徐順生，冉偉鈴，趙冬勇，羅潔，王控瑤

（1.湘潭大學機械工程學院，湖南 湘潭 411105；2.中南大學能源科學與工程學院，湖南 長沙 410083）

據(jù)統(tǒng)計，我國大約80%以上大型電站燃煤鍋爐存在不同程度的高溫腐蝕問題[1]。對于旋流對沖燃煤鍋爐，由于煤粉從旋流燃燒器出來對沖后易向側墻偏離，導致側墻產(chǎn)生高溫和較強還原性氣氛[2]。水冷壁發(fā)生高溫腐蝕會使管壁強度降低，影響發(fā)電機組安全、穩(wěn)定和經(jīng)濟運行。

水冷壁高溫腐蝕過程較為復雜，其主要影響因素包括燃煤特性、水冷壁管材質(zhì)與管壁溫度以及水冷壁附近還原性氣氛[3-4]。為緩解鍋爐高溫腐蝕問題，目前采取的有效措施主要有水冷壁防腐噴涂和添加貼壁風2 種方法，其中貼壁風技術以投入成本低、適應性較強的優(yōu)點廣泛應用于實際工程中[5]。采用試驗法研究鍋爐水冷壁的高溫腐蝕問題，耗費大，時間長，影響鍋爐運行，不適于已投產(chǎn)運行鍋爐研究。

隨著數(shù)值模擬廣泛應用于工程計算，基于Fluent 軟件的數(shù)值模擬已成為電站鍋爐熱力學分析與運行控制的可靠工具[6]。陳天杰等[7]借助Fluent 軟件對660 MW 機組前后墻對沖燃煤鍋爐貼壁風優(yōu)化方案進行分析，設計了在鍋爐側墻開槽和前后墻開孔組合布置貼壁風的方案，研究結果表明，僅用4.35%風率可使水冷壁側墻高溫腐蝕區(qū)域O2體積分數(shù)達到2%以上，有效解決了高溫腐蝕問題。陳敏生等[8]對某電廠超臨界600 MW 機組鍋爐進行了改造，對水冷壁側墻的燃燒器進行了優(yōu)化設計以及在前后墻加裝貼壁風，改造后水冷壁側墻還原性氣氛得到改善，高溫受熱面超溫得到有效控制。許濤[9]針對某超臨界600 MW 機組前后墻對沖燃煤鍋爐水冷壁側墻高溫腐蝕問題，利用數(shù)值模擬分析了添加貼壁風形成的氣膜速度場，確定了貼壁風風速并對貼壁風裝置噴嘴形狀進行優(yōu)化設計，并得出還原性高溫腐蝕主要發(fā)生在側墻中部區(qū)域，貼壁風裝置要依此布置。

綜上所述，添加貼壁風可有效防治水冷壁高溫腐蝕，但以上研究均采用單一的二次風作為貼壁風，其風溫較高，不僅對水冷壁保護效果不佳，而且當貼壁風裝置伸入爐內(nèi)工作時易被燒損。因此本文提出一種將剛性較強、溫度較低的壓縮空氣與剛性較弱、風溫較高的二次風換熱后一起噴入爐內(nèi)產(chǎn)生組合貼壁風的新方法，并根據(jù)此方法設計了一種雙噴口組合貼壁風裝置，目前未有其專利和實際應用研究報道。針對實際運行鍋爐水冷壁高溫腐蝕現(xiàn)象，提出了在各燃燒器層高度側墻中間位置安裝雙圓形噴口貼壁風裝置，對添加新型組合貼壁風前（現(xiàn)役運行工況，無貼壁風）和添加新型組合貼壁風后的爐膛速度場、溫度場、濃度場進行了仿真研究，對比分析了添加組合貼壁風前后水冷壁高溫腐蝕環(huán)境特性變化。

1 物理模型及網(wǎng)格劃分

1.1 鍋爐概況

本文以某電廠超臨界600 MW 機組旋流對沖燃煤鍋爐為研究對象，該鍋爐前后墻對稱布置3 層、共24 只HT-NR3 燃燒器，各布置2 只側燃盡風（SAP）噴口和4 只主燃盡風（AAP）噴口，鍋爐具體結構布置如圖1 所示。鍋爐所用燃煤的煤粉顆粒平均直徑、最小直徑和最大直徑分別為54、5、200 μm，且服從Rosin-Rammler 函數(shù)分布，煤質(zhì)分析見表1。

