超臨界對沖燃燒鍋爐水冷壁向火側起皮成因分析

殷立寶， 馬 侖， 張 成， 方慶艷， 徐齊勝， 陳 剛

（1.廣東電網公司電力科學研究院，廣州510080；2.華中科技大學 煤燃燒國家重點實驗室，武漢430074）

超（超）臨界發電技術現已成為成熟的技術，具有效率高、污染物排放少、易于調峰和運行穩定的優點，是我國大力發展的機組［1］.隨著鍋爐向大容量、高參數發展，鍋爐水冷壁壁面溫度相應提高，水冷壁管高溫氧化現象更加嚴重，由此引起的鍋爐水冷壁爆管等事故的可能性也增加［2］.某電廠在小修期間對爐膛水冷壁進行檢查時發現，在螺旋管兩側水冷壁的燃燒器區域水冷壁管壁壁面氧化嚴重，出現大面積的氧化皮.經調研發現，在另一電廠同型號的鍋爐上也發現了同樣的問題，由此推斷這是該型號鍋爐的共性問題.針對此問題，筆者通過現場調查、取樣，結合冷態空氣動力場試驗和數值模擬，分析了該超臨界對沖燃燒鍋爐水冷壁氧化皮產生的原因，并給出了相應的防治措施和建議.

1 鍋爐概況

某電廠DG1900／25.4－2型鍋爐是東方鍋爐（集團）股份有限公司與東方－日立鍋爐有限公司合作設計、聯合制造的600 MW 超臨界本生直流鍋爐.鍋爐采用單爐膛、倒U 形布置、平衡通風、一次中間再熱、前后墻對沖燃燒、尾部雙煙道，再熱汽溫采用煙氣擋板調節，復合變壓運行.

制粉系統采用6 臺中速磨煤機直吹式制粉系統.燃燒器采用日立－巴布科克公司研制的新型HTNR3低NOx燃燒器.燃燒系統采用對沖布置方式（見圖1，其中A、B、C、D、E、F 代表6 臺不同磨煤機），共布置16個頂二次風噴口，36個HT－NR3低NOx燃燒器噴口，共52個噴口.燃燒器分3 層，每層共6個，前后墻各布置18個HT－NR3低NOx燃燒器；在前后墻距離最上層燃燒器噴口一定距離處布置一層燃盡風噴口，每層8個.爐膛的四周為全焊膜式水冷壁，爐膛由下部螺旋盤繞上升水冷壁和上部垂直上升水冷壁2個不同的結構組成.其中螺旋盤繞上升水冷壁管材質為SA213T2，規格為直徑38.1mm、管壁厚度7.5mm，傾角為19.5°，管子節距為50.8mm，設計溫度為435°C／462 ℃（即介質溫度／壁面溫度），計算溫度為428°C／443 ℃（即介質溫度／壁面溫度），計算管壁厚度為5.46 mm，許用應力為97 MPa.膜式扁鋼厚δ＝6 mm，材料為SA－387Cr2.

圖1 燃燒器布置示意圖Fig.1 Schematic diagram of burner arrangement

2 水冷壁氧化皮宏觀檢查和成分分析

2.1 水冷壁氧化皮宏觀檢查

在2008年6月鍋爐小修期間對爐膛水冷壁進行檢查時發現，在螺旋盤繞上升水冷壁燃燒器區域兩側墻中間寬4m、高約15m（標高20～35m）范圍內，即最下層燃燒器以下1m 至最上層燃燒器之間的水冷壁高熱負荷區域，管壁向火側外表面氧化嚴重，出現大面積的氧化皮，如圖2（a）所示，并且在氧化皮出現區域，下部氧化現象比上部嚴重.

由圖2（b）可以看出，未受洗爐水沖刷的水冷壁管發黑，表面氧化起皮，氧化皮外表面沉積了部分黃褐色灰渣.氧化皮基體呈黑色，氧化皮內表面附著部分黃褐色物質.氧化皮與管壁結合不緊密，呈樹皮狀，最厚可達1 mm，易從外表面剝離.除運行期間和洗爐時從氧化皮破裂間隙滲入的黃褐色灰渣外，氧化皮下面無其他的腐蝕殘留物，水冷壁管外表面較光滑，無明顯的腐蝕坑.從爐墻上剝落的氧化皮的形貌見圖2（c）和圖2（d）.由于運行時間較短（約3 000h），管壁的實際減薄量不大.實測管壁最小厚度為7.1mm.

