对冲旋流燃烧锅炉侧墙水冷壁近壁区还原性气氛分布特性

李永生， 刘建民， 陈国庆， 黄启龙， 蔡 培

(国电科学技术研究院 清洁高效燃煤发电与污染物控制国家重点实验室， 南京 210023)



对冲旋流燃烧锅炉侧墙水冷壁近壁区还原性气氛分布特性

李永生， 刘建民， 陈国庆， 黄启龙， 蔡 培

(国电科学技术研究院 清洁高效燃煤发电与污染物控制国家重点实验室， 南京 210023)

以某660 MW超临界对冲旋流燃烧锅炉为研究对象，采用现场试验和数值模拟相结合的方法，考察了不同运行工况下锅炉侧墙水冷壁近壁区还原性气氛的分布特征，分析了机组负荷、运行氧量、燃尽风开度及燃烧器二次风配风方式等燃烧调整手段对侧墙水冷壁近壁区烟气中O2体积分数、CO体积分数、H2S质量浓度以及脱硝入口NOx质量浓度的影响.结果表明：负荷越高，侧墙近壁区还原性气氛越强，高温腐蚀主要发生在高负荷工况下；提高运行氧量、降低燃尽风风量，虽可提高侧墙水冷壁近壁区烟气中O2体积分数，但提高幅度有限，且影响NOx质量浓度；提高靠近侧墙燃烧器的二次风量，降低二次风旋流强度对侧墙近壁区烟气组分的影响并不明显.

高温腐蚀； 硫化氢； 低氮燃烧； 还原性气氛

近年来，随着国家环保要求的不断提高，特别是新火电厂排放标准(GB 13223—2011)的实施，燃煤发电机组普遍进行了NOx排放控制技术改造，普遍采用低氮燃烧技术与SCR脱硝技术相结合的综合防治措施[1-2].低氮燃烧技术营造的炉内还原性气氛虽可降低NOx的排放，但若空气分级过度则会影响锅炉的安全运行.首先，还原区含有大量强腐蚀性气体，如H2S，在一定条件下极易破坏水冷壁表面的氧化铁保护膜，导致水冷壁出现硫酸盐和硫化物型高温腐蚀[3-4].其次，煤的灰熔点随还原性气氛的增强而降低，这不仅会导致水冷壁结渣，还会加剧高温腐蚀[5-7].

针对锅炉水冷壁的高温腐蚀，国内外研究者进行了相关研究.秦明等[8]采用数值模拟方法，分析了四角切圆锅炉水冷壁近壁区H2S的分布特性，确定了空气分级燃烧炉内H2S的主要分布区域，为防治水冷壁高温腐蚀提供了重要参考依据.杨扬等[9]采用试验方法测量了600 MW四角切圆锅炉水冷壁近壁区还原性气体的分布特性，分析了燃尽风风量、运行氧量和煤种的影响.张知翔等[10]针对四角切圆锅炉水冷壁高温腐蚀问题，提出了一种贴壁风装置，并采用数值模拟方法进行了优化.邓念念等[11]采用数值模拟方法，研究了对冲燃烧锅炉炉内燃烧过程，并重点分析了壁面区域温度场对水冷壁结渣的影响.李敏等[12]采用数值模拟方法，分析了对冲燃烧锅炉水冷壁高温腐蚀的成因，重点分析了流场的影响，并提出了贴壁风技术方案.陈敏生等[13-14]采用数值模拟方法优化了前后墙贴壁风喷口布置方案，并给出了贴壁风对炉内燃烧特性的影响.

由上述研究可知，针对四角切圆锅炉水冷壁高温腐蚀问题，国内学者从试验调整、数值模拟到贴壁风技术改造已进行了非常详尽的研究，而针对对冲旋流燃烧锅炉水冷壁高温腐蚀问题，仅开展了相关数值模拟研究工作，主要分析了腐蚀的成因以及贴壁风布置方案的优化，对炉内还原性气氛的实际分布情况及运行调整的影响缺乏相关试验研究.笔者以某电厂660 MW超临界对冲旋流燃烧锅炉为研究对象，采用现场试验和数值模拟相结合的方法，考察了机组负荷、运行氧量、燃尽风(OFA)开度以及燃烧器内外二次风配风方式等燃烧调整手段对水冷壁近壁区还原性气氛分布特性的影响，以期为对冲旋流燃烧锅炉水冷壁高温腐蚀防治提供参考.

