贴壁风对300 MW四角切圆锅炉高温腐蚀特性影响的数值模拟

万中平, 刘基昌, 毛晓飞, 方庆艳, 张 成, 陈 刚

(1. 国电科学技术研究院武汉电力技术分院，武汉 430066；2.华中科技大学 煤燃烧国家重点实验室，武汉 430074)

近年来，低氮燃烧技术在火力发电领域得到了广泛应用。虽然低氮燃烧技术能够显著降低NOx的排放，但是却在主燃区形成了较强的还原性气氛，在燃用含硫量较高的煤时，很容易在部分区域水冷壁附近造成高温腐蚀。高温腐蚀作用下水冷壁管壁变薄，强度降低，容易发生泄漏和爆管等事故，严重影响了锅炉机组的安全、经济运行[1-4]。

目前，针对缓解锅炉运行过程中高温腐蚀问题的研究已经取得了诸多行之有效的技术成果。李敏等[5]在某电厂300 MW前后墙对冲燃煤锅炉上添加了贴壁风喷口，当贴壁风风率为4%时，该方案可以有效改善高温腐蚀情况。陈天杰等[6]基于某电厂660 MW前后墙对冲燃煤锅炉，设计了前后墙开孔与侧墙开槽相结合的贴壁风布置方案，当贴壁风风率为4.35%时，水冷壁高温腐蚀区域的还原性气氛基本被破坏。陈鸿伟等[7]在四角切圆锅炉底层双通道主燃区采用了侧边风技术，实炉热态实验结果表明，该改造方案能够有效解决高温腐蚀问题，并且改造之后低负荷稳燃及热效率所受影响较小。

某电厂在其低氮燃烧改造工程中，兼顾到降低低氮燃烧过程中高温腐蚀的危害，采用了一种新的贴壁风技术。与传统的在墙上安装贴壁风不同，针对BC层和燃尽风(OFA)层燃烧器附近高温腐蚀最严重的问题，该技术将贴壁风加装在BC层二次风室和紧凑燃尽风(CCOFA)室两侧，贴壁风由中间的二次风室引出。增加这种双尺度燃烧技术特有的附壁射流的贴壁风喷口能有效增强近壁区域的氧化性气氛，降低高温腐蚀危害。对于这种贴壁风技术的相关研究目前还比较少见，笔者基于某300 MW四角切圆锅炉，对不同贴壁风工况在主燃区的防腐蚀效果展开数值模拟研究。

1 锅炉本体情况

某300 MW四角切圆锅炉为单炉膛、一次再热、平衡通风、露天布置、钢炉架、固态排渣型Π炉，共有16层燃烧器，其中每层有4个燃烧器对称分布于4个墙角上。图1为数值模拟计算的三维模型示意图，其中x轴为深度方向，y轴为宽度方向，z轴为高度方向，SOFA为分离燃尽风。

(a)锅炉三维结构(b)主燃区燃烧器布置

图1 锅炉结构示意图

Fig.1 Structure diagram of the boiler

该电厂改造工程中的燃用煤含硫量较高，其煤质分析见表1。燃用煤含硫量越高，炉膛内越容易发生水冷壁高温腐蚀，所以采用低氮燃烧技术时，要注意降低高温腐蚀的不利影响。

表1 煤质分析

在BC层二次风室和SOFA风室两侧安装贴壁风后，贴壁风沿着与水冷壁壁面平行的方向送入炉膛，图2给出了贴壁风入射角度的示意图。为了研究贴壁风对锅炉运行中高温腐蚀的影响，设置了4组不同贴壁风参数工况(见表2)。其中工况1没有加装贴壁风，工况2和工况3所有贴壁风均投入运行，从工况1、工况2到工况3，贴壁风风率逐渐增加。工况4关闭了与主流方向相反的贴壁风，并将这部分风率分配给未关闭的贴壁风和辅助风。在这4个工况中，工况3为基本工况。