圖1 鍋爐整體結構示意（mm）Fig.1 Schematic diagram of the boiler overall structure(mm)

表1 煤的工業(yè)分析和元素分析Tab.1 Proximate and ultimate analysis of the coal

1.2 組合式貼壁風裝置結構及布置

本文二次風-壓縮空氣組合式貼壁風裝置的尺寸參數(shù)為：內(nèi)管Φ100 mm，外管Φ200 mm，內(nèi)外管間布置折流板，其布置間距為400 mm，熱二次風出口和壓縮空氣出口均為Φ250 mm，出口寬度為50 mm，具體結構如圖2 所示。熱二次風和壓縮空氣分別由各自的進口進入貼壁風裝置中進行換熱，熱二次風經(jīng)換熱降溫后由熱二次風出口流出，壓縮空氣流經(jīng)折流板換向后經(jīng)過均流板，升溫后由壓縮空氣出口流出，以此形成平行于水冷壁噴出的2 層貼壁風。雙圓形噴口設計可以兼顧爐深與爐高兩個方向貼壁風的擴散范圍。

圖2 新型組合式貼壁風裝置結構示意Fig.2 Structural diagram of the new type combined closingto-wall air device

1.3 網(wǎng)格劃分

鍋爐整體模型采用分區(qū)劃網(wǎng)格的方法以減少偽擴散，并對旋流燃燒器和爐膛燃燒區(qū)域網(wǎng)格進行加密處理[10-11]。添加貼壁風裝置后，鍋爐爐膛結構的復雜性提高，劃分結構網(wǎng)格的難度較大，因此在貼壁風裝置附近劃分混合網(wǎng)格，并進行適當加密。由于該鍋爐在爐膛寬度方向具有良好的對稱性，為減少計算工作量，僅將爐膛寬度的50%作為計算域進行求解。為驗證數(shù)值計算的無關性，添加組合貼壁風前，選取297 萬、316 萬、346 萬和380 萬4 組網(wǎng)格數(shù)，100%BMCR 工況下的模擬結果見表2，由表2 可見，當網(wǎng)格數(shù)超過316 萬時，爐膛出口煙氣平均溫度和O2體積分數(shù)變化很小，考慮到計算資源和時長，選取網(wǎng)格數(shù)為316 萬，添加組合貼壁風后網(wǎng)格數(shù)確定為353 萬。圖3 和圖4 分別為添加組合貼壁風前、后的網(wǎng)格示意。

表2 網(wǎng)格無關性檢驗結果Tab.2 Grid independence test results

圖3 添加組合貼壁風前鍋爐整體網(wǎng)格Fig.3 Overall grid diagram of the boiler before adding combined closing-to-wall air

圖4 添加組合貼壁風后鍋爐燃燒區(qū)網(wǎng)格劃分Fig.4 Grid division of the boiler combustion zone after adding combined closing-to-wall air

2 數(shù)學模型與邊界條件

2.1 數(shù)學模型

根據(jù)旋流對沖燃煤鍋爐的燃燒特點選取數(shù)學模型。由于爐膛內(nèi)燃燒火焰屬于湍流擴散火焰，故模擬煤粉的氣相燃燒采用非預混燃燒模型，通過混合分數(shù)/概率密度函數(shù)的方法考慮湍流的影響；爐膛內(nèi)的顆粒體積分數(shù)低于10%，故氣固兩相流動采用基于Euler-Lagrange 方法的離散相模型，并采用隨機軌道模型模擬顆粒實際運動情況；湍流模型選用帶旋流修正的Realizablek-ε模型；揮發(fā)分的析出過程采用單倍速率模型，焦炭的燃燒過程采用動力/擴散控制模型；爐膛內(nèi)輻射換熱選用P-1 模型；爐膛內(nèi)NOx的生成及還原特性采用后處理的方法進行求解[12]。