1 锅炉概况

某电厂DG 2141/25.4-II7型锅炉为超临界参数直流炉，采用一次中间再热、单炉膛、平衡通风、尾部双烟道.制粉系统为正压直吹式，配备6台中速磨煤机.燃烧器为DBC-OPPC型低NOx燃烧器，采用前后墙对冲布置，共36只，前墙18只，后墙18只，各分3层布置，每层6只.分别在前后墙距离最上层燃烧器一定距离处布置一层OFA喷口，每层8只，其中2只侧OFA喷口位置略低于其余6只OFA喷口.每层风箱入口处均设置挡板门用以调整风箱的进风量，风箱入口挡板门由气动执行器进行调节.炉膛四周为全焊膜式水冷壁，由下部螺旋盘绕上升水冷壁和上部垂直上升水冷壁2种结构组成.

该机组整套启动运行半年后，出现水冷壁高温腐蚀现象(见图1).高温腐蚀主要发生在第一层燃烧器至燃尽风之间的左、右两侧墙，集中在炉深方向的中间区域.左侧墙(A侧)高温腐蚀区呈零星分布，右侧墙(B侧)高温腐蚀区呈连续分布，腐蚀特征与文献中报道的对冲旋流燃烧锅炉腐蚀特征基本一致.

图1 侧墙水冷壁高温腐蚀形貌Fig.1 High-temperature corrosion morphology of side water walls

2 测点布置及测量方法

2.1 测点的布置

在炉膛两侧墙安装了测点，用于测量水冷壁近壁区烟气中O2、CO和H2S体积分数的分布情况，测点位置如图2所示.

图2 测点布置示意图Fig.2 Arrangement diagram of measurement points

第1层测点布置在第1层燃烧器与第2层燃烧器之间，标高为22 m.第2层测点布置在第2层燃烧器与第3层燃烧器之间，标高为27 m.第3层测点布置在第3层燃烧器与燃尽风之间，标高为33 m.每层布置3个测点，测点间距取3.5 m，中间测点位于侧墙宽度方向中心线上.为便于分析叙述，左侧墙第1层测点靠近前墙的编号为A1-1，侧墙中心位置的编号为A1-2，靠近后墙的编号为A1-3.左侧墙第2层和第3层测点的编号依次为A2-1、A2-2、A2-3、A3-1、A3-2、A3-3.右侧墙测点编号次序与左侧墙类似，用B表示.

2.2 测量方法及试验条件

试验中，采用NGA2000、TESTO350、烟气预处理器和烟气流量稀释器测量水冷壁近壁区烟气中O2体积分数、CO体积分数和H2S质量浓度以及脱硝入口NOx质量浓度.为减弱取样中烟气冷凝对H2S质量浓度测量结果的影响，在取样过程中将烟气先经冷凝器急冷，然后再稀释通入烟气分析仪.试验煤质见表1.

表1 煤种特性Tab.1 Analyses of the coal quality

2.3 数值模拟方法

关于炉内流动、燃烧过程的数值模拟，笔者选用的数学模型、网格划分方式、边界条件及数值求解方法与参考文献[14]中一致.硫化物气体生成模型采用文献[8]和文献[15]中的计算模型.

3 结果与分析

3.1 水冷壁近壁区烟气中O2体积分数分布

图3给出了炉膛四周水冷壁近壁区(距水冷壁管中心线100 mm处)烟气中O2体积分数分布的模拟结果.由图3可知，左、右两侧墙OFA喷口以下，除靠近前、后墙区域外，烟气中O2体积分数均低于0.005，OFA喷口以上区域烟气中O2体积分数较高，大于0.02.前、后墙水冷壁近壁区烟气中O2体积分数沿着炉膛高度的分布与左、右两侧墙分布趋势相反，在OFA喷口以下水冷壁近壁区烟气中O2体积分数高，约0.1，而在OFA喷口以上水冷壁近壁区烟气中O2体积分数相对较低，但仍高于0.01.由此可知，对冲旋流燃烧锅炉水冷壁近壁区出现还原性气体的区域主要集中在左、右两侧墙OFA喷口以下的区域，这也是极易发生高温腐蚀的区域.