圖2 氧化皮形貌圖Fig.2 Topography of oxide scales

2.2 取樣及試驗分析

對剝落的氧化皮進行取樣，制成粉末狀樣品，并對樣品進行成分分析.所用設備為Philips X＇pert MPD Pro型X 射線衍射儀（XRD），采用Cu－Ka靶，波長λ＝0.154 056nm，掃描速度為2°／min，掃描角度為20°～90°，電壓為2 500kV，電流為40mA.利用XRD 設備所配置的分析軟件對衍射峰進行分析和標定，標定結果如圖3所示.由圖3可知，水冷壁管表面氧化皮主要由Fe2O3和Fe3O4組成.另有一些較弱的峰，無法明確標出物相，其所占比例較低.

根據氧化皮的檢查情況和氧化皮樣品的成分分析結果，初步判斷水冷壁側墻起皮主要是由于在水冷壁氧化起皮區域熱負荷偏高造成過熱氧化，而不是高溫腐蝕所致，原因如下：

圖3 氧化皮樣品XRD圖譜分析結果Fig.3 XRD results of oxide scale samples

（1）氧化皮破裂間隙除滲入的黃褐色灰渣外，氧化皮下無其他的腐蝕殘留物，水冷壁管外表面較光滑，無明顯高溫腐蝕具有的沿向火面浸入、呈坑穴狀的腐蝕坑.

（2）氧化皮樣品的成分分析結果中沒有腐蝕性特征產物［3］FeS、Fe2O3、Fe3O4、SO3和硫酸鹽等常見的硫化物.

（3）未受洗爐水沖刷的水冷壁管發黑，表面氧化起皮，屬于明顯的過熱氧化現象.

3 爐內燃燒數值模擬

為了分析和確認燃燒器區域水冷壁向火側外壁面過熱氧化產生的原因，采用CFD 軟件對該鍋爐在鍋爐最大連續蒸發量（BMCR）工況下的爐內流動、燃燒和傳熱傳質等特性進行了模擬.

3.1 計算條件

為了準確模擬燃燒器出口空氣動力場，對燃燒器入口區域進行了網格局部加密，總的網格數為180萬，同時為了在出口處獲得充分發展流，在爐膛出口增加了10 m 的水平段，爐膛結構及網格見圖4.

圖4 爐膛結構及網格Fig.4 Structural diagram of the boiler and its grid division

鍋爐設計煤種為神府東勝煤，校核煤種為晉北煙煤，煤質特性見表1.采用設計煤種進行數值模擬，對取得的煤粉樣品進行激光粒度分析，煤粉顆粒粒徑按照Rosin－Rammler方法分布：最小粒徑為5 μm，最大粒徑為250μm，平均粒徑為63.8μm，分布指數為1.008.

表1 煤質特性Tab.1 Analysis of coal quality

邊界條件設置如下：中心風和一次風采用速度入口邊界條件，內二次風和外二次風采用質量入口邊界條件；入口處風速、風溫和質量流量根據設計參數以及燃燒器出口流動特性進行設置；出口邊界條件采用壓力出口，壓力設置為－80Pa；爐膛壁面采用標準壁面方程，無滑移邊界條件；熱交換采用第二類邊界條件，給定壁面溫度為700K，壁面輻射率為0.6.燃燒器具體邊界條件見表2.

現場測量數據表明：在爐膛出口屏式過熱器區域（即在折焰角上方觀火孔）測定的溫度約為1 480 K，數值模擬得到的折焰角截面平均溫度為1 508K，兩者相對誤差約為2.4%，說明所采用的網格、邊界條件和計算模型能夠反映爐內的流動及燃燒特性.

表2 燃燒器入口邊界條件Tab.2 Inlet boundary conditions of various burners

3.2 空氣動力場分析

圖5給出了爐內的空氣動力場，其中x、y 和z分別代表鍋爐的深度、寬度和高度.由圖5 可以看出，一次風在爐膛中具有較強的剛性，燃燒器區域具有較大的回流區，未出現火焰直接沖擊對面水冷壁的情況，但中部氣流有偏向側墻的趨勢.因此，靠近側墻兩排燃燒器的煤粉射流在氣流的作用下，有可能出現部分氣流撞擊水冷壁的情況.由圖5（a）可以看出，氣流在爐膛中心碰撞后，大部分向上流動，氣流在爐膛中的充滿度較好，分布較合理.最下層燃燒器一次風沒有使氣流上升的作用，左右兩側氣流撞擊后沖向兩側墻的可能性較大.

圖5 不同截面的速度分布Fig.5 Velocity distribution in different sections

3.3 溫度場分析

由于鍋爐采用對沖燃燒方式，上、中、下3層燃燒器截面的溫度分布特征大致相同.圖6 給出了y＝9.6m 和中層燃燒器截面的溫度分布.由圖6可以看出，爐膛煙氣溫度整體呈對稱分布，燃燒器出口的溫度變化梯度較大，溫升快，可以保證煤粉的及時著火.爐膛中心區域的煤粉燃燒最為劇烈，最高溫度可達到1 700 ℃；越靠近下部，火焰越集中于爐膛中心區域.由圖6（b）可以看出，靠近水冷壁的最外側燃燒器火焰偏向水冷壁，容易對側墻水冷壁造成高溫過熱.

