旋流對沖鍋爐側墻貼壁風結構優化及布置數值模擬

朱宣而，黃亞繼，岳峻峰，陳 波，張恩先，鄒 磊，李海洋，劉鑫雅，朱志成

(1.東南大學 能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室，江蘇 南京 210096；2. 方天電力技術有限公司，江蘇 南京 211102)

0 引 言

分級配風是目前電廠控制NOx排放最主要手段之一[1]，但在NOx排放得到有效控制的同時，由于主燃區處于強還原性氣氛，煤粉中大量存在的黃鐵礦會燃燒生成H2S，對水冷壁管材具有極強的腐蝕性[2-5]，目前工程上多采用加裝貼壁風。貼壁風是將一定量的二次風從近水冷壁管壁處噴入爐膛，從而破壞近壁面處的還原性氣氛。該方法不僅能從根本上破壞高溫腐蝕發生的條件，還具有設備簡單、改造成本低特點，近年來受到廣泛關注[6-8]。

貼壁風根據其噴入爐膛位置的不同可分為前后墻貼壁風、側墻貼壁風以及二者組合的組合式貼壁風。孟凡冉等[9]通過數值模擬技術對某600 MW鍋爐進行前后墻貼壁風高溫腐蝕研究，發現在3.6%貼壁風率下，能使大部分側墻CO濃度降至較低水平，但仍有部分區域CO濃度較高。Yang等[10]針對一臺300 MW旋流對沖鍋爐，研究了不同貼壁風風率下，前后墻貼壁風系統的防腐效果及其對爐內燃燒的影響，認為最合適的貼壁風率約為6%。在此風率下，側墻腐蝕面積能從151.91 m2降至85.03 m2。楊希剛等[11]采用數值模擬方法分析了組合式貼壁風取風方式、風率和噴口風速等運行參數對一臺600 MW超臨界旋流對沖爐水冷壁近壁區氧體積分數、爐膛出口煙氣中NOx質量濃度和未燃盡碳質量分數的影響，結果顯示從燃盡風中取4%的風量作為貼壁風能夠滿足機組運行的安全性和環保性要求。Hu等[12]針對一臺1 000 MW旋流對沖爐，對比了貼壁風位置對該鍋爐高溫腐蝕的影響。結果表明：對于前后墻貼壁風系統，1%的風率可使側墻H2S濃度降低至0.01%以下，而對于側墻貼壁風系統僅需0.5%的風率即可達到同樣的效果。

目前針對前后墻貼壁風和組合式貼壁風的防腐特性研究較多，但鮮見單獨針對側墻貼壁風的研究。且對于貼壁風的研究，數據處理分析階段大多將O2濃度作為是否發生還原性高溫腐蝕的標準，然而實際貼壁風運行中，高O2濃度區與高CO濃度區之間還存在O2及CO低濃度區域，該區域發生高溫腐蝕的概率較小，采用O2濃度作為定量判斷高溫腐蝕的標準存在一定誤差。同時因其具有更明顯的梯度變化(從噴口處約21%下降至0)，O2濃度相比CO更適合作為定性分析的依據。因此，本文以一臺650 MW超臨界旋流對沖爐為研究對象，將O2濃度定性分析與 CO濃度定量判斷相結合，對側墻貼壁風的噴口型式、噴口高度等因素進行探討，并選取其中的最優組合設計了一套貼壁風布置方案，以期對旋流對沖爐側墻水冷壁高溫腐蝕研究提供參考。

1 鍋爐概況

本文研究對象為一臺650 MW超臨界壓力、一次中間再熱、單爐膛平衡通風、固態排渣變壓本生直流爐，鍋爐燃煤煤質分析見表1。鍋爐爐膛斷面尺寸為22 187.3 mm×15 632.3 mm，前后墻分別布置有3層，每層5只Airejet低NOx軸向旋流燃燒器。OFA燃盡風噴嘴布置在燃燒器上方，每面墻各5只，前后墻共10只。鍋爐結構如圖1所示。