(a)前墙(b)后墙

(c)左侧(A侧)墙(d)右侧(B侧)墙

图3 炉膛四周水冷壁近壁区烟气中O2体积分数

Fig.3 O2concentration close to water walls

3.2 机组负荷的影响

图4给出了不同机组负荷下B侧墙水冷壁近壁区烟气中O2体积分数、CO体积分数和H2S质量浓度的分布.由图4可知，随着机组负荷的升高，各测点测得的O2体积分数基本呈降低的趋势.360 MW机组负荷下，各测点测得的O2体积分数均高于0.5%，高于1%的测点数量占60%，而500 MW及以上机组负荷，第2、第3层测点测得的O2体积分数极低，最高值为0.9%，最低值为0.01%.另外，近壁区烟气中O2体积分数沿着炉膛高度方向逐渐降低，对同层测点对比后发现，前墙近壁区烟气中O2体积分数高于后墙.

比较不同机组负荷下H2S质量浓度和CO体积分数可以发现，随着机组负荷的升高，各测点测得的H2S质量浓度和CO体积分数逐渐升高.360 MW机组负荷下，除B1-3和B2-3外，其余各测点的H2S质量浓度均小于150 mg/m3，而600 MW机组负荷下除B1-1和B1-2外，其余各测点的H2S质量浓度均高于450 mg/m3，其中B2-3和B3-2测点的H2S质量浓度超过仪器量程1 518 mg/m3.比较测得的H2S质量浓度和CO体积分数分布可以发现，H2S质量浓度和CO体积分数分布沿着炉膛高度方向呈递增趋势，与O2体积分数分布趋势相反，在宽度方向上靠近前墙区域的H2S质量浓度和CO体积分数明显低于靠近后墙区域.

(a) O2体积分数

(b) H2S质量浓度

(c) CO体积分数图4 机组负荷对水冷壁近壁区烟气中O2体积分数、H2S 质量浓度和CO体积分数的影响Fig.4 Effect of unit load on the O2, H2S and CO concentration close to water walls

综上，对比不同机组负荷下B侧墙近壁区烟气中O2体积分数、CO体积分数和H2S质量浓度分布可知，低负荷下近壁区烟气中O2体积分数相对较高，而H2S质量浓度较低，高负荷下近壁区烟气中O2体积分数较低，而H2S质量浓度较高，易发生高温腐蚀.结合高温腐蚀的机理可以推测，对冲旋流燃烧锅炉左右两侧墙水冷壁高温腐蚀主要发生在高负荷工况下.比较高负荷下左右两侧墙近壁区烟气中O2体积分数和H2S质量浓度分布特征可知，易发生高温腐蚀的区域在高度上位于第2层燃烧器至燃尽风之间区段，在宽度上主要集中在左右两侧墙中间及偏后区域.

3.3 运行氧量的影响

在500 MW机组负荷下，保持各层风箱挡板门开度不变，考察了运行氧量对B侧墙近壁区烟气中O2体积分数、CO体积分数和H2S质量浓度以及脱硝入口NOx质量浓度的影响，试验结果见图5和表2.由图5(a)可知，随着运行氧量的升高，各测点测得的O2体积分数基本呈递增趋势.对比各测点O2体积分数的增加幅度可以发现，靠近前墙的B1-1、B2-1和B3-1 测点变化比较明显，而靠近侧墙中心和后墙位置的测点变化并不显著，特别是位于还原区的第3层测点，O2体积分数基本无明显变化，均低于0.3%.由图5(b)和图5(c)可知，提高运行氧量，侧墙近壁区烟气中H2S质量浓度和CO体积分数虽有所降低，但是位于还原区的第3层测点H2S质量浓度仍极高，B3-2和B3-3测点的H2S质量浓度仍超过仪器量程1 518 mg/m3.

(a) O2体积分数

(b) H2S质量浓度

(c) CO体积分数图5 运行氧量对水冷壁近壁区O2体积分数、H2S质量浓度和 CO体积分数的影响Fig.5 Effect of operation oxygen volume on the O2, H2S and CO concentration close to water walls

由此可知，提高运行氧量虽可提高主燃区烟气中的O2体积分数，降低CO体积分数和H2S质量浓度，但由于采用空气分级燃烧，主燃区和还原区过量空气系数仍小于1，侧墙近壁区烟气中O2体积分数仍较低.

表2 不同运行氧量下脱硝入口NOx质量浓度1)Tab.2 Effect of operation oxygen volume on the NOxconcentration at SCR inlet

注：1) NOx质量浓度为折算到标态、干基、6%O2体积分数下的值.

表2给出了运行氧量对脱硝入口NOx质量浓度的影响.由表2可知，随着运行氧量的提高，脱硝入口NOx质量浓度呈递增趋势，运行氧量由2.34%升高至4.7%，两侧脱硝入口平均NOx质量浓度由336 mg/m3提高到400.5 mg/m3，升高了19%.由此可知，提高运行氧量虽可提高水冷壁近壁区烟气中O2体积分数，降低CO体积分数和H2S质量浓度，但会大幅度提高脱硝入口NOx质量浓度.