2.2 邊界條件設置

爐膛煙氣出口邊界采用壓力出口，大小為-100 Pa；冷灰斗處設置為恒溫壁面，其底部出口溫度設置為373 K，其余壁面溫度設置為650 K；爐膛上部區(qū)域與燃燒器區(qū)域的水冷壁面溫度設置為700 K，燃盡風位置壁面和旋流燃燒器壁面設置為絕熱邊界。在總過量空氣系數(shù)1.14，燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)0.8 的工況下，旋流燃燒器和燃盡風的進口邊界條件設置分別見表3 和表4。

表3 單只旋流燃燒器進口參數(shù)Tab.3 Inlet parameters of single swirl burner

表4 燃盡風進口參數(shù)Tab.4 Inlet parameters of the over fire air

貼壁風裝置進口邊界參數(shù)為：壓縮空氣質(zhì)量流量為3 kg/s，溫度為347 K；熱二次風流量為1.5 kg/s，溫度為487 K。貼壁風量低于總風量的5%，基本不會影響爐內(nèi)正常燃燒[13-15]。

3 模型驗證與結果分析

3.1 模型驗證

本文模型中所使用的入口邊界條件皆由鍋爐實際100%BMCR 運行工況給定，針對BMCR 工況，可采用熱力試驗所測數(shù)據(jù)來驗證模擬結果。數(shù)值模擬了添加貼壁風前爐內(nèi)的流動、燃燒過程以及各組分濃度，將模擬結果與實際熱力試驗所測數(shù)據(jù)進行對比，結果見表5。由表5 可見，誤差均在10%以內(nèi)，且爐內(nèi)的流動燃燒狀態(tài)與實際情況比較相符，停爐后檢測得高溫腐蝕區(qū)域與模擬的高還原性區(qū)域也基本吻合，由此可以確定本文模型可行。

表5 模擬值與實測值對比Tab.5 Comparison between simulated and measured values

3.2 結果分析

3.2.1 速度場

圖5 為鍋爐添加組合貼壁風前、后沿爐深方向穿過右數(shù)第2 豎排燃燒器截面的速度場云圖。由圖5 可以看出，從3 層旋流燃燒器噴出的主氣流在爐膛中心區(qū)域匯聚后上升與燃盡風相遇后，主氣流速度增加，經(jīng)過折焰角轉向后從水平煙道流出。圖6 為鍋爐添加組合貼壁風前、后沿爐高方向截面平均速度分布曲線。由圖6 可以看出，截面速度隨著爐膛高度升高逐漸增加，在燃燒器層和燃盡風處達到極大值，添加3 層組合型貼壁風對爐膛中心區(qū)域的流場影響甚小。

圖5 添加組合貼壁風前、后沿爐深方向穿過右數(shù)第2 豎排燃燒器截面速度場云圖Fig.5 Cloud diagram of velocity field in cross section passing through the second right vertical row burner along the furnace depth before and after adding combined closing-to-wall air

圖6 添加組合貼壁風前、后沿爐高方向截面平均速度分布曲線Fig.6 Distribution curves of average velocity in cross section along furnace height direction before and after adding combined closing-to-wall air

圖7 為鍋爐添加組合貼壁風前、后中層燃燒器高度截面速度矢量圖。由圖7 可以看出：添加組合貼壁風前，從前后墻旋流燃燒器噴出的氣流對沖后會沖向水冷壁側墻，一方面高溫煙氣會使水冷壁附近的還原性氣氛增強，另一方面攜帶未燃煤粉顆粒的煙氣容易對水冷壁側墻造成沖蝕；添加組合貼壁風后，因組合型貼壁風形成的氣流剛性較強，噴出的速度快，噴出距離遠，對沖向側墻的煙氣形成很好的阻擋效果，防止攜帶未燃煤粉顆粒與飛灰的氣流沖刷水冷壁側墻，避免疏松腐蝕層過早剝落，有利于抑制高溫腐蝕向側墻鍋爐水冷壁內(nèi)層的擴展。

圖7 添加組合貼壁風前、后中層燃燒器高度截面速度矢量圖Fig.7 Velocity vector diagram of middle burner height section before and after adding combined closing-to-wall air

