多孔壁風對煤粉燃燒特性及高溫腐蝕的影響分析*

魏佳佳,曾娜,陳雷宇,韓佳園

(安徽電氣工程職業技術學院動力工程系，安徽 合肥 230000)

引言

由于煤炭中含有黃鐵礦成分，在煤炭燃燒時，含黃鐵礦的煤粉與煤灰顆粒在鍋爐內共同對水冷壁造成一定的沖擊，使其保護膜遭到破壞，煤粉與煤灰黏在水冷壁上，當鍋爐內的煤粉燃燒時，黃鐵礦因受熱而分解，水冷壁附近為還原氣氛，且水冷壁達到一定溫度時，黃鐵礦所含的鐵與硫原子會發生反應，生成硫化亞鐵，進而逐漸氧化.由于反應生成的四氧化三鐵易脫落，導致水冷壁不斷被腐蝕[1-4].

為了避免水冷壁的高溫腐蝕問題，需要分析高溫腐蝕的影響因素并采取相應的防護措施.近年來，為解決高溫腐蝕問題，開發了附壁空氣抗高溫腐蝕技術.通過增設多孔壁，將潔凈空氣引入鍋爐還原區，使潔凈空氣從多孔壁和水冷壁垂直吹向鍋爐爐膛，并在水冷壁表面形成一層空氣膜，使其與還原性氣氛分離，稱為“多孔壁風”[5-8].煤粉的燃燒過程十分復雜，不僅與鍋爐燃燒器的結構有關，還受空氣氣流的影響[9-12].此外，不同種類煤粉性質也會對煤粉燃燒產生一定的影響.

受以上各種因素影響，如果煤粉燃燒不完全，燃燒效率會降低，煤粉燃盡率也會降低[13].對此，探討多孔壁風對高溫腐蝕和煤粉燃燒特性的影響，并對影響作進一步分析，對于提高煤粉燃盡率，預防高溫腐蝕現象的發生具有一定的意義.

1 實驗準備

針對多孔壁風對煤粉燃燒特性及高溫腐蝕的影響開展實驗.首先，選擇實驗煤種和實驗條件；其次，對多孔壁風對煤粉燃燒特性的影響進行實驗并做出分析；最后，對多孔壁風對高溫腐蝕的影響開展實驗并做出分析，具體內容如下.

1.1 布設采樣點

首先，在電廠鍋爐內布置測點[14].以鍋爐燃燒器出口中心點作為坐標系的原點建立坐標系.選取截面的某處為測量區域，在測量區域停留一定時間，使煤粉在測量區域充分反應.在燃燒器附近區域的多個截面位置，不同徑向位置和軸向位置的鍋爐爐膛中心點的煤粉產生的煙氣組分和煙氣溫度開展測量工作，并對產生的煤粉固體顆粒作采樣分析.

1.2 獲取數據

對電廠鍋爐爐膛內的不同位置的煤炭煙氣采集樣品，并對煤炭煙氣組分進行分析，在煤焦顆粒采樣后，對煤焦顆粒的組分作出分析，并測量鍋爐爐膛內的煙氣溫度[15].具體測量過程如下：利用水冷槍，從測量孔處深入鍋爐爐膛內部取樣，爐膛內的煙氣在真空泵的作用下經鍋爐爐膛傳進水冷槍，在水冷槍的冷卻作用下，再傳入集灰器進行過濾.將收集到的煤焦顆粒放入密閉箱中保存，留取作后續元素分析.煤粉燃燒產生的煙氣在經過集灰器后，被引入濾膜除灰裝置，從而進一步去除煙氣中的固體顆粒，減少煙氣對測量儀的損害.經過除灰后的煙氣被引入硅膠干燥器去除其中所含的水分，得到干燥的煙氣.經過上述過程后，對煙氣的成分在線測量.將煤焦顆粒置于恒溫箱中干燥后，利用元素分析儀作元素分析.計算煤焦燃盡率的公式如式(1)所示：

ω=[1-(ψk/ψy)]/(1-ψy)

(1)

式(1)中，ω代表煤焦燃盡率，ψk代表原煤的灰分質量分數，ψy代表測量樣品的灰分質量分數.碳元素和氮元素的釋放率的計算式(1)如下：

α=1-[(ψiy/ψik)(ψβk/ψβy)]

(2)

式(2)中，α代表碳、氮元素的釋放率，ψi代表質量分數，ψβ代表灰分質量分數，k代表原煤，y代表樣品.利用公式(1)～公式(2)，對實驗中的煤粉燃燒相關數據作相應的計算.

