黃見勛

(廈門華夏國際電力發(fā)展有限公司，福建 廈門 361026)

隨著我國環(huán)保標準日益嚴格，燃煤發(fā)電鍋爐普遍進行了低氮改造。低氮改造一般通過加裝低氮燃燒器[1]、調節(jié)主燃燒區(qū)與燃盡區(qū)的配風比例來實現[2]，容易在主燃燒區(qū)形成還原性氣氛，導致水冷壁發(fā)生高溫腐蝕和結焦結渣。一方面，水冷壁發(fā)生高溫腐蝕會腐蝕管壁，從而導致爆管，最終造成停爐[3]；另一方面，水冷壁發(fā)生結焦結渣會使傳熱惡化，導致管壁超溫，損害設備以致停爐。水冷壁高溫腐蝕和結焦結渣都會影響電廠的安全經濟運行。燃燒組織方式對高溫腐蝕與結焦結渣影響較大，以四角切圓燃燒鍋爐為例，對其進行低氮改造后，若切圓大小不合理、向火側和背火側貼壁風強度不合理、不同燃燒區(qū)域過量空氣系數不合理等，均會影響鍋爐熱負荷分布，導致局部區(qū)域溫度偏高，加劇水冷壁高溫腐蝕和結焦結渣，影響鍋爐的安全運行[4-5]。低氮燃燒鍋爐水冷壁防高溫腐蝕與結焦結渣問題的研究對于保障電廠的安全經濟運行很有意義。

關于高溫腐蝕和結焦結渣，目前已有大量的研究成果，研究表明：高溫腐蝕速度與水冷壁貼墻區(qū)域CO、H2S含量成正比[6-9]；煙氣中CO等還原性氣體含量越高，水冷壁區(qū)域越容易結焦結渣[10-11]；水冷壁向火側溫度較高，更容易發(fā)生高溫腐蝕與結焦結渣[12]。

本文以某300 MW亞臨界四角切圓低氮燃燒鍋爐為研究對象，使用三維建模軟件進行原尺寸三維建模，使用網格劃分軟件對所建模型進行網格劃分，運用CFD軟件對鍋爐爐內的燃燒特性進行數值模擬，分析爐膛內水冷壁高溫腐蝕與結焦結渣產生的原因，提出針對性的技改方案，并通過試驗對技改方案的科學性進行驗證。

1 設備概況

1.1 設備整體介紹

某300 MW亞臨界固態(tài)排渣煤粉爐，具有單汽包、中間再熱、控制循環(huán)等特點，呈∏型露天布置，爐膛高度為50 100 mm，寬度為11 970 mm，深度為11 760 mm，采用中間倉儲式鋼球磨(4臺)制粉系統(tǒng)，熱風送粉。燃燒方式為四角切圓燃燒，煤粉噴嘴沿高度方向分4層布置，可擺動。三次風沿高度方向布置3層，乏氣噴嘴固定向下10°布置，采用水平濃淡(帶側二次風)風“煤+粉”噴嘴，以增強燃燒時著火穩(wěn)定性和不投油低負荷調節(jié)范圍，設計切圓直徑為1 580 mm。該鍋爐采用設計煤種運行，煤粉細度(R90)為16%，煤質分析結果見表1，主要設計參數見表2，鍋爐本體以及燃燒器布置如圖1所示。

表1 煤質分析結果(收到基)Tab.1 Coal quality analysis(received basis)

