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(xué) 能源熱轉(zhuǎn)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(shù)有限公司，江蘇 南京 211102)

0 引 言

分級配風(fēng)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(qū)處于強(qiáng)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(qiáng)的腐蝕性[2-5]，目前工程上多采用加裝貼壁風(fēng)。貼壁風(fēng)是將一定量的二次風(fēng)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(fā)生的條件，還具有設(shè)備簡單、改造成本低特點，近年來受到廣泛關(guān)注[6-8]。

貼壁風(fēng)根據(jù)其噴入爐膛位置的不同可分為前后墻貼壁風(fēng)、側(cè)墻貼壁風(fēng)以及二者組合的組合式貼壁風(fēng)。孟凡冉等[9]通過數(shù)值模擬技術(shù)對某600 MW鍋爐進(jìn)行前后墻貼壁風(fēng)高溫腐蝕研究，發(fā)現(xiàn)在3.6%貼壁風(fēng)率下，能使大部分側(cè)墻CO濃度降至較低水平，但仍有部分區(qū)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(fēng)風(fēng)率下，前后墻貼壁風(fēng)系統(tǒng)的防腐效果及其對爐內(nèi)燃燒的影響，認(rèn)為最合適的貼壁風(fēng)率約為6%。在此風(fēng)率下，側(cè)墻腐蝕面積能從151.91 m2降至85.03 m2。楊希剛等[11]采用數(shù)值模擬方法分析了組合式貼壁風(fēng)取風(fēng)方式、風(fēng)率和噴口風(fēng)速等運行參數(shù)對一臺600 MW超臨界旋流對沖爐水冷壁近壁區(qū)氧體積分?jǐn)?shù)、爐膛出口煙氣中NOx質(zhì)量濃度和未燃盡碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)的影響，結(jié)果顯示從燃盡風(fēng)中取4%的風(fēng)量作為貼壁風(fēng)能夠滿足機(jī)組運行的安全性和環(huán)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(fēng)位置對該鍋爐高溫腐蝕的影響。結(jié)果表明：對于前后墻貼壁風(fēng)系統(tǒng)，1%的風(fēng)率可使側(cè)墻H2S濃度降低至0.01%以下，而對于側(cè)墻貼壁風(fēng)系統(tǒng)僅需0.5%的風(fēng)率即可達(dá)到同樣的效果。

目前針對前后墻貼壁風(fēng)和組合式貼壁風(fēng)的防腐特性研究較多，但鮮見單獨針對側(cè)墻貼壁風(fēng)的研究。且對于貼壁風(fēng)的研究，數(shù)據(jù)處理分析階段大多將O2濃度作為是否發(fā)生還原性高溫腐蝕的標(biāo)準(zhǔn)，然而實際貼壁風(fēng)運行中，高O2濃度區(qū)與高CO濃度區(qū)之間還存在O2及CO低濃度區(qū)域，該區(qū)域發(fā)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(biāo)準(zhǔn)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(jù)。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(jié)合，對側(cè)墻貼壁風(fēng)的噴口型式、噴口高度等因素進(jìn)行探討，并選取其中的最優(yōu)組合設(shè)計了一套貼壁風(fēng)布置方案，以期對旋流對沖爐側(cè)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(fēng)、固態(tài)排渣變壓本生直流爐，鍋爐燃煤煤質(zhì)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(fēng)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(jié)構(gòu)如圖1所示。

表1 煤質(zhì)分析

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Schematic diagram of the boiler

2 數(shù)學(xué)模型及計算方法

2.1 網(wǎng)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(qū)域作為計算域。為防止?fàn)t膛出口回流對計算產(chǎn)生干擾，在爐膛出口處增加一錐形縮口。采用分塊網(wǎng)格劃分方法，將整個爐膛劃分成了冷灰斗區(qū)、主燃區(qū)、貼壁風(fēng)區(qū)以及主燃區(qū)上部等4個區(qū)域，每個區(qū)域均為六面體網(wǎng)格，相鄰區(qū)域之間通過interface交界面進(jìn)行數(shù)據(jù)通信，并對主燃區(qū)和貼壁風(fēng)區(qū)域進(jìn)行單獨加密[13]。最終經(jīng)過網(wǎng)格獨立性檢驗，網(wǎng)格數(shù)目定為300萬左右。爐膛整體網(wǎng)格如2所示。