3.4 燃尽风风门开度的影响

在360 MW和500 MW机组负荷下，保持运行氧量和各层风箱挡板门开度不变，改变燃尽风风门开度，考察其对脱硝入口NOx质量浓度和侧墙近壁区烟气中O2体积分数、CO体积分数和H2S质量浓度的影响，试验中燃尽风风门开度的变化见表3，试验结果见图6.由图6可知，2个试验负荷下减小燃尽风风门开度，第2层和第3层测点测得的O2体积分数均有所上升，但幅度均不大，侧墙中心和靠近后墙测点测得的O2体积分数仍低于1%，而第1层测点测得的O2体积分数随着燃尽风风门开度的降低，360 MW机组负荷下呈降低趋势，500 MW机组负荷下呈升高趋势.由2个试验负荷下近壁区H2S质量浓度的分布特征可知，减小燃尽风风门开度，H2S质量浓度降低.

减小燃尽风风门开度，可将更多的二次风分配到主燃区，有利于提高主燃区O2体积分数，因此侧墙近壁区O2体积分数提高.但由于各层风箱挡板门开度及燃烧器阻力不同，致使各层燃烧器配风并不均匀，因此减小燃尽风风门开度对各层燃烧器风量的影响并不同，以致各层测点测得的O2体积分数增加幅度并不相同.另外，煤在燃烧过程中硫有2种转化形式，在氧气充足的条件下生成SO2，在缺氧条件下生成H2S.在炉膛中这2种产物并存，各自的份额取决于O2体积分数.增加主燃区O2体积分数，可以提高S向SO2的转化，从而抑制H2S生成，因此，随着燃尽风风门开度的减小，H2S质量浓度降低.

(a) O2体积分数

(b) H2S质量浓度图6 燃尽风风门开度对水冷壁近壁区O2体积分数和H2S 质量浓度的影响Fig.6 Effect of OFA volume on the O2 and H2S concentration close to water walls

在实际运行中，由于高负荷下无法将燃尽风风门全关，为此采用数值模拟方法对比了燃尽风风门全开和全关2个工况下水冷壁近壁区烟气中O2体积分数的分布情况，结果见图7.由图7可知，若燃尽风风门全关，水冷壁近壁区O2体积分数显著升高，最低值为1%，平均值为4.2%.

(a)全关工况(b)全开工况

图7 燃尽风风门全开和全关工况下水冷壁近壁区O2体积分数

Fig.7 O2concentration close to water walls in the case of fully closed and opened OFA

表3给出了360 MW和500 MW机组负荷下燃尽风风门开度对脱硝入口NOx质量浓度的影响.由表3可知，360 MW机组负荷下，将燃尽风A侧风门开度由54%减小至32%，B侧风门开度由38%减小至25%，A侧脱硝入口NOx质量浓度由350 mg/m3升高到355 mg/m3，B侧脱硝入口NOx质量浓度由322 mg/m3升高到338 mg/m3.500 MW机组负荷下，将燃尽风A侧风门开度由71%减小至50%，B侧风门开度由65%减小至40%，A侧脱硝入口NOx质量浓度由362 mg/m3升高到385 mg/m3，B侧脱硝入口NOx质量浓度由354 mg/m3升高到373 mg/m3.

表3 不同燃尽风风门开度下脱硝入口NOx质量浓度Tab.3 Effect of OFA volume on the NOx concentration at SCR inlet

综上，减小燃尽风风门开度，虽可降低燃尽风风率，提高主燃区O2体积分数，但会导致NOx质量浓度升高，破坏低氮改造分级燃烧降低NOx质量浓度的技术意图.另外，脱硝入口NOx质量浓度升高，增加了SCR脱硝系统NOx控制负担，会导致脱硝系统喷氨量增加、氨逃逸率升高，影响空气预热器和除尘器的安全稳定运行.

3.5 二次风配风方式的影响

为了提高侧墙水冷壁近壁区烟气中O2体积分数，降低H2S质量浓度和CO体积分数，缓解水冷壁高温腐蚀，进行了燃烧器内外二次风配风的调整试验.笔者主要对比2种配风方式，方式1为常规的均等配风，即同层各只燃烧器内外二次风开度相同.方式2是将靠近侧墙的燃烧器内二次风关小，只留少许开度冷却喷口，将外二次风挡板调为直流，增大靠近侧墙燃烧器的二次风量和穿透深度.调整后测得的近壁区烟气中O2体积分数和H2S质量浓度见图8.