圖1 鍋爐本體以及燃燒器布置Fig.1 Boiler body and burner arrangement

表2 鍋爐主要設計參數Tab.2 Boiler main design parameters

1.2 高溫腐蝕與結焦結渣概況

停爐檢查時發(fā)現該鍋爐四面爐墻上均有不同程度的結焦結渣和高溫腐蝕現象，向火側區(qū)域比背火側區(qū)域的問題更嚴重。前墻出現了腐蝕以及結焦、掛焦現象，焦塊大小為0.5 m×0.4 m×1 m，位于鍋爐水冷壁標高28 m處靠近右墻的位置，掛焦痕跡出現于從右墻到左墻約2/3的面積、標高24 m位置處；在靠近右墻的一側、標高21～24 m位置處，部分水冷壁管道表面被腐蝕，并出現脫落現象，而且顏色銹黃。后墻出現了2塊焦塊，大小分別為0.5 m×0.3 m×0.1 m和2 m×0.5 m×0.1 m，位于靠近左墻的一側且標高28 m處，掛焦痕跡出現于從左墻到右墻約2/3的面積、標高20～25 m位置處。左墻的焦塊出現在第1個吹灰器處，大小約為2 m×1.5 m×0.2 m，其位置在標高約29 m處；在標高20～26 m位置處，前墻一側的掛焦痕跡明顯多于后墻一側。右墻的焦塊出現在燃盡風噴口附近，寬度約為0.5 m，掛焦痕跡出現于從后墻到前墻約1/3的面積、標高23～26 m位置的地方；在靠近后墻側、標高20～24 m位置處，水冷壁管道表面有明顯的腐蝕現象，且其管壁存在脫落的痕跡。

2 數值模擬方法

2.1 模型與邊界條件

數值模擬研究中，采用Rosin-Rammler分布模擬一次風出口煤粉顆粒的分布，采用隨機軌道模型模擬煤粉顆粒在爐膛內部的運動[13]，采用k-ε雙方程湍流模型模擬風粉混合物在爐膛內部的湍流流動[14]，采用混合分數/概率密度函數模型模擬火焰的湍流燃燒過程[15]，采用P1模型計算爐膛內部的傳熱[16-17]。數值模擬計算采用速度入口邊界條件，爐膛出口采用壓力出口邊界條件，煤粉顆粒由一次風噴口噴入爐膛，并且假定煤粉顆粒的速度、溫度與一次風保持一致。

針對滿負荷BRL工況進行數值模擬，采用設計煤種即實際運行煤種，煤粉細度(R90)為16%，煤粉顆粒與一次風方向相同，煤粉流速度為一次風速的90%，總煤耗量為139.5 t/h，一次風量為131.6 t/h，二次風量為964.6 t/h，燃盡風占二次風比例為33.8%，風粉混合溫度為75 ℃，二次風溫為374 ℃，燃盡風溫為374 ℃。根據水冷壁實際溫度分別設置不同區(qū)域的壁溫，冷灰斗區(qū)域、主燃燒區(qū)、還原區(qū)、燃盡風區(qū)域壁溫分別設為330 ℃、360 ℃、390 ℃、420 ℃，采用壓力出口條件。

2.2 網格劃分

采用1∶1的比例對該鍋爐進行建模，均采用結構化網格以防止偽擴散，對燃燒器區(qū)域的網格進行了局部加密以提高計算精度，網格總數約為190萬，如圖2和圖3所示。

圖2 爐膛整體網格 Fig.2 Furnace integral grid

模擬計算過程中進行了網格無關性驗證，結果見表3。190萬網格與260萬網格數值模擬結果較為接近，160萬網格計算結果精度較差。根據結果，認為采用190萬網格規(guī)模能滿足計算精度要求。

圖3 主燃燒區(qū)網格Fig.3 Main combustion area grid

表3 網格無關性驗證結果Tab.3 Grid independence verification results

3 高溫腐蝕與結焦結渣防治方案

根據電廠提供的資料進行實地考察后，初步分析該鍋爐出現高溫腐蝕和結焦結渣問題的原因是：①低氮燃燒基本原理為主燃區(qū)貧氧燃燒，鍋爐低氮燃燒改造后主燃區(qū)貧氧燃燒，會產生很強的還原性氣氛，因此容易發(fā)生高溫腐蝕和結焦結渣；②低氮燃燒改造后鍋爐燃燒假想切圓直徑較大，使得燃燒器出口射流兩側補氣條件相差大，爐內切圓直徑過大，射流偏轉嚴重而發(fā)生煤灰粒子大量沖刷水冷壁，導致燃燒器區(qū)的溫度很高，爐內高溫腐蝕和結焦結渣程度急劇上升；③該低氮燃燒鍋爐截面熱負荷和局部熱負荷均較高，發(fā)生高溫腐蝕和結焦結渣的風險大。

