大型燃煤鍋爐中含Na/Cl/S組分的演變與受熱面結渣傾向的數值模擬

王毅斌, 王肖肖, 李 鵬, 譚厚章, 魏 博

(1. 西安交通大學 熱流科學與工程教育部重點實驗室, 西安 710049;2. 新疆大學 化工學院, 新疆煤炭清潔轉化與化工過程重點實驗室, 烏魯木齊 830046)

我國新疆地區擁有豐富的煤炭儲量,具有煤質優良且煤炭開采成本低的優勢。該區域煤具有較高的水分、硫分,煤著火溫度較低,燃盡率較高,可以作為優良的動力性用煤。但是,部分礦區尤其是準東地區煤種,含有較高含量Na、Ca和Fe元素堿金屬,易引起爐內受熱面發生嚴重結焦沾污問題[1]。隨著“疆煤外運”保供通道的進一步打通,疆外省區市燃煤鍋爐在摻燒新疆煤種時,受熱面同樣面臨發生結焦積灰的風險。而且,在雙碳背景下,燃煤機組會逐步摻燒“零碳”或低碳燃料(如生物質、固體廢棄物、垃圾衍生燃料等)[2-3],但這些燃料通常含有一定比例的S、Cl、Na、K等有害元素,摻混比例控制不當時很容易發生嚴重結焦與腐蝕。鑒于燃料燃燒中氣相有害元素的遷移轉變直接影響受熱面顆粒黏附特性,因此,非常有必要構建爐內Na/S/Cl元素演變同灰顆粒黏附相關聯的結渣預測模型,以實現對爐內結焦行為的準確預測。

無論是生物質、褐煤、準東煤等高堿燃料[4-5],還是城市固體廢棄物和Black liquor[6-7],它們在熱化學轉換中換熱表面普遍存在堿金屬/堿土金屬/Zn/Pb硫酸鹽和氯化鹽蒸氣的冷凝與相互共融結晶行為以及富硅鋁顆粒碰撞黏彈現象。大量研究已經表明,沉積機理主要由慣性撞擊、渦街擴散、熱泳擴散、鹽蒸氣冷凝效應和化學反應組成[8]。慣性作用下的顆粒輸運速率比擴散和熱泳力作用下的顆粒輸運速率至少大一個數量級,但更高速率的輸運行為未必會造成更高的壁面沉積速率。研究發現,爐膛出口煙氣中細顆粒物粒徑主要處于0.1 ～ 0.7 μm,該區域顆粒的熱泳輸運行為是非常重要的。Lepp?nen等[7]認為漿液回收爐爐膛出口過熱器區域細顆粒的熱泳沉積占主導地位。大量現場取樣分析發現,初始沉積層中除了含硫酸鹽/氯化鹽蒸氣的冷凝相組分外,富硅鋁細顆粒也占有一定比例。因此,詳細探究堿金屬組分在大型燃煤鍋爐內的氣相演變行為和壁面冷凝沉積特性,對于未來我國大型燃煤鍋爐摻燒一定比例的生物質或固廢燃料將具有一定指導的意義。

針對某臺330 MW燃煤鍋爐,基于商業ANSYS Fluent軟件平臺,本文建立了考慮煤中Na/Cl/S組分釋放與氣相演變行為、氣態鈉鹽組分冷凝沉積和灰顆粒黏附等子過程的顆粒沉積模型,并通過自定義函數的方式耦入計算平臺,詳細對比分析了爐膛出口Na/Cl/S組分分布特點和爐內各受熱面的顆粒黏附特性。

1 鍋爐概況與物理模型

以某330 MW燃煤鍋爐為模擬對象,該鍋爐為1 180 t/h亞臨界壓力的一次中間再熱自然循環爐,燃燒方式為四角切圓。爐膛寬度為15 390 mm,深度為13 640 mm,爐頂標高為60 400 mm。爐膛由外徑60 mm、壁厚7 mm的膜式水冷壁構成,爐底冷灰斗的角度為55°,冷灰斗轉角距離最下排燃燒器噴口4 958 mm。一、二次風的爐內假想切圓直徑分別為580 mm和1 365 mm。爐內主燃區布置5層直流燃燒器,煤層燃燒器上、下均布置二次風噴口,最上層二次風噴口上部布置一層燃盡風(OFA)噴口,以及四層高位燃盡風噴口。圖1為鍋爐模型與三維網格劃分。