圖8 為添加組合貼壁風后過貼壁風裝置的爐寬方向中心截面速度矢量圖。由圖8 可以看出，添加3 層組合型貼壁風后，在爐膛深度與高度方向形成了3 層接近圓形的氣膜，可有效阻隔爐膛高溫煙氣對鍋爐3 層燃燒器周圍的水冷壁側墻區(qū)域的高溫腐蝕。

圖8 添加組合貼壁風后爐寬方向中心截面速度矢量圖Fig.8 Velocity vector diagram of furnace center section in broad direction after adding combined closing-to-wall air

3.2.2 溫度場

圖9 為添加貼壁風前、后沿爐深方向穿過右數(shù)第2 豎排燃燒器截面的溫度場云圖。由圖9 可以看出，添加貼壁風前后，燃燒器區(qū)域與燃盡風區(qū)域及以上區(qū)域溫度分布基本不變，燃燒器區(qū)域由于燃燒猛烈放熱量大，煙氣溫度高，最高可達1 760 K 左右。

圖10 為沿爐高方向截面平均溫度分布曲線。由圖10 可以看出，添加貼壁風后對爐膛整體溫度場影響甚小，燃燒區(qū)的煙氣溫度沿高度呈上升趨勢，在燃燒器區(qū)域上方達到最高值，在燃燒器和燃盡風噴口高度處由于低溫空氣的噴入，使得平均溫度下降達到極小值，在燃盡風上方由于新加入的空氣與未燃盡的可燃物繼續(xù)燃燒，煙氣溫度有所回升，最后沿爐膛高度逐漸下降。

圖10 添加組合貼壁風前、后沿爐高方向截面平均溫度分布曲線Fig.10 Average temperature distribution in cross-section along the furnace height direction before and after adding combined closing-to-wall air

圖11 為添加組合貼壁風前、后中層燃燒器高度截面溫度場云圖。由圖11 可以看出：添加組合貼壁風前，由于對沖后的高溫煙氣沖向側墻且部分煤粉在側墻附近燃燒使側墻附近煙氣溫度高達1 300～1 400 K，加劇高溫腐蝕；添加貼壁風后，由于貼壁風的溫度遠低于爐膛煙氣的溫度，水冷壁側墻附近煙氣溫度明顯下降且降溫區(qū)域長度可達5 m 左右，基本可以保證本層燃燒器高度側墻水冷壁不發(fā)生高溫腐蝕。

圖11 添加組合貼壁風前、后中層燃燒器高度截面溫度云圖Fig.11 Temperature cloud in middle burner height section before and after adding combined closing-to-wall air

圖12 為添加組合貼壁風后爐寬方向中心截面溫度云圖。由圖12 可以看出，添加3 層貼壁風后，3 層燃燒器高度水冷壁附近煙氣溫度皆明顯下降，破壞了高溫腐蝕所需的高溫條件。

圖12 添加組合貼壁風后爐寬方向中心截面溫度云圖Fig.12 Temperature cloud of the center section of furnace in width direction after adding combined closing-to-wall air

在燃用煤質(zhì)確定的情況下，水冷壁管壁溫度是公認影響水冷壁產(chǎn)生高溫腐蝕最為重要的因素之一。為得到添加貼壁風前、后水冷壁側墻管壁溫度的變化，在中層燃燒器區(qū)域貼壁風裝置兩側按水冷壁管真實尺寸各添加50 根水冷壁管。圖13 和圖14 分別為添加貼壁風前、后水冷壁管向火側外壁溫度云圖及溫度曲線。綜合圖13 和圖14 可以看出，添加貼壁風前，水冷壁管向火側外壁溫度整體偏高，而添加貼壁風后水冷壁管向火側外壁溫度普遍降低，尤其在貼壁風裝置噴口附近的管壁溫度降低效果明顯。

圖13 添加貼壁風前、后水冷壁管向火側外壁溫度云圖Fig.13 Cloud diagram of outer wall temperature of water wall pipe on fire side before and after adding closing-to-wall air

圖14 添加貼壁風前、后水冷壁向火側外壁溫度曲線Fig.14 Temperature curves of outer wall of the water wall on fire side before and after adding closing-to-wall air

