高硫煤四角切圓鍋爐貼壁風傾角對水冷壁 高溫腐蝕影響研究

范寶田，嚴禎榮，胡玉龍

（1.上海工程技術大學機械與汽車工程學院，上海 201620； 2.內蒙古自治區特種設備檢驗研究院，內蒙古 呼和浩特 010000）

隨著國內對鍋爐燃燒污染物排放控制的要求，基于深度方向的低氮燃燒[1-2]改造技術得到廣泛的應用，特別是大型電站鍋爐。但經低氮燃燒改造后，在鍋爐近壁面處O2體積分數減少，CO體積分數增加，還原性氣氛增強，形成大量腐蝕性氣體H2S，造成水冷壁的高溫腐蝕，并在一定程度上制約了低氮燃燒技術的應用。目前，對鍋爐水冷壁高溫腐蝕通常采取以下2種措施：一種是在鍋爐的水冷壁面增加防腐蝕性材料，但這種方法對于材料的要求較高且不能從根本上解決問題；另一種是采用貼壁風技術，即針對水冷壁的腐蝕部位增加沿著墻面方向的貼壁風量，形成氧化氣氛并減少水冷壁的腐蝕問題。萬中平等[3]分析了四組貼壁風技術對300 MW四角切圓鍋爐高溫腐蝕的影響，在貼壁風逐漸增加的方案中對預防水冷壁高溫腐蝕的效果最好；在此基礎上，杜智華等[4]研究了2層/8只的貼壁風技術方案，結果表明：增加貼壁風技術使上層燃燒器和還原區域的貼壁O2體積分數增加、CO和H2S體積分數減小，從原理上控制了水冷壁的高溫腐蝕問題；Pei Jianjun等[5-6]在一臺600 MW切向燃燒鍋爐中，采用數值模擬方法，研究了貼壁風的速度和切向圓的方向對鍋爐水冷壁高溫腐蝕的影響。結果表明：當貼壁風速為40 m/s且貼壁風噴射方向為逆時針時，爐膛水冷壁煙氣平均溫度降低約600 K，CO體積分數降低約0.03，能較好地解決鍋爐水冷壁高溫腐蝕的問題；文獻[7-10]采用實驗的方法，在一臺300 MW機組鍋爐中，截取了一段腐蝕的水冷壁管，系統地分析了鍋爐腐蝕的原因；Ma Honghe 等[11-12]開發了貼壁風聯合空氣分級燃燒技術，在貼壁風比分別為0.100、0.075、0.050和0.025時，能夠解決鍋爐水冷壁的高溫腐蝕、結渣問題；文獻[13-15]綜述了高硫煙煤中硫組分的反應機理，為控制H2S的形成和防止高溫腐蝕提供理論依據。

綜上所述，許多學者都研究了貼壁風技術對水冷壁高溫腐蝕的影響，證明了貼壁風技術對抑制水冷壁的高溫腐蝕是有效的。然而，貼壁風的傾角是影響水冷壁高溫腐蝕的另一個重要因素，迄今為止對其降低水冷壁腐蝕影響方面的研究較少。本文采用Fluent軟件，對某700 MW機組切圓鍋爐進行數值模擬，分析增加貼壁風量和貼壁風傾角對近壁附近還原性氣氛和燃燒的影響，為通過低氮燃燒改造產生的水冷壁面高溫腐蝕問題提供解決措施。

1 鍋爐概況

某電廠700 MW機組四角切圓鍋爐為日本引進的MB-FRR型亞臨界壓力一次中間再熱強制控制循環汽包爐，采用單爐膛、平衡通風、固態排渣、全鋼架全懸吊結構、Π型布置、正壓直吹式制粉系統。鍋爐高度56.70 m，寬度21.46 m，深度18.61 m，假想切圓直徑為1.50 m。鍋爐燃燒器為日本三菱設計的M-PM燃燒器，具體布置如圖1所示。

圖1 鍋爐燃燒器布置 Fig.1 Arrangement of burners in the boiler

2 物理模型和網格劃分

網格劃分采用六面體結構網格，將鍋爐分成冷灰斗、燃燒器和燃燒器上部區域進行劃分，燃燒器區域網格根據偽擴散系數表達式(1)，煤粉的射流方向與網格線的夾角應盡可能小，降低偽擴散因數的影響，并根據此原理對燃燒器區域適當加密，以準確模擬此區域物理量大梯度特性。偽擴散系數表達式為：