(a) 鍋爐本體模型

如圖1(a)所示,爐膛上部的換熱管束依次為分隔屏過熱器、后屏過熱器、屏式再熱器、末級再熱器和末級過熱器。圖1(b)給出了燃煤鍋爐的網格,整個爐膛計算域分為6個部分進行網格劃分,且均采用結構化六面體劃分體網格。其中,分隔屏過熱器、屏式再熱器、后屏過熱器、末級再熱器和末級過熱器的每片管束在模型構建中均假定為連續的矩形。通過網格無關性驗證后,最終選擇網格數量為220萬左右。

表1給出了煤質的工業分析和元素分析。據報道[9],準東煤中Na元素質量分數基本處于0.4%～0.9%,Cl元素質量分數基本處于0.1%左右。但是,部分礦區煤中Cl元素質量分數處于1%～2%[10],尤其是沙爾湖煤中Cl元素質量分數高達2.03%。一般而言,新疆煤中Na元素質量分數高于Cl元素,為了模擬計算煤中S、Na、Cl元素的釋放,這里假定煤中含有質量分數為0.7%的Na和質量分數為0.3%的Cl元素(空氣收到基)。

表1 燃料特性

表2給出了煤灰的成分分析。

表2 煤灰中各元素氧化物的質量分數分析

2 數學模型

2.1 燃燒模型

煤粉燃燒主要涉及水分蒸發、揮發分釋放、焦炭燃燒和氣相組分相互作用等過程。表3為煤粉熱解和揮發分燃燒反應方程,其中ν1～ν3為化學反應系數。F?rtsch 等[11]提出煤顆粒脫揮發分過程可以分為一次熱解和二次熱解,即析出輕質氣體和焦油,剩余的產物為焦炭組分(見表3中反應方程1)。該熱解反應方程的系數可以采用CPD(Chemical Percolation Devolatilization)熱解模型或FG-DVC(Functional Group, Depolymerization, Vaporization &Cross-linking)模型進行預處理而獲得。此處采用CPD熱解模型,輸入的煤質相關參數(P0、C0、σ+1、MWδ、MWcluster)和所產生輕質氣體(light-gases)、焦油(tar)和焦炭(char)的系數詳見表4。不同煤階熱解所產生的焦油組分中H、C物質的量的比約處于1.11～1.21范圍[11]。模擬中假定焦油組分由C、H、O組分構成,其中H、C物質的量的比選為1.1,其化學形式為C6H6.6O1.0308。煤顆粒一次熱解所釋放的焦油會發生二次裂解,要么在高溫下分解為Csoot、H2和CO,見表3中反應方程2;要么在較低溫度下分解為Csoot、CH4和CO,見表3中反應方程3。同時,焦油和Csoot也會被氧氣氧化(表3中反應方程4和方程5)。模擬計算中Csoot被作為一種氣相組分進行處理。熱解生成的輕質氣體(CH4、H2和CO)分別與O2、H2O發生相互作用,見表3中反應方程6～方程8。

表3 煤粉熱解和揮發分燃燒反應方程

表4 CPD熱解模型輸入參數與結果

由于需要考慮Na和S元素在焦炭燃燒過程中的釋放行為,模擬中假定焦炭是由C、Na、S元素組成的,采用多面異相反應模型描述焦炭反應,其前置因子為10-3,活化能為5×107J/kmol。

2.2 Na、Cl、S元素的釋放

煤燃燒過程中Na、Cl和S元素的釋放主要發生在脫揮發分和焦炭燃燒階段。煤中Na元素主要以水溶性、鹽酸溶性和醋酸溶性組成。水溶性Na主要以NaCl的形式析出,一般發生在脫揮發分階段。焦炭中Na元素則主要以氣態Na形式析出。由于考慮到煤中Cl元素含量一般低于Na元素,模擬計算中Na元素釋放分為脫揮發分階段(60%Na以氣態Na與NaCl析出)和焦炭氧化階段(剩余以氣態Na析出)兩步,而Cl元素在脫揮發分階段全部以氣態NaCl形式釋放。它們的釋放速率與煤中脫揮發分速率和焦炭燃燒速率一致。