3.4 煙氣成分分布

圖7和圖8給出了y＝9.6m 和中層燃燒器截面上煙氣成分的分布.由圖7（a）和圖8（a）可知，爐膛中心位置處O2摩爾分數很低，隨著爐膛高度的增加，O2摩爾分數整體呈下降趨勢.由于燃燒器區域的過量空氣系數為0.8，因此在該區域形成了強還原性氣氛，不僅有大量的CO 生成，還有部分CO2被還原成CO.由圖7（b）和圖8（b）可知，側墻中部的O2摩爾分數很低，呈現強烈的還原性氣氛，同時該區域的煙氣溫度較高，形成高溫低氧區，在此環境下水冷壁易發生高溫腐蝕.但由于電廠燃煤含硫量較低（不高于1%），出現高溫腐蝕的可能性較小.

圖6 不同截面的溫度分布Fig.6 Temperature distribution in different sections

圖7 O2 摩爾分數分布Fig.7 O2concentration distribution

圖8 CO 摩爾分數分布Fig.8 CO concentration distribution

4 水冷壁氧化皮成因分析

通過上述的爐內燃燒過程數值模擬計算，結合現場進行的冷態空氣動力場試驗，燃燒器高負荷區水冷壁產生氧化皮主要有以下幾個方面的原因.

4.1 燃燒器區域壁面熱負荷的影響

燃燒器區域壁面熱負荷反映了該區域的火焰分布情況和溫度水平.燃燒器區域壁面熱負荷越大，說明火焰越集中，溫度越高，對燃料的著火越有利.但燃燒器區域壁面熱負荷過大，該區域水冷壁壁面的吸熱量也越大，越容易造成水冷壁超溫.該鍋爐的設計煤種和校核煤種具有強結渣性，選用了較小的容積熱負荷和截面熱負荷來解決鍋爐的結渣傾向.為了降低NOx排放量，采用分級燃燒方式，但燃燒器層間布置太過緊密，造成燃燒器區域壁面熱負荷過大.該鍋爐的燃燒器區域壁面熱負荷為1.72 MW／m2，而對應的推薦值如下：褐煤為0.93～1.16 MW／m2，無煙煤及貧煤為1.4～2.1 MW／m2，煙煤為1.28～1.4MW／m2.圖9給出了該電廠鍋爐與巴布科克日立（BHK）公司設計制造的同類型不同大小的超臨界對沖燃燒鍋爐的燃燒器區域壁面熱負荷的對比，其中設計煤質均為無煙煤或貧煤，且燃燒器區域壁面熱負荷為設計工況下的熱負荷.由圖9可以看出，該電廠鍋爐燃燒器區域壁面熱負荷（約1.72 MW／m2）遠大于BHK 公司設計制造的同級別某超臨界對沖燃燒鍋爐對應的參數（約1.50 MW／m2）.

圖9 燃燒器區域壁面熱負荷的對比Fig.9 Comparison of heat load over water wall in burner zones

4.2 高溫低氧區的影響

當爐膛局部還原性氣氛很強時，容易對水冷壁的致密氧化鐵保護膜產生破壞作用，將致密的氧化鐵保護膜還原成疏松多孔的FeO［4］.

運行中為了防止屏式過熱器和再熱器等汽溫超溫，經常會關閉最上層的燃盡風噴口或減小其開度.造成上層風下移，使得下層燃燒器處的空氣量增加，氧量相應增加.因此當運行中爐膛近壁面處出現氧化性氣氛時，特別是氧化還原氣氛呈現交替狀態時，FeO 會被氧化成結構疏松的Fe2O3或Fe3O4，從而加劇水冷壁的過熱氧化.

4.3 最外側燃燒器離側墻距離的影響

圖1中每層最外側燃燒器到側墻中心線的距離均為3 461.2mm.在小修期間進行了冷態空氣動力場試驗，在外側燃燒器外二次風風門100%和50%開度2個工況下，測量了兩側墻的貼壁風速，發現風門100%開度工況下，3層燃燒器的貼壁風速都比較低，基本在3m／s以下；風門開度50%工況下，靠近燃燒器的貼壁風速明顯增大，但衰減較快，離前后墻約3m 處以后，風速已減小到3m／s以下.從貼壁風速來看，燃燒器射流對兩側墻的影響并不強烈，結合模擬結果來看，煤粉射流直接沖墻的概率較小.但從圖6的溫度分布來看，最外側燃燒器的火焰在爐膛中心處偏向兩側墻，火焰雖沒有直接沖墻，但由于距離過近也加劇了水冷壁的過熱.