3.2.3 O2濃度場

圖15 為添加組合貼壁風前、后中層燃燒器高度截面O2摩爾分數(shù)云圖，圖16 為添加組合貼壁風前、后L1—L3線上O2摩爾分數(shù)，其中L1、L2、L3分別為距側墻10 mm 處的截面與各層燃燒器中心高度平面的交線。由圖15 和圖16 可以看出，O2摩爾分數(shù)在爐深方向具有較好的對稱性，添加組合貼壁風前，側墻水冷壁附近區(qū)域O2摩爾分數(shù)很低，幾乎近于零，間接反映了側墻處的還原性氣氛。添加貼壁風后，水冷壁附近薄層區(qū)域O2摩爾分數(shù)大幅提高，并呈現(xiàn)組合貼壁風噴出中心位置O2摩爾分數(shù)最高，兩側隨著離開中心位置距離的增加而逐漸下降，包含L1、L2、L3線與水冷壁平行薄層區(qū)域O2摩爾分數(shù)幾乎都在2%以上，組合貼壁風裝置附近薄層區(qū)域O2摩爾分數(shù)在5%以上。L1、L2、L3 線和薄層區(qū)域摩爾分數(shù)的這種變化，緣于噴入爐內(nèi)組合貼壁風氣流的擴散、爐內(nèi)煙氣摻混稀釋及燃燒過程氧氣的逐漸消耗。水冷壁高溫腐蝕是在還原性氣氛產(chǎn)生的，當水冷壁附近區(qū)域O2摩爾分數(shù)高于2%時，氣氛的還原性很弱，高溫腐蝕作用微弱[16]，由此可知，添加組合貼壁風后，水冷壁高溫腐蝕能得到有效的抑制。

圖15 添加組合貼壁風前、后中層燃燒器高度截面O2 摩爾分數(shù)云圖Fig.15 Cloud image of O2 mole fraction of middle burner height section before and after adding combined closing-towall air

圖16 添加組合貼壁風前、后L1—L3 線上O2 摩爾分數(shù)Fig.16 O2 mole fraction on L1—L3 lines before and after adding combined closing-to-wall air

3.2.4 CO 濃度場

圖17 為添加組合貼壁風前、后中層燃燒器高度截面CO 摩爾分數(shù)云圖，圖18 為添加組合貼壁風前、后L1—L3線上CO 摩爾分數(shù)曲線。

由圖17 和圖18 可以看出：在水冷壁側墻附近區(qū)域CO 摩爾分數(shù)最高，爐膛中央存在較高摩爾分數(shù)CO，旋流燃燒器一次風與三次風之間也有一定摩爾分數(shù)CO 存在；添加組合貼壁風后，水冷壁附近區(qū)域CO 摩爾分數(shù)顯著降低，爐膛中心區(qū)域CO摩爾分數(shù)變化甚少；在L1—L3線上，添加組合貼壁風前CO 摩爾分數(shù)都在4%以上，最大值達7%左右；添加組合貼壁風后，CO 摩爾分數(shù)顯著下降，其最大摩爾分數(shù)不超過0.5%。水冷壁附近區(qū)域CO 摩爾分數(shù)高，是緣于隨煤粉噴入爐膛的一次風空氣系數(shù)低，燃燒初始時煤粉缺氧燃燒及煤中揮發(fā)分缺氧熱裂解所致；爐膛中心CO 摩爾分數(shù)較高，是緣于燃燒后期未燃盡焦炭粒子的缺氧燃燒；旋流燃燒器一次風與三次風之間也有大量的CO 存在，是緣于旋流燃燒器煙氣回流區(qū)缺氧燃燒所致；添加組合貼壁風后水冷壁附近煙氣CO 摩爾分數(shù)大幅下降，是緣于組合風對爐膛煙氣進入水冷壁附近區(qū)域的隔離及組合風對水冷壁附近區(qū)域CO 氧化與稀釋。

圖17 添加組合貼壁風前、后中層燃燒器高度截面CO 摩爾分數(shù)云圖Fig.17 Cloud image of CO mole fraction in height section of middle burner before and after adding combined closing-towall air