圖2 爐膛整體網(wǎng)格 Fig.2 Overall and local grid of the boiler

2.2 數(shù)學(xué)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?jǐn)?shù)-概率密度函數(shù)(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(jī)軌道模型；揮發(fā)分析出采用雙平行競爭反應(yīng)模型模擬；焦炭燃燒過程采用動力-擴(kuò)散模型進(jìn)行描述；輻射換熱過程采用P1模型進(jìn)行計算[14]。

燃燒器及燃盡風(fēng)入口邊界均設(shè)置為質(zhì)量入口，各入口流量及溫度見表2。煤粉顆粒從一次風(fēng)入口射入爐膛，質(zhì)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(shè)置為壓力出口，負(fù)壓值為-100 Pa。

表2 入口邊界工況

2.3 效果評價指標(biāo)

高溫腐蝕現(xiàn)場測試中，通常選取近壁處CO和O2含量作為測試指標(biāo)。已有研究[15]指出，當(dāng)水冷壁附近CO濃度低于3%時，屬于弱還原性氣氛，發(fā)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(fēng)噴口減緩高溫腐蝕的效果，具體為

(1)

式中，下標(biāo)P0為距離側(cè)墻壁面30 mm，高度自下層燃燒器標(biāo)高以下3 m(標(biāo)高18.179 m)至燃盡風(fēng)標(biāo)高以上3 m(標(biāo)高37.713 m)的平面；Sp0為P0面的面積；Sc為Sp0范圍內(nèi)CO濃度高于3%的區(qū)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(qū)域，再通過圖形編輯軟件Photoshop可分別得到各色階區(qū)域所包含的像素點數(shù)目以及云圖像素點數(shù)目總和，從而計算得出各工況下的ε。

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 網(wǎng)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。可知P0截面大部分區(qū)域的CO濃度均在3%以上，屬于強(qiáng)還原性氣氛，局部濃度甚至超過了8%，而O2則僅在側(cè)墻靠近前后墻區(qū)域有少量分布，大部分區(qū)域O2含量基本為0。水冷壁管在這種強(qiáng)還原性氣氛下極易發(fā)生高溫腐蝕。而該電廠停爐檢測期間發(fā)現(xiàn)，此鍋爐實際的高溫腐蝕現(xiàn)象主要發(fā)生在下層燃燒器與燃盡風(fēng)高度之間的側(cè)墻中部，即模擬所得的近壁區(qū)域還原性氣氛分布基本與實際腐蝕發(fā)生的區(qū)域吻合，說明本文采用的數(shù)學(xué)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(jié)果分別為1 208 K和2.73%，兩者相對誤差均不超過10%，進(jìn)一步證明了本文模擬的準(zhǔn)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(jìn)行了對比研究。在型式對比階段每側(cè)墻僅安裝一個貼壁風(fēng)噴口，安裝位置位于中層燃燒器高度的側(cè)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(fēng)量一致。各噴口型式示意如圖4所示，具體數(shù)據(jù)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(cè)濃度梯度較小。結(jié)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(nèi)及兩側(cè)流動。且豎直方向速度分量越大，碰撞后沿兩側(cè)流動的速度越小。得益于噴口下部氣流對爐內(nèi)上升主流的強(qiáng)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(jié)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(hù)。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(jié)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(dǎo)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(hù)，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(dá)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(jìn)一步考慮工程應(yīng)用，方形橫槽噴口若要保證O2氣膜在一定區(qū)域內(nèi)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(dǎo)致水冷壁管讓管難度極大，因此工程上較難實現(xiàn)。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(cè)墻貼壁風(fēng)改造的基準(zhǔn)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(cè)墻僅安裝一個貼壁風(fēng)噴口，安裝位置位于中層燃燒器高度的側(cè)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(fēng)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?？芍趪娍谛褪较嗤那闆r下，各工況O2氣膜分布類似。為進(jìn)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(biāo)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(cè))，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(cè))，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(dǎo)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(qiáng)度和對噴口氣流的沖刷面積對O2濃度的衰減起主導(dǎo)作用，因此相對遠(yuǎn)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(guī)律與許濤[16]研究結(jié)果不同，這是因為文獻(xiàn)[16]雖然同樣改變了噴口速度，但并未控制各工況風(fēng)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(dǎo)作用，并未出現(xiàn)本文中上下游射流衰減速度相反的規(guī)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(fēng)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(yuǎn)大于其他工況。但在實際工程應(yīng)用中，噴口高度過小會造成射流阻力增大，且考慮到貼壁風(fēng)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(yīng)用中，應(yīng)選取h=40 mm噴口為宜。