表1 煤質分析

圖1 鍋爐結構示意Fig.1 Schematic diagram of the boiler

2 數學模型及計算方法

2.1 網格劃分

本文選取爐膛底部冷灰斗至爐膛上部水平煙道入口之間的區域作為計算域。為防止爐膛出口回流對計算產生干擾，在爐膛出口處增加一錐形縮口。采用分塊網格劃分方法，將整個爐膛劃分成了冷灰斗區、主燃區、貼壁風區以及主燃區上部等4個區域，每個區域均為六面體網格，相鄰區域之間通過interface交界面進行數據通信，并對主燃區和貼壁風區域進行單獨加密[13]。最終經過網格獨立性檢驗，網格數目定為300萬左右。爐膛整體網格如2所示。

圖2 爐膛整體網格 Fig.2 Overall and local grid of the boiler

2.2 數學模型及邊界條件

湍流模型選取帶有旋流修正的Realizablek-epsilon雙方程模型；氣相湍流燃燒采用混合分數-概率密度函數(PDF)模擬；煤粉顆粒的輸入采用離散相模型(DPM)；煤粉運動軌跡采用拉格朗日隨機軌道模型；揮發分析出采用雙平行競爭反應模型模擬；焦炭燃燒過程采用動力-擴散模型進行描述；輻射換熱過程采用P1模型進行計算[14]。

燃燒器及燃盡風入口邊界均設置為質量入口，各入口流量及溫度見表2。煤粉顆粒從一次風入口射入爐膛，質量流量為71.30 kg/s。爐膛壁面采用無滑移無厚度的定溫壁面。爐膛出口設置為壓力出口，負壓值為-100 Pa。

表2 入口邊界工況

2.3 效果評價指標

高溫腐蝕現場測試中，通常選取近壁處CO和O2含量作為測試指標。已有研究[15]指出，當水冷壁附近CO濃度低于3%時，屬于弱還原性氣氛，發生高溫腐蝕的概率較小。因此，本文采用高溫腐蝕面積比ε來定量評價貼壁風噴口減緩高溫腐蝕的效果，具體為

(1)

式中，下標P0為距離側墻壁面30 mm，高度自下層燃燒器標高以下3 m(標高18.179 m)至燃盡風標高以上3 m(標高37.713 m)的平面；Sp0為P0面的面積；Sc為Sp0范圍內CO濃度高于3%的區間面積。

在后處理得到各工況下ε的過程中，首先在Tecplot中分別用2種色階表征P0面上CO濃度大于/小于3%的區域，再通過圖形編輯軟件Photoshop可分別得到各色階區域所包含的像素點數目以及云圖像素點數目總和，從而計算得出各工況下的ε。

3 模擬結果與分析

3.1 網格劃分

鍋爐原始工況下，P0截面CO及O2組分云圖如圖3所示?？芍狿0截面大部分區域的CO濃度均在3%以上，屬于強還原性氣氛，局部濃度甚至超過了8%，而O2則僅在側墻靠近前后墻區域有少量分布，大部分區域O2含量基本為0。水冷壁管在這種強還原性氣氛下極易發生高溫腐蝕。而該電廠停爐檢測期間發現，此鍋爐實際的高溫腐蝕現象主要發生在下層燃燒器與燃盡風高度之間的側墻中部，即模擬所得的近壁區域還原性氣氛分布基本與實際腐蝕發生的區域吻合，說明本文采用的數學物理模型可行。此外，原始工況下爐膛出口的實測溫度為1 310 K，實測氧量為2.50%，而兩者模擬結果分別為1 208 K和2.73%，兩者相對誤差均不超過10%，進一步證明了本文模擬的準確性。

圖3 P0截面截面CO及O2組分云圖Fig.3 CO and O2 concentration cloud diagram of P0 section

3.2 噴口型式防腐特性

本文選取了目前已有報道的3種噴口，即截面為圓形的槽狀噴口以及截面為方形的方形豎槽和方形橫槽噴口進行了對比研究。在型式對比階段每側墻僅安裝一個貼壁風噴口，安裝位置位于中層燃燒器高度的側墻中心，噴口下沿均距離壁面40 mm，研究過程中保持各噴口高度、速度及二次風量一致。各噴口型式示意如圖4所示，具體數據及工況見表3。