(a) O2体积分数

(b) H2S质量浓度图8 二次风配风方式对水冷壁近壁区O2体积分数和H2S质量浓度的影响Fig.8 Effect of secondary air distribution mode on the O2 and H2S concentration close to water walls

由图8可以看出，提高靠近侧墙燃烧器的二次风风量及射流刚性，可以显著提高第1层测点测得的O2体积分数，但对第2、第3层测点测得的O2体积分数影响并不明显.分析其原因为，将外二次风由旋流改为直流，虽可提高二次风风量和射流刚性，但由于靠侧墙燃烧器距侧墙距离(3.461 m)较大，扩散到侧墙近壁区气流氧量已基本耗尽，因此，对近壁区烟气中O2体积分数影响并不明显.

为进一步分析燃烧器内外二次风配风方式对侧墙水冷壁近壁区烟气中O2体积分数的影响，采用数值模拟方法分析了外二次风叶片角度的影响，模拟结果见图9.由图9可以看出，在保证各只燃烧器风量不变的条件下，将外二次风叶片角度由55°降低到35°，侧墙中间近壁区烟气中O2体积分数变化不明显，而靠近前后墙区域的O2体积分数略有提高，但幅度不大，这进一步说明了燃烧器二次风配风调整对侧墙近壁区烟气组分影响不大.

(a)35°(b)45°(c)55°

图9 外二次风叶片角度对水冷壁近壁区O2体积分数的影响

Fig.9 Effect of vane angles of outer secondary air on the O2concentration close to water walls

4 结 论

(1) 对冲旋流燃烧锅炉侧墙水冷壁近壁区还原性气氛随着机组负荷的升高而增强，高温腐蚀主要发生在高负荷工况下，易腐蚀区域位于第2层燃烧器至燃尽风区段，主要集中在侧墙中间和偏后墙区域.

(2) 减小燃尽风风门开度，侧墙近壁区CO体积分数和H2S质量浓度均降低，主燃区上部O2体积分数略有升高，但幅度不大，侧墙中心和靠近后墙区域O2体积分数依然较低，仍存在高温腐蚀的风险，且脱硝入口NOx质量浓度升高.

(3) 随着运行氧量的增加，侧墙近壁区O2体积分数略有升高，H2S质量浓度降低，但NOx质量浓度显著增加；改变靠近侧墙燃烧器的内外二次风叶片角度，增加二次风量和射流刚性，对侧墙近壁区还原性气氛的影响并不明显.

(4) 采用燃烧调整的手段可提高两侧墙水冷壁局部区域烟气中O2体积分数，减弱还原性气氛，在一定程度上可缓解高温腐蚀，但尚无法从根本上解决该问题.

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Distribution Characteristics of Reductive Atmosphere Close to the Water Wall of an Opposed Firing Boiler

LIYongsheng,LIUJianmin,CHENGuoqing,HUANGQilong,CAIPei

(State Key Laboratory of Clean and Efficient Coal-fired Power Generation and Pollution Control,Guodian Science and Technology Research Institute, Nanjing 210023, China)

Taking a 660 MW supercritical opposed firing boiler as an object of study, experimental tests and numerical simulations were conducted to investigate the distribution characteristics of reductive atmosphere close to the side wall under different operation conditions, so as to analyze the effects of following factors on the O2, CO and H2S concentration close to the water wall, and on the NOxconcentration at the inlet of SCR system, such as the unit load, operation oxygen volume, over fire air (OFA) volume and the secondary air distribution mode of burners, etc. Results show that the higher the unit load, the stronger the reductive atmosphere; high-temperature corrosion mainly occurs in the case of high unit load. The O2concentration close to side walls can be improved by means of changing the volume of operation oxygen and OFA, but in a limited extent and with negative effect on NOxemission. Increasing the volume and reducing the swirl intensity of secondary air for burners close to side walls have no obvious effect on the reductive atmosphere.

high-temperature corrosion; hydrothion; low-NOxcombustion; reductive atmosphere

2016-07-11

清洁高效燃煤发电与污染物控制国家重点实验室科技资助项目

李永生(1964-)，男，山西岚县人，高级工程师，硕士，研究方向为洁净煤燃烧技术. 陈国庆(通信作者)，男，博士，电话(Tel．)：025-89620929；E-mail：chengqhit@163.com.

1674-7607(2017)07-0513-07

TK229.2

A

470.30