2 設置實驗條件

選擇某煤種為實驗材料，其粒徑的平均值為30微米，其性質及參數如表1所示.

表1 實驗煤種性質及參數

利用如表1所示煤種開展實驗.所用煤粉燃燒爐的結構主要有多孔壁、加熱筒、燃燒器、燃盡風噴口.其中，燃燒器的結構為同心筒，內筒為一次風入口，其內徑為10 mm，環的間隙為二次風入口，內徑為4 mm.分別在空氣分級耦合多孔壁風、不耦合多孔壁風兩種工況下，選取多孔壁風系數，為0.05和0，選取均勻配風、正三角形配風和倒三角形配風方式作為多孔壁風配風方式，基本反應條件如表2所示.

表2 反應條件

按照表1所示，在上述反應條件下開展實驗.將噴口布置在燃燒器的預燃室周圍，噴口間距離均勻且一致.

多孔壁風均會對空氣動力場和溫度場產生作用[16].具體作用過程如下：

1)多孔壁風作用于空氣動力場，但不會明顯改變電廠鍋爐燃燒器的動力場分布情況.當一次風和二次風從燃燒器噴出，形成方向向下并沿徑向擴散的氣流.與此同時，中心線位置形成強烈回流，卷吸周圍煙氣，并不斷沖刷水冷壁面.在不耦合多孔壁風的情況下，在水冷壁面附近的回流量增加，可以直接沖刷水冷壁面，在空氣耦合多孔壁風的情況下，多孔壁風在水冷壁面形成新鮮的氣流，因回流作用，新鮮的氣流也隨水冷壁面向上運動，同時將回流擠壓，使回流無法直接沖刷水冷壁面.在電廠鍋爐的還原氣氛區域，主煙氣流繼續向下運動，并逐漸擴散，有向下沖刷水冷壁面的趨勢.在不耦合多孔壁風的情況下，水冷壁面被直接沖刷；在空氣耦合情況下，擴散的主煙氣流也有沖刷水冷壁面的趨勢，但在多孔壁風的作用下，水冷壁面附近有新鮮氣流產生，使煙氣沖刷水冷壁面受到限制，保護水冷壁面不被沖刷.

綜上，多孔壁風通過形成新鮮氣流，使回流和主煙氣流受到擠壓，從而使主燃區和還原氣氛區域的水冷壁面不被沖刷.

2)多孔壁風作用于溫度場.煤粉氣流噴射后立即點火，在電廠鍋爐的燃燒器下面形成水滴型火焰.空氣耦合多孔壁風和不耦合多孔壁風的情況下，溫度分布情況相似.多孔壁風不會破壞電廠鍋爐內的燃燒組織，也不會生成氮氧化物.與不耦合多孔壁風的情況相比，在空氣耦合多孔壁風的情況下，主燃區和還原氣氛區域的平均溫度更高.

3 實驗結果及分析

3.1 多孔壁風對煤粉燃燒特性的影響分析

多孔壁風的形成會使燃燒爐的水冷壁周圍形成富氧燃燒氣氛[17].在常壓富氧燃燒條件下，分析多孔壁風對煤粉燃燒特性的影響.采用均勻配風、正三角形配風和倒三角形配風方式，對煤粉燃燒特性產生的影響作出分析.首先，測量鍋爐內的溫度分布情況.三種多孔壁風配風方式下鍋爐內的溫度分布情況如圖1所示.