式中：U為氣體絕對速度；θ為射流方向與網格線夾角。

采用網格獨立性檢測，對主燃區的網格進行細化，分別模擬了144萬、262萬和346萬的網格精度，結果見表1。由表1可見，從網格數量262萬到網格數量346萬計算過程中，增大網格對計算的結果影響較小，考慮到計算成本，選取262萬的網格精度。圖2為鍋爐爐膛三維網格和燃燒器區域橫截面網格示意。

圖2 三維網格和橫截面網格 Fig.2 The 3D mesh and cross section mesh

表1 網格無關性檢驗結果 Tab.1 Grid independence test result

3 數學模型與計算工況

3.1 數學模型

采用P1法計算輻射傳熱；采用帶旋流修正的Realizablek-ε模型計算氣相湍流流動；燃燒模型采用非預混燃燒中的概率密度PDF函數；采用雙方程平行反應模型計算煤的熱解；焦炭燃燒采用動力擴散模型；煤粉顆粒流動采用隨機軌道模型。采用后處理的方法計算NOx的生成，主要考慮燃料型和溫度型。計算迭代時，先進行冷態計算獲得一定收斂程度的流場，然后再進行熱態計算，直至收斂。離散方程的壓力速度耦合采用SIMPLE法求解，求解方程采用二階迎風格式離散和低松弛因子，計算的收斂標準為能量方程和輻射傳熱殘差小于10-6，其余各項計算殘差小于10-3。

3.2 計算工況

該電廠改造工程中燃用煤含硫量比較高，燃燒過程中易引起鍋爐水冷壁面的高溫腐蝕，在進行低氮燃燒改造時需要兼顧由于高溫腐蝕帶來的不利影響。鍋爐燃用煤的元素分析和工業分析見表2。煤粉顆粒粒徑服從Rosin-Rammler分布，平均粒徑為65 μm，分布指數為1.5。

表2 煤的元素分析和工業分析 Tab.2 The ultimate and proximate analysis of coal

該電廠對鍋爐進行低氮燃燒改造后，在冷灰斗區域、主燃區域和還原區域近壁處出現了高溫腐蝕現象，為此結合鍋爐燃燒設備設計特點和水冷壁實際腐蝕情況，對該區域進行改造。提出在主燃區域和燃盡區之間增加3層貼壁風布置，貼壁風布置于上層燃盡風和下層分離燃盡風四等分處，采用矩形噴口，水平距水冷壁側墻0.5 m左右，貼壁風沿著與水冷壁壁面平行方式送入爐膛，并規定貼壁風的射流方向與水平方向的夾角為貼壁風的傾角（圖3）。風源來自鍋爐一次風系統。

圖3 貼壁風入射角度示意 Fig.3 Schematic diagram of near-wall air angle

一次風、二次風、燃盡風和貼壁風采用質量入口邊界條件，根據鍋爐實際運行和設計參數給定入口質量流量和溫度；出口采用壓力出口，壓力設為-20 Pa；壁面采用標準壁面方程，無滑移邊界條件，給定壁面溫度和輻射率。本文主要研究未增加貼壁風量、增加3層/12只貼壁風量（初始傾角為0°）、貼壁風傾角分別為30°、45°、60°和75°的計算工況下對爐膛壁面水冷壁區域腐蝕的影響，6個工況分別為工況0、工況1、工況2、工況3、工況4和工況5，其中工況0為初始工況，沒有增加貼壁風量，與工況1相比，工況2—工況5僅改變了最下層貼壁風的傾角。鍋爐的總煤粉量、風溫以及入口質量流量具體參數見表3。

表3 計算條件 Tab.3 Calculation conditions

4 模擬結果與分析

4.1 模擬結果與試驗結果驗證

為了驗證模擬結果準確性，對改造前工況部分參數進行現場燃燒試驗測量。在觀火側通過抽氣式熱電偶測量距離前墻水冷壁1.0 m，距離右墻3.0 m的8個不同標高的煙氣溫度，并與圖4、圖5的數值計算結果分布云圖和數值分析圖進行對比，可以看出數值計算結果與測量結果誤差在4%以內。