煤中S元素質量分數一般處于0.5%～2%,主要以有機硫和無機硫形式存在,有機硫主要存在于脂肪族鏈、芳香族和噻吩中,而無機硫主要以鈣/鐵硫酸鹽、黃鐵礦形式存在[16]。煤熱解中有機硫大部分會以H2S、COS和CS2形式從煤粉顆粒中析出,隨后會被氧氣氧化為SO2;無機硫的釋放通常發生在更高溫度下,主要來自于黃鐵礦轉變過程中釋放的硫單質S2,以及焦炭燃燒過程中硫酸鹽分解釋放的SO2。此外,燃燒過程中灰分中氧化鈣組分也會影響煙氣中含硫組分的分布,它會與氣相中SO2或SO3組分反應生成硫酸鈣并固硫于灰分中。模擬計算中硫元素的釋放主要分為2個階段:(1) 脫揮發分階段有機硫以H2S形式釋放,釋放速率與脫揮發分速率一致;(2) 焦炭氧化階段無機硫以SO2形式釋放,釋放速率與焦炭氧化速率相同。煤中有機硫和無機硫的比例通過褐煤中無機硫的計算關聯式確定[16]。

2.3 氣相含Na/Cl/S組分演變

表5 含硫組分的反應方程

2.4 鹽蒸氣冷凝模型

燃煤煙氣中氣態堿金屬鹽可能通過以下途徑到達冷卻表面:(1) 在溫差驅動下鹽蒸氣直接擴散到壁面發生直接冷凝;(2) 鹽蒸氣在熱邊界層中成核并形成超細顆粒,在擴散、渦街或熱泳力作用下撞擊壁面并沉積;(3) 鹽蒸氣異相冷凝于飛灰顆粒表面,在慣性和渦街作用下表面已發生鹽蒸氣冷凝的飛灰顆粒撞擊并黏附壁面。此處冷凝模型中僅考慮了鹽蒸氣的直接冷凝速率mconden,i,主要由式(1)[7]進行描述:

(1)

式中:βi為氣態鹽組分的傳質系數,其由舍伍德數Sh的經驗關聯式計算得到,特征長度取換熱管外徑;Mi為對應氣態鈉鹽組分i的摩爾質量;Tg和Ts分別為氣相溫度和壁溫;R為氣體常數,取8.314 J/(mol·K);pi與ps,i分別為鹽蒸氣i的分壓力和飽和壓力。

計算中由于(NaCl)2濃度非常低,所以本次模擬中忽略該組分的冷凝效應。表6給出了氣態NaCl和Na2SO4的飽和壓力ps,i計算公式[19]。

表6 氣態鈉鹽的飽和壓力計算參數

2.5 結渣模型

針對高溫煙氣條件下煤粉鍋爐熔融顆粒的壁面黏附行為,Walsh等[21]最先提出了參考黏度的方法,以此來判定熔融顆粒在壁面的黏附可能性。實際上,熔融顆粒撞擊壁面要么發生黏附,停留在沉積層或管壁表面;要么入射顆粒發生反彈并返回到煙氣中。熔融顆粒存在一個臨界黏度,即顆粒100%發生黏附時的最大黏度。當顆粒黏度低于該黏度時,顆粒完全黏附;當顆粒黏度高于該黏度時,顆粒則發生反彈,所以入射顆粒的黏附概率Psticking由下式描述:

(2)

式中:μp為入射顆粒黏度;μcr為顆粒臨界黏度。

基于Srinivasachar等[22]、Richter[23]和Schulze等[24]的實驗數據分析,Kleinhans等[25]采用最小二乘法擬合了上述實驗數據,提出了顆粒臨界黏度和入射顆粒動能相關的指數型函數,即

(3)

式中:dp為顆粒粒徑;ρp為顆粒密度;vp為顆粒入射速度。

熔融顆粒撞擊壁面后,它的黏附可能性要么由壁面發生鹽蒸氣的冷凝效應決定,要么取決于壁面黏附層的黏性大小。因此,模擬中壁面的黏附概率Wsticking由式(4)計算,即

(4)

式中:μref為參考黏度,取105Pa·s;μw為壁面渣體的黏度。

模擬中入射顆粒的黏度μp采用Browning等[26]提出的顆粒黏度計算方法,即

(5)

(6)