3.4 組合方案防腐效果

本文根據(jù)優(yōu)選的噴口型式及高度設(shè)計了一套噴口組合方案。方案中每側(cè)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?？芍M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(qū)域O2濃度較低，但這些區(qū)域同時也是低CO區(qū)，發(fā)生高溫腐蝕的概率較小。而在P0截面的兩側(cè)和下部，仍存在部分高CO區(qū)，其中下部部分區(qū)域CO濃度達(dá)到7.7%，甚至高于該位置布置組合方案前的濃度。這種現(xiàn)象與文獻(xiàn)[12]類似，這是因為爐膛主流與噴口氣流在噴口區(qū)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(qū)。總體來看，組合方案防腐效果較好，P0截面區(qū)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(dá)77.18%。在電廠運行過程中，可根據(jù)停爐檢測的實際腐蝕情況，選擇增大相關(guān)區(qū)域的貼壁風(fēng)閥門開度，或在對應(yīng)位置進(jìn)一步增加貼壁風(fēng)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(qū)底部至折焰角高度范圍內(nèi)，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。可知原始工況與貼壁風(fēng)工況下爐內(nèi)溫度沿爐膛高度方向的分布特性基本一致，即主燃區(qū)溫度相對較高，溫度極大值出現(xiàn)在各層燃燒器中間位置。在y4高度，即燃盡風(fēng)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(xù)升高。在折焰角高度處，2種工況下溫度均出現(xiàn)了短暫的上升，這可能是因為在爐內(nèi)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(jìn)一步混合反應(yīng)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(nèi)平均溫度的差別主要出現(xiàn)在各層燃燒器高度之間，這是因為在這些區(qū)域的側(cè)墻壁面附近補(bǔ)入了大量貼壁風(fēng)。貼壁風(fēng)的溫度遠(yuǎn)低于主燃區(qū)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(fēng)并未完全參與爐內(nèi)燃燒，因此在布置組合方案后這些區(qū)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(nèi)溫度影響很小。

主燃區(qū)底部至折焰角高度范圍內(nèi)，組合方案布置前后爐膛高度方向NOx平均質(zhì)量濃度(轉(zhuǎn)換至6%氧量)如圖12所示?？芍M合方案布置前后爐內(nèi)NOx沿爐膛高度方向分布規(guī)律基本一致。在主燃區(qū)，NOx濃度的極小值出現(xiàn)在各層燃燒器高度處，極大值出現(xiàn)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(wěn)定的回流區(qū)，大量煤粉和氧氣在燃燒器噴口附近的回流區(qū)劇烈反應(yīng)，因而此處還原性氣氛最強(qiáng)，能夠有效還原該區(qū)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(qū)域生成的NOx被還原的部分較少，可以大量積聚。此規(guī)律也與文獻(xiàn)[17]吻合。

圖12 組合方案布置前后爐膛高度方向NOx平均質(zhì)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(nèi)NOx平均質(zhì)量濃度有所增加，這是因為組合方案的風(fēng)源取自燃盡風(fēng)，將少量燃盡風(fēng)以貼壁風(fēng)的方式在主燃區(qū)送入爐膛也會在一定程度上削弱分級配風(fēng)的效果。但總體而言，組合方案對爐內(nèi)NOx分布影響不大，相比原始工況爐膛出口NOx質(zhì)量濃度增幅僅為15.53 mg/m3，尚屬可接受范圍。

4 結(jié) 論

1)在安裝位置、噴口高度、噴口速度及風(fēng)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(nèi)上升主流的強(qiáng)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(yīng)用中，建議選取圓形槽狀噴口作為側(cè)墻貼壁風(fēng)改造的基準(zhǔn)噴口型式。

2)在安裝位置、噴口型式、噴口風(fēng)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(yīng)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(shè)計的貼壁風(fēng)組合方案可在側(cè)墻中心區(qū)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(qū)域CO濃度高于3%的面積由56.43%降低至12.88%，降幅達(dá)77.18%。

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