為了解決由上述原因帶來的腐蝕和結焦結渣問題，進行了針對性技術改造，改造方案為：將第6、8、12層二次風的切圓直徑由1 580 mm降低到1 200 mm；將第5、9、11層一次風的切圓直徑由1 580 mm降低到1 200 mm，同時將濃側反切角度由12°降低為6°；將第7層三次風切圓直徑由1 580 mm降低到1 200 mm；封堵第6層二次風和第10層油槍風的向火側貼壁風，僅保留背火側貼壁風；將第7、14層三次風的煤粉比例由1∶2調至1∶1。改造前后鍋爐切圓情況如圖4所示。

圖4 改造前后鍋爐切圓情況Fig.4 Schematic diagram of boiler tangent circle before and after renovation

4 研究結果

4.1 改造前后鍋爐燃燒特性模擬結果分析

鍋爐進行技改前后縱剖面溫度場和CO含量分布的對比分別如圖5和圖6所示。數值模擬結果表明：技改前，水冷壁附近高溫區(qū)域偏多，且還原性氣氛較強，易產生高溫腐蝕與結焦結渣問題，針對此提出減小切圓直徑、增大向火側貼壁風強度以及優(yōu)化三次風配風的技改方案，該方案使爐膛的燃燒區(qū)域向中心偏移、水冷壁向火側的冷卻風強度增大以及局部配風得以優(yōu)化；技改后，水冷壁附近高溫區(qū)減少，溫度明顯降低，CO高濃度區(qū)域向爐膛中心移動，高溫還原性氣氛減弱。因此，該技改方案緩解了高溫腐蝕和結焦結渣[18]，降低了水冷壁發(fā)生高溫腐蝕和結焦結渣的風險。

圖5 爐膛縱剖面溫度場Fig.5 Temperature field of furnace profile

圖6 爐膛縱剖面CO摩爾分數Fig.6 CO mole fraction of furnace profile

針對該鍋爐水冷壁存在的高溫腐蝕與結焦結渣情況，分別選取問題嚴重區(qū)域進行分析。

a)前墻：圖7和圖8分別為技改前后標高28 m處的CO和O2含量分布的對比。技改后，貼墻處CO摩爾分數由7.72×10-2左右降低至5.93×10-2左右，O2摩爾分數由1.45×10-2左右升高至2.90×10-2左右，有效地降低了還原性氣氛，緩解了該區(qū)域飛灰的熔融結焦。因此，該技改方案可以緩解標高28 m處前墻的結焦結渣。

圖7 標高28 m處CO含量分布Fig.7 CO concentration field at the height of 28 meters

圖8 標高28 m處O2含量分布Fig.8 O2 concentration field at the height of 28 meters

b)后墻：圖9和圖10分別為技改前后標高21 m處的溫度場和O2含量分布的對比。技改后，火焰貼墻處溫度水平顯著降低，由技改前的1 360 ℃左右降低到1 300 ℃左右，有效抑制了煤中的硫分轉化為H2S，對于高溫腐蝕起到了一定的緩解作用[19]；O2摩爾分數由1.30×10-1左右升高到1.88×10-1左右，抑制了Fe2O3被還原為熔點更低的FeO，從而有效抑制了飛灰的熔融結焦[20]。因此，該技改方案能夠有效緩解標高21 m處后墻的高溫腐蝕與結焦結渣。