式中:Tp為入射顆粒的溫度;ySi、yAl、yK、yCa、yFe、yMg、yNa、yMn、yTi和yS分別為灰中Si、Al、K、Ca、Fe、Mg、Na、Mn、Ti和S元素氧化物的摩爾分數。

因此,入射顆粒總的黏附概率mtotal_sticking由顆粒自身黏附傾向和被撞擊壁面的黏附能力共同確定,由下式[21]進行計算:

mtotal_sticking=Psticking+(1-Psticking)×Wsticking

(7)

2.6 其他模型

此處采用渦耗散概念(Eddy-dissipation Concept, EDC)模型來描述氣相組分化學反應與湍流流動的相互作用。煤粉脫揮發分采用單速率模型進行描述,焦炭反應則采用多表面反應模型進行描述,連續相的湍流流動采用k-ε標準模型進行計算。輻射傳熱采用DO模型,混合氣體的吸收系數采用WSGGM模型,而散射相函數則采用Delta-Eddington模型。采用隨機軌道模型求解離散相顆粒軌跡,計算中考慮熱泳力、Saffman升力、虛擬質量力作用力,以及離散相與連續相的相互作用。

3 計算條件與方法

模擬計算中噴入爐內的煤粉粒徑范圍處于1～120 μm,平均粒徑為50 μm,顆粒分布采用Rosin-Rammler,模型擴展因子為3.8。爐內水冷壁、過熱器和再熱器等受熱面均設置為溫度邊界條件,輻射率設置為0.7。一次風與二次風噴口均為速度進口邊界條件,計算工況如表7所示。爐膛出口連續相邊界條件為壓力出口,離散相設置為escape。采用SIMPLEC方法,壓力方程采用標準模型。當動量、質量方程中各參數殘差小于10-4,輻射方程和能量方程殘差小于10-6,組分濃度殘差小于10-5,而且出口參數變化較小時則認為計算收斂。

4 模型驗證與結果分析

4.1 模型驗證

為了驗證計算模型的有效性,將爐膛出口的O2體積分數和SO2質量濃度模擬計算值和實際測量值進行對比,由表8可知,可以發現兩者較為接近,因此認為模擬結果較為準確,可用于預測爐內燃燒特性。同時,將后屏過熱器區域溫度模擬計算值與文獻[27]中相應數值進行對比,發現模擬計算值和實際測量值吻合較好。

表8 計算結果與實驗測量值的對比

4.2 爐內溫度、速度、Na/Cl/S組分濃度場分布特性

圖2給出了爐內不同參數場的分布云圖。可以發現,在主燃區五層燃燒器噴口噴入爐內的煤粉能夠快速消耗氧量(見圖2(b)),促使爐內沿高度方向氣相溫度不斷升高,爐膛中心最高溫度約為1 435 ℃(見圖2(a))。爐內最高溫度一般出現在各噴口所形成的火焰區域,約為1 500～1 600 ℃。

(a) 溫度

圖2(e)～圖2(i)分別給出了爐內Na2SO4、NaCl、NaOH、NaO2和Na組分的濃度場。主燃區含鈉組分主要以Na、NaO2和NaCl為主,隨著旋轉氣流上升氣態Na組分摩爾分數逐漸降低,它分別會和含硫或含氧組分結合轉化為其他含鈉組分。由圖2(h)可以看出,爐膛出口的NaO2摩爾分數逐漸增加。通過統計計算,可以發現爐膛出口(折焰角上方)氣態含鈉組分以NaO2、NaCl、Na2SO4和NaOH為主,其摩爾分數分別為64.21%、26.03%、5.49%、2.90%,剩余為其他氣態含鈉組分。爐膛出口氣態含氯組分以HCl和NaCl為主,其摩爾分數在總含氯組分摩爾分數中分別占13.74%和86.26%。圖2(j)～圖2(l)分別給出了SO2、H2S和SO3組分的濃度場分布云圖。分級燃燒模式下,爐內主燃區含硫組分主要以H2S為主,燃燒過程中H2S和O2組分的交替變化會嚴重腐蝕水冷壁金屬管;隨著最上層燃盡風的噴入,SO2開始大量生成。SO3更傾向于在低溫下形成,由圖2(l)可知,SO3主要出現在折焰角上部和水平煙道區域。此外,由圖2(d)可以看出,爐內灰中氧化鈣的硫化反應主要發生在燃盡風噴口高度以上。通過計算,爐膛出口氣態含硫組分主要以SO2、SO3、H2S和Na2SO4形式存在,其摩爾分數在總含硫組分摩爾分數中分別占86.28%、0.78%、5.87%和7.07%。