圖1 不同配風方式下鍋爐內的溫度分布情況圖

如圖1所示，采用三種不同的多孔壁風配風方式，電廠鍋爐燃燒器的下層均形成了高溫火焰區，前兩種配風方式的火焰溫度較高.火焰燃燒中心位置離鍋爐爐膛出口處較遠，使煤粉的燃盡時間更長，燃燒效率較高.采用倒三角形配風方式，煤粉燃燒的最高溫度出現在鍋爐燃燒器的上部，與其他兩種配風方式相比，火焰中心的位置較高，導致煤粉飛灰的含碳量增加，從而造成一定的熱損失.通過分析可知，煤粉燃燒火焰的中心位置越高，煤粉的燃盡時間越少，從而導致煤粉燃燒不完全.因此，上述三種多孔壁風配風方式對煤粉燃燒特性的影響如下：倒三角形配風方式最不利于煤粉充分燃燒，均勻配風方式和正三角形配風方式，與倒三角形配風方式相比，煤粉燃燒較為充分，飛灰含碳量相對較低.通過實驗，對均勻配風、正三角形配風和倒三角形配風方式下的煤粉燃盡特性進行分析，得出鍋爐爐膛出口處煤粉燃盡情況，見表3.

表3 鍋爐爐膛出口處煤粉燃盡情況表

如表3所示，三種多孔壁風配風方式下，揮發分的燃盡率均為100%，表明多孔壁風的配風方式對揮發分的燃燒無影響，均能使揮發分燃燒完全.三種多孔壁風配風方式下，飛灰未燃盡熱損失有差別，倒三角形配風方式下的飛灰未燃盡熱損失比其他兩種配風方式大，比均勻配風方式增加了0.66%，比正三角形配風方式的飛灰未燃盡熱損失增加了1.08%.通過分析，這是因為采用倒三角形配風方式時，上層二次風量較大，使電廠鍋爐爐膛上部的氣流速率較大，使煤粉燃盡時間有所減少，部分煤粉還未燃燒完全就被煙氣氣流帶出鍋爐爐膛，導致飛灰未燃盡熱損失加大.

3.2 多孔壁風對高溫腐蝕的影響分析

3.2.1 多孔壁風量對高溫腐蝕的影響

當鍋爐在缺乏氧氣的條件下，一氧化碳含量可以反映煤粉產生的煙氣的還原性大小，而硫化氫和一氧化碳之間存在一定的關系，一般情況下，硫化氫隨一氧化碳含量的升高而升高.當水冷壁壁面附近的煙氣中一氧化碳含量低于0.3%時，將煙氣視為中性或弱還原性，此時，水冷壁不易發生高溫腐蝕；當水冷壁壁面附近的煙氣中一氧化碳含量高于0.5%時，將煙氣視為強還原性，此時，有大量的硫化氫存在于水冷壁壁面，水冷壁極易發生高溫腐蝕.此外，與硫化氫相比，一氧化碳的變化范圍更大，因此用一氧化碳含量表征硫化氫含量，有利于對高溫腐蝕狀況的判斷.設計的實驗工況見表4.

表4 設計工況參數表

由表4可知，工況A代表不耦合多孔壁風(未投入多孔壁風)，工況B、工況D和工況I分別代表不同風量的多孔壁風.為確保實驗數據的準確性，重復進行5組實驗，不同多孔壁風量對高溫腐蝕的影響結果見表5.

表5 不同多孔壁風量對高溫腐蝕的影響結果

對比表5中不同工況下的一氧化碳質量分數，在工況B和工況I下，水冷壁附近的一氧化碳體積分數大于0.2%(大于工況D的一氧化碳體積分數)，而工況A的水冷壁附近的一氧化碳氣體高含量范圍最大，工況D的鍋爐燃燒器水冷壁面附近的顆粒含量也比其他工況的顆粒含量小.由此可以得出，投入一定量的多孔壁風后，水冷壁壁面附近區域的一氧化碳含量大幅下降，投入多孔壁風后，可以改善水冷壁的高溫腐蝕狀況.