圖18 添加組合貼壁風前、后L1—L3 線上CO 摩爾分數(shù)Fig.18 CO mole fraction on lines L1—L3 before and after adding combined closing-to-wall air

3.2.5 NO 濃度場

電站燃煤鍋爐運行時產(chǎn)生的NOx主要為NO，其他型氮氧化物含量很少，因快速型NO 占煙氣中NO 比例極低，為簡化研究，本文僅考慮熱力型和燃料型NO 生成量，忽略快速型NO 生成對NO 質(zhì)量濃度的影響。圖19 為添加組合貼壁風前、后沿爐深方向穿過右數(shù)第2 豎排燃燒器截面NO 濃度場云圖。圖20 為添加組合貼壁風前、后中層燃燒器高度截面NO 濃度場。由圖19 和圖20 可以看出：爐膛中心區(qū)域NO 摩爾分數(shù)較高、旋流燃燒器高溫回流區(qū)NO 摩爾分數(shù)高于爐膛中心區(qū)域，爐膛冷灰斗區(qū)域、燃盡風上部區(qū)域以及水冷壁側墻附近區(qū)域NO摩爾分數(shù)相對較低；添加貼壁風后，貼壁風噴口附近NO 摩爾分數(shù)顯著降低，幾近于零，爐膛中心區(qū)NO 摩爾分數(shù)有一定上升，爐膛出口截面NO 質(zhì)量濃度由336.2 mg/m3增加到379.6 mg/m3（標準狀態(tài)），上升了12.9%。結合圖15—圖18，可推斷出爐膛內(nèi)NO 摩爾分數(shù)分布與CO、O2摩爾分數(shù)分布呈明顯的相關性。爐膛中心區(qū)和燃燒器回流區(qū)NO摩爾分數(shù)較高是緣于這2 個區(qū)域溫度高，熱力型NO產(chǎn)生量多所致，爐膛中心區(qū)域NO 摩爾分數(shù)低于燃燒器高溫回流區(qū)NO 摩爾分數(shù)緣于燃燒末期缺氧所產(chǎn)生的CO 還原作用及火焰向爐膛中心流動過程中卷吸周圍煙氣的稀釋作用；爐膛冷灰斗區(qū)域和水冷壁側墻附近區(qū)域NO 摩爾分數(shù)較低，主要緣于此區(qū)域溫度較低，熱力型NO 生成量少；添加貼壁風后爐膛中心區(qū)域和爐膛出口NO 摩爾分數(shù)增加，是緣于貼壁風部分引自二次風，削弱了原本空氣分級降氮燃燒的效果所致。

圖19 添加組合貼壁風前、后沿爐深方向穿過右數(shù)第2 豎排燃燒器截面NO 摩爾分數(shù)云圖Fig.19 Cloud diagram of NO mole fraction across the section of the second right vertical row burner along the furnace depth before and after adding combined closing-to-wall air

圖20 添加組合貼壁風前、后中層燃燒器高度截面NO 摩爾分數(shù)Fig.20 The NO mole fraction in height section of middle burner before and after adding combined closing-to-wall air

4 結論

1）某超臨界600 MW 機組旋流對沖燃燒鍋爐，在現(xiàn)役運行條件下（添加組合貼壁風前），各層燃燒器高度處側墻水冷壁附近的溫度很高，O2摩爾分數(shù)很低，近乎接近于零，CO 摩爾分數(shù)較高，幾乎都在4%以上，屬于極易發(fā)生高溫腐蝕強還原性氛圍。

2）在側墻中間位置增加3 層新型貼壁風后，爐膛中心區(qū)域溫度場與速度場較之前變化甚小，側墻水冷壁附近有顯著變化，O2摩爾分數(shù)明顯提高，煙氣溫度和CO 摩爾分數(shù)有明顯降低，水冷壁附近轉弱還原性氣氛，水冷壁抗高溫腐蝕顯著增強。

3）由于貼壁風部分引自燃燒器二次風，降低了鍋爐原有的空氣分級降氮燃燒效果，爐膛出口NOx的排放量會少量增加，在可以接受的范圍內(nèi)。