4.3 爐內不同受熱面結焦速率和鹽蒸氣冷凝速率對比

圖3給出了過熱器和再熱器表面的氣態Na2SO4和NaCl的冷凝速率。可以發現,鹽蒸氣冷凝主要發生在爐膛出口區域后屏過熱器和折焰角上部屏式再熱器表面。由于折焰角上部區域煙氣被換熱管束冷卻,煙氣溫度降低有利于SO3等組分的形成。現場渣樣成分研究表明,屏式過熱器表面最靠近金屬管壁的沉積物存在冷凝相Na2SO4和微米級CaSO4[5]。然而,實際渣樣分析中未發現冷凝相NaCl組分,這可能是由于冷凝相NaCl被SO2或SO3硫化,或者是NaCl與黏附的熔融SiO2或硅鋁酸鹽發生反應,并向煙氣釋放HCl組分。

(a) Na2SO4(g)

圖4展示了過熱器和再熱器表面的顆粒的結渣速率和黏附顆粒數目。圖5為不同位置受熱面的總沉積速率對比。由圖5可知,位于爐膛出口位置后屏過熱器底部管束表面出現灰顆粒的黏附集中現象,而且黏附顆粒數目高于其他區域,這也說明該區域存在發生嚴重結焦的風險。分隔屏過熱器表面的黏附顆粒的數目顯著少于后屏過熱器,但其結焦速率卻更高,這說明該區域黏附的顆粒粒徑較大。

(a) 沉積速率

圖5 不同位置受熱面的總沉積速率對比

從圖5可以發現,對于輻射式過熱器,表面平均結焦速率遠大于鹽蒸氣平均冷凝速率,約高出一個數量級;對于折焰角上部的屏式再熱器,其表面平均結焦速率約是鹽蒸氣平均冷凝速率的6.0倍;對于水平煙道換熱器,鹽蒸氣冷凝速率占總沉積速率的比例有所提升;對流受熱面顆粒沉積速率是鹽蒸氣冷凝速率的3～4倍。

圖6給出了爐內水冷壁結焦速率對比。可以發現,水冷壁區域結焦較高的區域為:(1)爐內最上層燃燒器與分離燃盡風(SOFA)噴口之間水冷壁區域,這主要源于主燃區旋轉氣流上升過程中實際旋轉直徑顯著增加,該區域氣流刷墻造成熔融顆粒黏附;(2)最下層燃燒器與冷灰斗轉角區域,這主要是該區域旋轉氣流受到空間變窄的影響引起煙氣刷墻。在爐內空氣分級燃燒過程中,爐內最上層燃燒器與SOFA噴口之間水冷壁區域普遍發生壁面掛焦[28]。

圖6 爐內水冷壁結焦速率

5 結論

(1) 爐內水冷壁主要結焦區域發生在最上層燃燒器與SOFA噴口之間,以及最下層燃燒器至冷灰斗轉角區域;爐膛出口后屏過熱器底部灰顆粒黏附較容易發生且相對集中。

(2) 爐膛出口氣態Na組分以NaO2、NaCl、Na2SO4和NaOH為主,其摩爾分數分別為64.21%、26.03%、5.49%、2.90%,剩余為其他氣態含鈉組分;氣態含硫組分主要以SO2、SO3、H2S和Na2SO4形式存在,其摩爾分數在總含硫組分摩爾分數中分別占86.28%、0.78%、5.87%和7.07%;氣態含氯組分以HCl和NaCl為主,其摩爾分數在總含氯組分摩爾分數中分別占13.74%和86.26%。

(3) 爐膛出口屏式過熱器靠近折焰角區域管束表面發生灰顆粒黏附的區域較為集中,各受熱面隨煙氣流動方向表面平均結渣速率逐漸降低,爐內輻射式受熱面表面結焦速率遠高于鹽蒸氣冷凝速率,對流受熱面顆粒沉積速率是鹽蒸氣冷凝速率的3～4倍。