图2 贴壁风入射角度

Tab.2 Ratio of various air distributions under differentnozzle operating conditions%

2 数学模型与计算

2.1 数学模型

锅炉炉膛内的煤粉燃烧过程由多个子过程互相耦合而成，主要包含湍流过程、颗粒相的输运、煤粉颗粒的热解和燃烧、气相反应物参与的均相燃烧反应、辐射和对流传热过程以及NOx生成和还原过程等。针对四角切圆锅炉的具体特点，确定了模拟该煤粉锅炉燃烧过程的三维数学模型[8-12]：采用Euler方法描述炉内气相湍流流动，湍流模型选择带旋流修正的k-ε模型；由于煤粉颗粒占气相的体积分数小于10%，因此选用离散相模型来描述颗粒相的运动；煤粉在流动的同时还伴随着挥发分析出和燃烧过程，因此采用双平行竞争反应模型模拟煤粉挥发分的析出，应用动力/扩散控制燃烧模型模拟焦炭燃烧，基于混合分数-概率密度函数模型模拟气相湍流燃烧；气相与固相之间的耦合计算采用计算单元内颗粒源项算法；选用P-1辐射模型来模拟炉内辐射换热过程。NOx的计算采用后处理方法。在分配挥发分N和焦炭N时，通过化学渗透挥发分(CPD)模型计算得出挥发分N和焦炭N在总氮中的比例分别为0.326和0.674。

2.2 网格划分

采用结构化的网格划分方法，使用六面体网格。为了减少计算过程中的伪扩散，通过合适的网格划分使得燃烧器出口区域的网格线与流体流动方向基本一致[13-14]，并将该区域网格加密，以准确模拟该区域物理量的大梯度特性。网格结构如图3所示。

传统的泡菜制作方式都是采用自然发酵法，发酵周期较长，产品质量不稳定，亚硝酸盐含量也较高[5]。亚硝酸盐的生成和积累极大地影响了泡菜的食用安全性，因为亚硝酸盐在酸性条件下能与胺类及氨基酸等含氮化合物反应，生成具有致癌作用的亚硝胺和亚硝酰胺[6，7]。亚硝酸盐的生成主要在泡菜发酵初期，随着发酵时间的延长，亚硝酸盐的含量也会逐渐降低。但是工业化生产为了提高生产效率，往往缩短发酵周期，亚硝酸盐可能仍维持在较高的浓度。因此，筛选降解亚硝酸盐能力强且生长速率快的乳酸菌菌株对泡菜的生产和推广应用十分重要。

(a)主燃区水平截面(b)锅炉竖直截面

图3 炉膛网格结构

Fig.3 Meshing of the furnace

2.3 边界条件与数值求解

在数值模拟计算中，入口边界条件采用速度入口，出口边界条件采用压力出口。考虑到实际水冷壁壁面有灰的污染，将水冷壁温度设为690 K。方程的求解采用逐线性迭代法和低松弛因子，压力与速度耦合采用SIMPLE算法[15]，压力项离散采用PRESTO格式，其他项的离散格式为一阶迎风格式。获得收敛解的判断标准为能量方程和辐射传热计算的残差小于10-6，其他方程残差小于10-3。

3 模拟结果与讨论

3.1 网格无关性检查

进行数值模拟计算之前，在网格数为200万的网格系统基础上，对主燃区网格进行加密得到网格数为258万和342万的网格系统，并进行网格无关性检测。在具体的检测中，分别选取B层一次风截面上的直线line-b(即x=0～11.76 m，y=5.985 m，z=12.511 m)和C层一次风截面上的直线line-c(即x=0～11.76 m，y=5.985 m，z=14.376 m)为对象，具体考察不同网格系统在这两条直线上的温度和y方向上速度分量Vy的变化。网格无关性检测结果见图4。