圖4 鍋爐爐膛溫度云圖 Fig.4 Cloud map of temperature in the furnace

圖5 鍋爐爐膛溫度模擬值與測量值數值分析 Fig.5 Numerical analysis of simulated and measured temperature of boiler furnace

煙氣成分采用Rosemount NGA 2000-MLT5進行測量，重點測量爐膛出口的O2、CO和NOx含量，測量結果與模擬預測結果見表4。

表4 鍋爐爐膛各組分模擬值和測量值對比 Tab.4 The simulated and measured values of components in the boiler furnace

由表4可見，煙氣O2體積分數、CO體積分數、NOx質量濃度、飛灰含碳量計算誤差分別為12.5%、10.6%、11.1%、8.8%，均小于15%的計算誤差。可見，所采用的數學模型能較為準確地模擬爐內燃燒、流動、傳熱和污染物生成過程。

4.2 速度場分析

圖6為工況0和工況1的B層、F層和爐膛中心截面（Y=10.37 m）速度分布云圖。

圖6 工況0和工況1速度分布云圖 Fig.6 Cloud map of velocity in Case 0 and Case 1

由圖6可以看出：增加貼壁風技術，一次風煤粉能夠穩定從噴口射入爐膛中心，并形成切圓，沒有發生直接沖刷側墻水冷壁現象；爐內空氣動力場分布基本對稱，并且工況1的燃盡區及其上部的流速大于工況0，這是由于貼壁風率的增加，相應主燃區風率降低所致；此外，爐膛近壁區域煙氣的流量減少，相應的腐蝕介質減少，有利于改善水冷壁的腐蝕問題。

4.3 貼壁氧量

圖7為工況0—工況5的貼壁O2體積分數分布云圖。由圖7可以看出，增加貼壁風量，使還原性區域貼壁O2體積分數增加，優化最下層貼壁風傾角，使主燃燒區和冷灰斗區域貼壁的O2體積分數同時增加，這樣不僅能改善還原性區域水冷壁腐蝕現象，而且還能減少主燃燒區和冷灰斗區的高溫腐蝕。

圖7 工況0—工況5貼壁O2體積分數分布云圖 Fig.7 Cloud map of near-wall oxygen volume fraction in Case 0～5

圖8和圖9分別為工況0—工況1和工況2—工況5的貼壁O2體積分數分布曲線。由圖8和 圖9可以看出：增加貼壁風量使還原性區域O2體積分數增加了約6%；優化最下層貼壁風傾角沒有減少還原性區域O2體積分數，主燃燒區和冷灰斗區O2體積分數有所增加，并且貼壁風傾角為60°時，冷灰斗區域的O2體積分數增加最明顯，這對于改善冷灰斗區域的腐蝕是有利的。

圖8 工況0—工況1貼壁O2體積分數分布 Fig.8 Distribution of near-wall O2 volume fraction in Case 0～1

圖9 工況2—工況5貼壁O2體積分數分布 Fig.9 Distribution of near-wall O2 volume fraction in Case 2～5

4.4 貼壁CO體積分數

圖10為工況0—工況5貼壁CO分布云圖。

圖10 工況0—工況5貼壁CO體積分數分布云圖 Fig.10 Cloud map of near-wall CO volume fraction in Case 0～5

由圖10可以看出：在工況0下，由于采用低氮燃燒技術，使冷灰斗區域、主燃燒區域和還原性區域CO體積分數增加，增強了還原性氣氛；在工況1下，增加了貼壁風量，降低了還原性區域近壁CO體積分數，這是因為還原性區域O2體積分數的增加，使得CO被氧化而減少；在工況1的基礎上優化貼壁風的角度，進一步氧化主燃區域和冷灰斗區域的CO，這樣在工況4（貼壁風傾角為60°）時冷灰斗區域CO體積分數最低。

圖11和圖12分別為工況0—工況1和工況2—工況5的貼壁CO體積分數分布曲線。由圖11和 圖12可以看出，增加貼壁風量減少了還原性區域大約5%的CO體積分數，貼壁風傾角為60°時的貼壁CO體積分數，大約為0.15%。

圖11 工況0—工況1貼壁CO體積分數分布 Fig.11 Distribution of near-wall CO volume fraction in Case 0～1