圖4 各噴口型式示意Fig.4 Schematic diagram of each nozzle

表3 3種噴口尺寸及工況

各噴口型式下P0截面O2組分云圖和速度矢量圖分別如圖5、6所示。由圖5可知，不同型式噴口的防腐特性具有顯著差異。圓形槽狀噴口形成的O2氣膜基本呈圓形分布，且氣膜下方濃度梯度較大，上方和兩側濃度梯度較小。結合圖6(a)可知原因為：速度方向在-45°～-135°的射流由于豎直方向速度較大，水平方向速度較小，碰撞較劇烈，在高速碰撞后還未來得及充分混合即改變方向沿爐內及兩側流動。且豎直方向速度分量越大，碰撞后沿兩側流動的速度越小。得益于噴口下部氣流對爐內上升主流的強阻礙作用，噴口上部O2氣膜相對更難被主流稀釋，因此濃度梯度較小。此工況下高溫腐蝕面積比ε可降低4.23%。方形豎槽噴口形成的O2氣膜基本呈橫長條狀分布，濃度梯度沿水平方向迅速下降。結合圖6(b)可知，由于這種噴口的出口射流速度與爐膛主流方向垂直，噴口下方氣流對爐膛主流的阻礙作用較弱，難以對噴口上方氣流形成保護。自噴口噴出后，氣流剛度受主流沖刷而迅速下降，下降到一定程度后即沿主流向爐膛上方流動。此工況下高溫腐蝕面積比ε可降低2.42%。方形橫槽噴口形成的O2氣膜基本呈豎長條狀分布，濃度梯度沿豎直方向下降較慢。結合圖6(c)可知，這種噴口的速度方向完全與爐膛主流相同，相對速度更小導致混合速度較慢，混合時間較長，因此濃度梯度相對較小。且盡管這種噴口下部沒有與主流相反的氣流對上部氣流形成保護，但伸入爐膛的噴口壁面本身也可在一定程度上對爐膛主流形成阻礙。兩方面原因共同作用下，此工況下高溫腐蝕面積比ε降幅可達5.70%。

圖5 各噴口型式P0截面O2組分云圖Fig.5 O2 concentration cloud diagram of P0 section of each nozzle

圖6 各噴口型式P0截面速度矢量圖Fig.6 Velocity vector of P0 section of each nozzle

進一步考慮工程應用，方形橫槽噴口若要保證O2氣膜在一定區域內對水冷壁完全覆蓋，需要在水平方向上有足夠的長度，這也將導致水冷壁管讓管難度極大，因此工程上較難實現。綜合考慮各噴口型式的防腐效果和實際布置難度，本文建議選取圓形槽狀噴口作為側墻貼壁風改造的基準噴口型式。

3.3 噴口高度防腐特性

為研究不同高度噴口的防腐特性，本文選取圓形槽狀噴口作為基本噴口型式。在高度對比階段每側墻僅安裝一個貼壁風噴口，安裝位置位于中層燃燒器高度的側墻中心，噴口下沿均距離壁面40 mm，研究過程中保持各噴口二次風量不變，工況見表4。