此外，工況D 的多孔壁風率為8.3%，大于工況A且小于工況I.多孔壁風量太小無法很好的消除還原性氣氛，其原因是風的入射剛性小，所形成的水冷壁面的多孔壁風比較脆弱.然而，多孔壁風來源于二次風，而多孔壁風量過大，會降低一次風外包裹的二次風.此外，由于煤粉燃燒不完全，多孔壁風會有一部分風消耗還原性氣體，并促進未燃盡煤粉顆粒的燃燒，但效果并不好，導致水冷壁面附近的還原性氣體增加.通過反復實驗，發現多孔壁風率為8.3%左右時，對于改善水冷壁壁面的高溫腐蝕的效果最為顯著.表6為不同多孔壁風量工況下電廠鍋爐爐膛出口的參數.

表6 不同多孔壁風量工況下鍋爐爐膛出口的參數

如表6所示，電廠鍋爐爐膛出口的一氧化碳含量和飛灰含碳量反映電廠鍋爐的燃盡情況，氮氧化物的質量濃度反映多孔壁風對電廠鍋爐空氣分級配風中控制污染物排放的影響程度.通過5次重復實驗，發現氮氧化物的排放效果和燃盡效果在不同多孔壁風量工況下無明顯變化，工況D的一氧化碳質量濃度和飛灰含碳量在四種工況中，其結果表明多孔壁風率在8.3%左右時，煤粉的燃燒效果最好.煤粉能夠充分燃燒，使水冷壁面附近的還原性氣氛有所改善，進而改善水冷壁面的高溫腐蝕情況.

3.2.2 多孔壁配風方式對高溫腐蝕的影響

通過對多孔壁風率的考察，發現多孔壁風率在8.3%左右時，對于改善火力發電廠鍋爐燃燒區水冷壁的還原性，效果最顯著，繼續考察多孔壁風的不同配風方式對電廠鍋爐高溫腐蝕的影響.以工況D為基準實驗工況，工況C的上中下三層噴口的多孔壁風量比為1∶2∶3，工況D的上中下三層噴口的多孔壁風量比為1∶1∶1，工況E的上中下三層噴口的多孔壁風量比為3∶2∶1，工況F的上中下三層噴口的多孔壁風量比為2∶1∶2.其中，工況C采用倒三角形的配風方式，工況D采用均勻配風方式，工況E采用正三角形的配風方式，工況F采用縮腰形配風方式.在上述工況下，對不同多孔壁風的配風方式對電廠鍋爐高溫腐蝕的影響開展實驗.不同多孔壁風配風方式工況下鍋爐爐膛出口參數含量見表7.

表7 不同工況下鍋爐爐膛出口參數含量表

如表7所示，重復進行5次平行試驗，工況C、D、E和F四種工況下電廠鍋爐的燃燒效果基本相同，由于工況C電廠鍋爐采用倒三角的配風方式，此種配風方式使鍋爐內的空氣分級情況加劇，因此，與其他三種工況相比，此種工況的氮氧化物的濃度相對較低.此外，實驗在計算水冷壁壁面附近的顆粒濃度時發現，工況C的水冷壁面附近的一氧化碳含量較低，四種工況下煤粉顆粒含量并無明顯差別，工況C的煤粉顆粒含量最低.總體來看，工況C的水冷壁壁面附近的還原性氣氛最低，煤粉顆粒含量相對較低.由此可知，采用倒三角的多孔壁風配風方式可以降低水冷壁壁面附近的還原性氣體含量和煤粉顆粒含量，因此，水冷壁的高溫腐蝕風險最低.此外，該種配風方式使電廠鍋爐相當于增加了上層二次風量，減少了中層二次風量，使鍋爐內的空氣分級情況加劇，同時，上層多孔壁風量的增加，有利于上層的多孔壁風的二次風的貼壁程度的減小，使一氧化碳含量得以降低.綜上所述，工況C對水冷壁壁面的高溫腐蝕的形成作用較弱，有助于減小高溫腐蝕程度.

4 結論

多孔壁風的風量和配風方式對電廠鍋爐煤粉燃燒特性和高溫腐蝕均會產生一定的影響.通過對多孔壁風對煤粉燃燒特性及高溫腐蝕的影響分析可知，采用正三角形的多孔壁配風方式可以使煤粉燃燒得更充分，并且有利于減少高溫腐蝕現象.適量的多孔壁風可以在電廠鍋爐的主燃區和還原區形成空氣膜，有助于阻止高溫腐蝕現象的發生.