圖9 標高21 m處溫度場Fig.9 Temperature field at the height of 21 meters

圖10 標高21 m處O2含量分布Fig.10 O2 concentration field at the height of 21 meters

4.2 改造前后鍋爐高溫腐蝕與結焦結渣防治現場試驗結果

為了驗證數值計算結果的可靠性，分別將技改后的試驗結果與模擬結果進行對比。進行現場試驗時，將鍋爐運行工況調整到與數值模擬工況一致，試驗期間不進行擾動爐內燃燒工況的操作?，F場試驗時對標高28 m近壁區(qū)CO體積分數、O2體積分數進行測試，采用Gasboard-3100P便攜式煤氣分析儀測得CO體積分數，采用OPTIMA7手持式煙氣分析儀測得O2體積分數，結果見表4。

表4 試驗結果與模擬結果對比Tab.4 Comparisons between test results and simulation results

在技改后，采用與技改前相同的煤種運行4個月后，檢查水冷壁高溫腐蝕與結焦結渣現象，水冷壁相同區(qū)域的運行結果對比如圖11和圖12所示。圖11和圖12表明：技改后，前墻標高28 m左右靠近右墻側的區(qū)域掛渣現象明顯減弱，后墻標高21 m左右靠近左墻側的區(qū)域高溫腐蝕現象明顯減弱，表明適度減小切圓直徑和增大向火側貼壁風強度，能夠明顯降低水冷壁向火側溫度，從而有效抑制高溫腐蝕與結焦結渣現象；第7、14層三次風煤粉比例由1∶2調至1∶1，使得標高21 m上下區(qū)域過量空氣系數降低，從而在一定程度上降低了該區(qū)域的溫度水平，緩解了該區(qū)域的高溫腐蝕?，F場試驗結果表明，該技改方案對于減緩鍋爐水冷壁的高溫腐蝕和結焦結渣有明顯作用。

圖11 前墻技改前后的狀況Fig.11 Front wall situations before and after technical transformation

圖12 后墻技改前后的狀況Fig.12 Back wall situations before and after technical transformation

5 結論

燃煤電廠鍋爐進行低氮燃燒改造后，普遍存在高溫腐蝕和結焦結渣問題，給鍋爐安全、高效和經濟運行帶來了一定的影響。本文對某300 MW鍋爐的高溫腐蝕與結焦結渣問題進行了研究，得出以下結論：

a)為了解決由于低氮燃燒改造后帶來的腐蝕和結焦結渣問題，可采取減小切圓直徑、封堵部分向火側貼壁風噴口以及優(yōu)化三次風煤粉比例等措施，減小鍋爐運行時速度場形成的切圓直徑，避免煤灰粒子大量沖刷水冷壁，防止燃燒器區(qū)域溫度水平過高，從而緩解水冷壁高溫腐蝕和結焦結渣。

b)技改前的數值模擬結果表明，經過低氮燃燒改造后鍋爐爐內切圓直徑較大，射流偏轉嚴重而導致煤灰粒子大量沖刷水冷壁，造成水冷壁附近區(qū)域溫度較高，CO含量較高，這種高溫還原性氣氛容易發(fā)生高溫腐蝕和結焦結渣。

c)技改后的數值模擬結果表明：通過減小切圓直徑、增大向火側貼壁風強度以及優(yōu)化三次風配風，水冷壁附近溫度水平顯著降低，由1 360 ℃左右降低至1 300 ℃左右，可以有效抑制煤中的硫分轉化為H2S；貼壁處CO摩爾分數明顯降低，由7.72×10-2左右降低至5.93×10-2左右，可以緩解飛灰的熔融結焦。

d)技改后，采用與技改前相同的煤種運行4個月后，對水冷壁高溫腐蝕與結焦結渣現象進行檢查，發(fā)現水冷壁區(qū)域的高溫腐蝕和掛渣現象明顯減少，說明該技改方案使燃燒區(qū)域向中心偏移，水冷壁向火側的冷卻風強度增大，局部配風得以優(yōu)化。技改前后的實際運行結果驗證了該技改方案的科學性和合理性。