圖12 工況2—工況5貼壁CO體積分數分布 Fig.12 Distribution of near-wall CO in Case 2～5

4.5 貼壁H2S體積分數

圖13為工況0—工況5貼壁H2S分布云圖。由圖13可以看出：在工況0下，冷灰斗區域、主燃區域和還原區域貼壁H2S體積分數較高，特別是冷灰斗區域最高；增加貼壁風量之后，還原性區域H2S體積分數有所減少，但主燃區域和冷灰斗區域并未發生明顯變化。這是因為貼壁風是沿著墻面直噴入爐膛，隨著燃燒產物煙氣流出爐膛，并未擴散到主燃區域和冷灰斗區域；優化貼壁風角度后，對還原性區域貼壁H2S分布沒有影響，冷灰斗區域和主燃區域H2S分布明顯減少，同時貼壁風傾角為60°時，改善更加明顯。

圖13 工況0～工況5貼壁H2S體積分數分布云圖 Fig.13 Cloud map of near-wall H2S volume fraction in Case 0～5

圖14和圖15分別為工況0—工況1和工況2—工況5的貼壁H2S體積分數分布。

圖14 工況0—工況1貼壁H2S體積分數分布 Fig.14 Distribution of near-wall H2S volume fraction in Case 0～1

圖15 工況2—工況5貼壁H2S體積分數分布 Fig.15 Distribution of near-wall H2S volume fraction in Case 2～5

由圖14和圖15可以看出：增加貼壁風量之后，H2S的體積分數在冷灰斗區域幾乎沒有變化，主燃區有小幅度減小，還原性區域減少最多，從142×10-5降低至4.04×10-5；優化貼壁風角度后，冷灰斗區域和主燃區域的H2S體積分數大幅降低，在貼壁風傾角為60°時達到最低，分別為26×10-5和8×10-5。這是因為改變貼壁風傾角，貼壁風在煙氣的帶動下可以向兩邊擴散，向下擴散到主燃區和冷灰斗區域，向上擴散到還原性區域，當貼壁風傾角為60°時擴散的效果最好。

4.6 貼壁煙溫

圖16為工況0—工況5貼壁煙溫分布云圖。

圖16 工況0—工況5貼壁煙氣溫度分布云圖 Fig.16 Cloud map of near-wall flue gas temperature in Case 0～5

由圖16可以看出，增加貼壁風量，還原性區域、冷灰斗區域和主燃區域貼壁煙溫均有所降低，還原性區域降低最多。這是由于貼壁風的溫度低于爐膛燃燒煙氣的溫度所致，并且還原性區域貼壁風量最多。

圖17和圖18分別為工況0—工況1和工況2—工況5貼壁煙氣溫度分布。由圖17和圖18可以看出：改造后還原性區域溫度降低約283 K，冷灰斗區域和主燃區域的溫度幾乎不變；優化貼壁風的角度后，主燃區域和冷灰斗區域貼壁溫度降低約 95 K。貼壁煙氣溫度的降低，有利于防止水冷管壁超溫，可有效預防發生水冷壁面高溫腐蝕。

圖17 工況0—工況1貼壁煙氣溫度分布 Fig.17 Distribution of near-wall flue gas temperature in Case 0～1

圖18 工況2—工況5貼壁煙氣溫度分布 Fig.18 Distribution of near-wall flue gas temperature in Case 2～5

5 結 論

1）貼壁風技術關鍵在于合適的貼壁噴入位置和貼壁風量以及貼壁風角度。

2）在主燃燒區與分離燃盡區之間增加3層/ 12只貼壁風量，風粉的射流剛性較好，爐內流場分布較為合理；增加貼壁風量，能降低近壁處的煙溫，防止水冷管壁超溫，同時貼壁煙氣的流量減少，相應的腐蝕介質減少，有益于改善水冷壁的腐蝕問題。

3）當最下層貼壁風傾角為60°時，能同時增加主燃區域、還原區域和冷灰斗區域貼壁的O2體積分數，提高此區域的氧化特性，降低壁面CO和H2S體積分數，明顯改善由于低氮燃燒改造造成的水冷壁高溫腐蝕問題。最下層貼壁風傾角從60°增加到75°時，由于貼壁風在煙氣的帶動下向兩邊擴散，向下擴散到主燃區和冷灰斗區，向上擴散到還原區，不利于改善水冷壁高溫腐蝕問題。

4）低氮燃燒改造協同貼壁風技術是解決燃燒高硫煤四角切圓鍋爐水冷壁高溫腐蝕的有效方法。