(xié)同時(shí)貼壁風(fēng)配風(fēng)方案工況

圖8為各配風(fēng)方案下P0截面CO濃度。由圖8可知，由于配風(fēng)方案1中噴口2、3、5風(fēng)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(fēng)方案1噴口6、7、8風(fēng)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(fēng)方案2與配風(fēng)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(fēng)量的增大均進(jìn)一步下降。

圖8 與12%碗式配風(fēng)協(xié)同時(shí)P0截面CO體積分?jǐn)?shù)

圖9為各配風(fēng)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(fēng)方法相比，貼壁風(fēng)與12%碗式配風(fēng)的協(xié)同方法防腐效果更佳。隨著貼壁風(fēng)率的增大，各協(xié)同方案λ逐漸下降，但當(dāng)貼壁風(fēng)率由3.13%增大至3.60%時(shí)，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(fēng)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(rèn)為配風(fēng)方案2為與12%碗式配風(fēng)協(xié)同的最優(yōu)貼壁風(fēng)配風(fēng)方案。

圖9 與12%碗式配風(fēng)協(xié)同時(shí)計(jì)算結(jié)果

3.4 貼壁風(fēng)方案與24%碗式配風(fēng)的協(xié)同防腐效果

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

表6 與24%碗式配風(fēng)協(xié)同時(shí)貼壁風(fēng)配風(fēng)方案工況

圖10為各配風(fēng)方案P0截面CO組分。由圖10可知，24%碗式配風(fēng)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(fēng)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?yàn)?4%碗式配風(fēng)使兩側(cè)燃燒器二次風(fēng)量增大了12%。這種水平方向的風(fēng)量偏差一方面可使?fàn)t內(nèi)高CO區(qū)往爐膛中心偏移，另一方面也可補(bǔ)充爐膛兩側(cè)的氧量。當(dāng)各噴口風(fēng)量增加至配風(fēng)方案2時(shí)，P0截面上部高CO區(qū)的濃度和面積明顯下降。而當(dāng)各噴口風(fēng)量進(jìn)一步增加至配風(fēng)方案3時(shí)，原CO聚集區(qū)的濃度和面積并未進(jìn)一步減小。

圖10 與24%碗式配風(fēng)協(xié)同時(shí)P0截面CO體積分?jǐn)?shù)對比

圖11為各配風(fēng)方案鍋爐主要參數(shù)對比。由圖11可知，當(dāng)碗式配風(fēng)的風(fēng)量偏差增大至24%時(shí)，各協(xié)同方案λ均有較大改善，其中在配風(fēng)方案2與配風(fēng)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(fēng)方案3下僅為3.95%。綜合來看，可認(rèn)為配風(fēng)方案2為與24%碗式配風(fēng)協(xié)同的最優(yōu)貼壁風(fēng)配風(fēng)方案。

圖11 與36%碗式配風(fēng)協(xié)同時(shí)計(jì)算結(jié)果

3.5 貼壁風(fēng)方案與36%碗式配風(fēng)的協(xié)同防腐效果

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

表7 與36%碗式配風(fēng)協(xié)同時(shí)貼壁風(fēng)配風(fēng)方案工況

圖12為各配風(fēng)方案P0截面CO組分。由圖12可知，盡管配風(fēng)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(fēng)量偏差的進(jìn)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(fēng)方案2中噴口4、5風(fēng)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(shí)噴口7、8風(fēng)量的增加也使噴口8下方出現(xiàn)了一個(gè)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(fēng)方案3，盡管噴口1、2風(fēng)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(fēng)協(xié)同時(shí)P0截面CO體積分?jǐn)?shù)

圖13為各配風(fēng)方案鍋爐主要參數(shù)。由圖13可知，當(dāng)水平方向風(fēng)量偏差進(jìn)一步增大至36%時(shí)，僅需少量貼壁風(fēng)即可使λ降低至2%以下。且當(dāng)協(xié)同方法的貼壁風(fēng)量增加至1.73%后，繼續(xù)增大風(fēng)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(fēng)方案爐膛出口飛灰含碳量有較大幅度降低。但與此同時(shí)，各采用協(xié)同方法的配風(fēng)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(fēng)方案3下達(dá)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(rèn)為在與貼壁風(fēng)方法協(xié)同時(shí)，碗式配風(fēng)調(diào)整的總風(fēng)量偏差不宜大于24%。

圖13 與36%碗式配風(fēng)協(xié)同時(shí)計(jì)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(shí)際發(fā)生腐蝕的位置基本吻合，模擬及實(shí)測爐膛出口各參數(shù)均誤差較小。因此可認(rèn)為本文的模擬條件選取具有充分的可信度，能較準(zhǔn)確地預(yù)測爐內(nèi)實(shí)際燃燒過程。

2)相比單一的貼壁風(fēng)方法，貼壁風(fēng)與碗式配風(fēng)的協(xié)同方法具有更好的防腐效果。隨著碗式配風(fēng)風(fēng)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(fēng)調(diào)整協(xié)同解決高溫腐蝕問題時(shí)，貼壁風(fēng)的用量可適當(dāng)減少。

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

4)當(dāng)碗式配風(fēng)的總風(fēng)量偏差達(dá)到36%時(shí)，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(shí)爐膛出口NOx質(zhì)量濃度也會(huì)大幅增加，因此可認(rèn)為在實(shí)際工程應(yīng)用中，與貼壁風(fēng)方法協(xié)同時(shí)碗式配風(fēng)的總風(fēng)量偏差不宜超過24%。