表4 各噴口尺寸及工況

各噴口高度下P0截面O2組分云圖如圖7所示。可知在噴口型式相同的情況下，各工況O2氣膜分布類似。為進一步分析各噴口高度防腐特性，在P0截面上取線l。l為水平直線，高度與各噴口中心等高，起止水平坐標分別為x0=0、x1=3 m。線l上O2濃度分布如圖8所示?？芍捎趪娍诟叨群退俣炔煌?，O2氣膜濃度衰減的速度存在顯著差異。在噴口射流上游(圖8虛線左側)，h=30 mm噴口O2濃度衰減速度顯著大于其他高度的噴口，其次為h=40、50 mm噴口的O2濃度衰減速度則略大于h=60 mm噴口。而在噴口射流下游(圖8虛線右側)，O2氣膜濃度衰減速度則基本相反。這是由于在噴口射流上游，氣流速度較大，此時噴口氣流與爐膛主流的相對速度對O2濃度的衰減起主導作用，因此噴口速度最大的h=30 mm噴口O2濃度衰減最快；而在噴口射流下游，氣流速度相對較小，此時爐膛主流的強度和對噴口氣流的沖刷面積對O2濃度的衰減起主導作用，因此相對遠離壁面且氣流厚度更厚的h=60 mm噴口O2濃度衰減最快。此規律與許濤[16]研究結果不同，這是因為文獻[16]雖然同樣改變了噴口速度，但并未控制各工況風量一致，而是保持噴口高度一致，因此只有噴口氣流與爐膛主流的相對速度對O2濃度的衰減起主導作用，并未出現本文中上下游射流衰減速度相反的規律。

圖7 各高度噴口P0截面O2組分云圖Fig.7 O2 concentration cloud diagram of P0 section for each nozzle

圖8 沿l線O2濃度分布Fig.8 O2 concentration through line l

總體而言，在安裝位置、噴口型式、噴口風量均保持一致的前提下，噴口高度越小其防腐效果越好。h=30、40、50、60 mm四種工況下高溫腐蝕面積比ε分別可降低5.62%、4.23%、3.87%、3.20%。其中h=30 mm噴口降幅遠大于其他工況。但在實際工程應用中，噴口高度過小會造成射流阻力增大，且考慮到貼壁風噴口氣流速度過大可能會造成氣流刷墻，加速水冷壁的磨損，因此本文建議在實際工程應用中，應選取h=40 mm噴口為宜。

3.4 組合方案防腐效果

本文根據優選的噴口型式及高度設計了一套噴口組合方案。方案中每側墻布置8個噴口，其中噴口1、2、4、5、7、8位于燃燒器層間中心，噴口3、6位于燃燒器高度，噴口下沿均距離壁面40 mm。噴口具體位置如圖9所示，組合方案工況見表5。

圖9 組合方案布置Fig.9 Combination scheme layout

表5 組合方案工況

組合方案布置前后P0截面O2及CO組分對比如圖10所示。可知組合方案布置后，P0截面氧濃度大幅增加，噴口與噴口之間基本可以形成交叉覆蓋的O2氣膜。在P0截面上部和中部，盡管仍有部分區域O2濃度較低，但這些區域同時也是低CO區，發生高溫腐蝕的概率較小。而在P0截面的兩側和下部，仍存在部分高CO區，其中下部部分區域CO濃度達到7.7%，甚至高于該位置布置組合方案前的濃度。這種現象與文獻[12]類似，這是因為爐膛主流與噴口氣流在噴口區域附近碰撞形成鋒面，而爐膛主流中攜帶的CO由于無法越過鋒面，在鋒面下方積聚形成高CO區?？傮w來看，組合方案防腐效果較好，P0截面區域CO濃度高于3%的面積可由原先的56.43%降低至12.88%，降幅達77.18%。在電廠運行過程中，可根據停爐檢測的實際腐蝕情況，選擇增大相關區域的貼壁風閥門開度，或在對應位置進一步增加貼壁風噴口。

圖10 組合方案布置前后P0截面O2及CO組分對比Fig.10 Concentration of O2 and CO components in P0 sectionbefore and after combined scheme arrangement

3.5 組合方案對燃燒及污染物排放的影響

主燃區底部至折焰角高度范圍內，組合方案布置前后爐膛高度方向平均溫度分布如圖11所示?？芍脊r與貼壁風工況下爐內溫度沿爐膛高度方向的分布特性基本一致，即主燃區溫度相對較高，溫度極大值出現在各層燃燒器中間位置。在y4高度，即燃盡風加入爐膛后，爐膛溫度有所降低，后又隨爐膛高度的升高繼續升高。在折焰角高度處，2種工況下溫度均出現了短暫的上升，這可能是因為在爐內煙氣上升到折焰角之前，未燃盡碳與煙氣中所含氧氣并未混合均勻，而折焰角處爐膛截面積減小，使得未燃盡碳能夠在此處與氧氣進一步混合反應放出熱量。