4.4 水冷壁管壁厚度的影響

與其他幾個電廠600 MW 超臨界機組同樣容量和參數的鍋爐水冷壁相比，該電廠鍋爐選用了較厚的管壁，比其他幾個電廠鍋爐管壁厚1.5～1.8 mm［5］.研究表明［5－6］，采用較厚的管壁時，水冷壁管壁溫度分布偏差較大，容易導致熱應力增大，造成金屬疲勞或橫向裂紋.張志正等［5］對水冷壁管壁厚度在原始厚度基礎上減小1.5mm 后的水冷壁壁面溫度及熱應力場進行了數值模擬，結果表明在滿足強度要求的情況下，適當減小管壁厚度，能有效提高水冷壁壁面溫度分布的均勻性，從而減小水冷壁的熱應力.

4.5 管壁熱應力的影響

當金屬材料的工作溫度或膨脹系數有差別時，各部分的膨脹和收縮會相互約束產生熱應力.當鍋爐在吹灰、啟停、調峰階段以及水冷壁出現結渣、掉渣等現象時，水冷壁的壁面溫度就會發生改變，熱應力也隨之變化.同時水冷壁不同位置的熱負荷不同，局部溫度也不同，同樣會產生熱應力.研究表明［7］，管壁溫度和熱應力的變化規律與熱負荷的變化規律一致.在燃燒器區域高熱負荷區，水冷壁壁面溫度最高，熱應力也最大，容易產生超溫、金屬疲勞、橫向裂紋和拉裂等現象.當應力足夠大時，水冷壁外表面氧化皮便會開裂或脫落.

5 采取的措施及效果

水冷壁氧化起皮區域是由于熱負荷偏高造成過熱氧化而引起的，因此可以采取以下措施來抑制水冷壁的氧化起皮：

（1）對起皮區域的水冷壁管進行了全面的宏觀檢查，對發現鼓皰的管段立即進行更換.對氧化皮較厚的區域進行管壁厚度測量，確保剩余厚度滿足要求.

（2）根據HT－NR3低NOx燃燒器的特點，進行燃燒配風調整，調節各燃燒器的內二次風和外二次風風量分配比例及外二次風旋流強度，盡量使爐內溫度場較均勻，減小了靠近兩側墻燃燒器的出力，避免火焰沖墻.同時，由于燃燒器密封冷卻風量較其他同類型機組大，易導致燃燒延遲，從而使得沿爐膛深度中心線附近的熱負荷高，導致該區域超溫.因此，在保證燃燒器充分冷卻的前提下，盡量減少燃燒器的冷卻風量.

（3）防腐涂層材料能有效地減少水冷壁超溫氧化，在大修期間對起皮區域的水冷壁管進行了防腐涂層材料的噴涂.

（4）低負荷運行時，水冷壁管內質量流速較低，內螺旋管的旋流強度減弱，當管內質量流速低于500kg／（m2·s）時，旋流強度明顯減弱，接近光管，從而使得管內介質冷卻能力迅速下降，此時特別容易在高熱負荷區域出現傳熱惡化現象，使得水冷壁管超溫氧化.如有可能，盡量避免在低負荷區域長時間運行.

采取上述措施后，經過了連續1年時間的運行，在小修期間檢測發現，水冷壁氧化起皮現象得到了明顯抑制，沒有出現大面積氧化掉皮現象.

6 現場冷態試驗

為了解減小靠近兩側墻燃燒器出力后爐內氣流的分布和擴散等情況，對該鍋爐進行了冷態空氣動力場煙花示蹤試驗.煙花工況主要目的是判斷減小靠近兩側墻燃燒器出力時兩側燃燒器射流是否對兩側墻有沖墻現象，煙花安裝在中、下層兩側燃燒器上，每個燃燒器上安裝8支冷態專用煙花，其中一次風噴口4支、二次風噴口4支.分別在中、下層靠近側墻的燃燒器燃放了煙花，觀察并錄像煙花氣流，煙花示蹤燃燒器風門開度及速度測試結果見表3，示蹤結果見圖10.由圖10可以看出，火焰并無明顯沖墻現象.

7 結 論

通過數值模擬對爐內流動、燃燒和傳熱傳質等進行了研究，冷態空氣動力場試驗和現場取樣分析表明，燃燒器區域水冷壁向火側過熱氧化是產生氧化皮的主要原因.采取燃燒調整、減小靠近兩側墻燃燒器的出力、噴涂防腐涂層和定期檢查并更換水冷壁管等措施后，水冷壁氧化起皮現象得到了明顯抑制.

表3 煙花示蹤燃燒器風門開度及速度測試結果Tab.3 Fireworks tracing results of flow velocity under different openings of air damper

圖10 煙花示蹤結果Fig.10 Tracing diagram of the fireworks

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