从图4可以看出，这3种网格系统计算所得结果相差不大，其中网格数为258万与网格数为342万时的计算结果更为接近。权衡考虑提高计算精度和计算机性能对网格数的限制，选取网格数为258万的网格系统来完成相关计算。

3.2 模拟结果验证

在研究改变贴壁风参数对部分水冷壁区域高温腐蚀状况的影响之前，将工况3炉膛出口部分参数的模拟计算值与现场测量值进行了比较，结果见表3。实际测量炉膛出口部分参数时，采用网格法在出口两侧取多点测量，然后取其平均值。由表3可知，炉膛出口部分参数的模拟计算值与现场测量值较吻合，本文所建立的几何模型、网格划分结构和数学模型能够合理地模拟炉膛内的流动、传热以及燃烧过程，可用于对实际锅炉运行过程中高温腐蚀状况的模拟。

(a)line-b上温度分布

(b)line-c上温度分布

(c)line-b上Vy分布

(d)line-c上Vy分布

表3 模拟结果验证

3.3 变贴壁风风率模拟结果分析

3.3.1 BC层和OFA层截面上O2和CO的体积分数分布

图5和图6给出了BC层截面上不同贴壁风风率下O2和CO体积分数分布。从图5可以看出，工况1的贴壁风风率为0，气流仅从二次风喷口喷出，其各喷口附近O2体积分数较高区域的面积明显比其他工况小。由于没有沿水冷壁壁面方向的空气射流，工况1的BC层截面上水冷壁附近O2被大量消耗后无法得到及时补充，所以还原性气氛比其他3个工况强。对于工况2和工况3，并非贴壁风风率越大水冷壁附近的还原性气氛越弱，工况2水冷壁附近的还原性气氛反而要比工况3弱。从图5还可以看出，添加贴壁风后，水冷壁附近流动方向与主气流旋转方向相同的贴壁风气流轮廓比较明显，而与主气流旋转方向相反的贴壁风气流由于受到主气流的阻挡，其轮廓并不明显。

(a)工况1(b)工况2(c)工况3

图5 BC层截面上O2体积分数分布

图6 BC层截面上CO体积分数分布

Fig.6 Distribution of CO concentration in BC cross section

图7和图8给出了OFA层截面上不同贴壁风风率下O2和CO体积分数分布。从图8可以看出，工况2在水冷壁附近的还原性气氛仍然要比工况1和工况3弱。OFA层截面上不同风率贴壁风的补氧效果总体要比BC层截面上不同风率贴壁风的补氧效果明显。在OFA层截面上，贴壁风沿壁面附近流动的距离更远，水冷壁附近的CO体积分数均明显降低。这是因为OFA层截面离主燃烧器的中心区域比BC层截面要远，OFA层截面附近燃烧的剧烈程度没有主燃烧器中心区域剧烈，贴壁风补充的O2没有在沿壁面流动过程中被迅速消耗掉。

(a)工况1(b)工况2(c)工况3

图7 OFA层截面上O2体积分数分布

图8 OFA层截面上CO体积分数分布

Fig.8 Distribution of CO concentration in OFA cross section

通过上述贴壁风所在燃烧器层截面上O2和CO体积分数分布可以发现，在水冷壁附近还原性气氛较强。为了更加详细地考察水冷壁附近的还原性气氛，在BC层和OFA层截面上距离右侧墙水冷壁壁面0.2 m处从左到右沿深度方向各取一条线段，分别记为line-bc和line-ofa(见图1)。

(a)line-bc上CO体积分数分布

(b)line-ofa上CO体积分数分布

由此可见，在line-bc和line-ofa上较高体积分数的CO主要集中在中间到右边的区域。

3.3.2 水冷壁附近高度方向上各参数的变化

考虑到四角切圆锅炉4个墙面附近的流场、组分及温度场具有相似性，在右侧墙水冷壁附近0.2 m处，沿高度方向自下而上选取一条线段line-1，其位置示意图见图1。选取的这条线段位于炉膛深度方向二分之一的位置，其起点坐标为(5.88 m,0.2 m,9.305 m)，终点坐标为(5.88 m,0.2 m,33.74 m)。