圖11 組合方案布置前后爐膛高度方向平均溫度分布Fig.11 Average temperature distribution along the boiler heightdirection before and after combined scheme arrangement

組合方案布置前后爐內平均溫度的差別主要出現在各層燃燒器高度之間，這是因為在這些區域的側墻壁面附近補入了大量貼壁風。貼壁風的溫度遠低于主燃區煙氣溫度，且由于噴入爐膛的位置位于壁面附近，這部分貼壁風并未完全參與爐內燃燒，因此在布置組合方案后這些區域的平均溫度相比布置前略有下降。但總體來看，組合方案的布置對爐內溫度影響很小。

主燃區底部至折焰角高度范圍內，組合方案布置前后爐膛高度方向NOx平均質量濃度(轉換至6%氧量)如圖12所示?？芍M合方案布置前后爐內NOx沿爐膛高度方向分布規律基本一致。在主燃區，NOx濃度的極小值出現在各層燃燒器高度處，極大值出現在燃燒器高度之間位置。這是因為旋流燃燒器能夠在噴口附近形成穩定的回流區，大量煤粉和氧氣在燃燒器噴口附近的回流區劇烈反應，因而此處還原性氣氛最強，能夠有效還原該區域生成的NOx。而燃燒器高度之間位置O2濃度相對較高，還原性氣氛相對較弱，因而這些區域生成的NOx被還原的部分較少，可以大量積聚。此規律也與文獻[17]吻合。

圖12 組合方案布置前后爐膛高度方向NOx平均質量濃度Fig.12 Average mass concentration of NOx along the boiler heightdirection before and after combined scheme arrangement

另外，由圖12也可知，組合方案布置后爐內NOx平均質量濃度有所增加，這是因為組合方案的風源取自燃盡風，將少量燃盡風以貼壁風的方式在主燃區送入爐膛也會在一定程度上削弱分級配風的效果。但總體而言，組合方案對爐內NOx分布影響不大，相比原始工況爐膛出口NOx質量濃度增幅僅為15.53 mg/m3，尚屬可接受范圍。

4 結 論

1)在安裝位置、噴口高度、噴口速度及風量均保持一致的條件下，圓形槽狀噴口、方形豎槽噴口、方形橫槽噴口對高溫腐蝕面積比ε的降幅分別為4.23%、2.42%、5.70%。其中圓形槽狀噴口得益于噴口下部氣流對爐內上升主流的強阻礙作用，噴口上部O2氣膜相對更難被主流稀釋因而具有更好的防腐效果，且其O2氣膜的分布特性也更適合工程改造時水冷壁讓管，因此實際工程應用中，建議選取圓形槽狀噴口作為側墻貼壁風改造的基準噴口型式。

2)在安裝位置、噴口型式、噴口風量均保持一致的前提下，噴口高度越小其防腐效果越好，h=30、40、50、60 mm四種噴口對高溫腐蝕面積比ε的降幅分別為5.62%、4.23%、3.87%、3.20%。實際工程應用中，為保持較好防腐效果的同時，避免阻力損失過大以及氣流速度過大造成的水冷壁管壁磨損，建議選取h=40 mm噴口為宜。

3)選取噴口型式為圓形槽狀噴口，高度h=40 mm噴口設計的貼壁風組合方案可在側墻中心區域形成互相交叉覆蓋的O2氣膜，能夠有效破壞近壁面處還原性氣氛，使P0截面區域CO濃度高于3%的面積由56.43%降低至12.88%，降幅達77.18%。

4)貼壁風組合方案的風源取自燃盡風，一定程度上削弱了爐膛分級配風的效果，使爐膛出口NOx質量濃度小幅提升(15.53 mg/m3)。但總體而言對爐內溫度場以及燃燒產物的分布影響不大。