图10～图12给出了line-1沿高度方向上O2体积分数、温度及CO体积分数的分布。由图10可知，line-1上对应主燃区的高度范围内，不同贴壁风风率下的O2体积分数都小于2%，这是因为这部分的燃烧非常剧烈，对O2的消耗很大。line-1上对应主燃区的高度范围内，工况2总体的氧化性气氛最强，在接近一半的高度范围内O2的体积分数都大于1%。当OFA层燃烧器的贴壁风喷入炉膛后，line-1上3个工况对应的O2体积分数均开始上升，其中工况2的O2体积分数峰值最大。虽然高度继续上升后有SOFA喷入炉膛，但是由于SOFA切圆偏离line-1较远，对line-1上的O2体积分数几乎没有影响。从整个line-1上O2体积分数分布来看，工况2的氧化性气氛仍然是最强的。line-1上工况2在超过一半高度上的O2体积分数都在1%以上，而小于1%的那部分O2体积分数偏离1%的程度都较小。在line-1上，工况1、工况2和工况3对应的温度始终都相差较小，并且随着各喷口空气的喷入其温度变化幅度较小。由文献[7]可知，当CO体积分数小于3%时，可认为烟气处于弱还原性或接近中性状态，即使O2体积分数稍小，水冷壁发生高温腐蚀的可能性也非常小。在主燃区，由于燃烧剧烈line-1上各工况的CO体积分数都相对较大。工况2和工况3由于添加了贴壁风，水冷壁附近line-1上还原性气氛相对于工况1均有较大幅度的减弱。在主燃区内，工况2的CO体积分数最小，有超过一半高度上的CO体积分数都小于3%，其最大值约为7.5%；工况1的CO体积分数最大，基本上都大于3%，其最大值约为11.5%。当OFA层燃烧器对应的贴壁风喷入炉膛后，line-1上这3个工况对应的CO体积分数在逐渐降低，最终维持在小于3%的较低水平。

图10 line-1沿高度方向上O2体积分数分布

Fig.10 Distribution of O2concentration in height direction along line-1

图11 line-1沿高度方向上温度分布

图12 line-1沿高度方向上CO体积分数分布

Fig.12 Distribution of CO concentration in height direction along line-1

3.3.3 炉膛出口参数

表4给出了不同风率贴壁风对炉膛出口参数的影响。从表4可以看出，从工况1、工况2到工况3，炉膛出口的NOx质量浓度逐渐上升，而飞灰含碳量和CO体积分数逐渐下降。这是因为与主气流旋转方向相反的贴壁风受到上游主气流的冲击之后混入主气流中，使得燃烧初期的化学当量比增大，O2体积分数和煤粉燃烧速率增大，NOx生成速率增大；随着贴壁风风率的增加，这种作用加强，飞灰含碳量和CO体积分数降低，NOx质量浓度则上升。

表4 不同工况下的炉膛出口参数

3.4 关闭与主气流旋转方向相反的贴壁风的模拟结果分析

为了提高贴壁风的补氧效果，在工况3的基础上，工况4关闭了与主流旋转方向相反的贴壁风，并将这部分风率分配给未关闭贴壁风和辅助风，适当提高未关闭贴壁风的风速，以期获得更好的贴壁风效果。

3.4.1 BC层和OFA层截面上O2和CO体积分数的分布

图13和图14给出了工况3和工况4下BC层和OFA层截面上O2和CO体积分数分布。从图13可以看出，工况4下BC层截面上水冷壁附近气流的O2体积分数明显提高，还原性气氛得到了有效的削弱。出现这种效果主要有2个原因：首先，与主气流旋转方向相同的贴壁风风速提高后，气流的穿透能力得到有效加强；其次，由于与主气流旋转方向相反的贴壁风关闭后，有一部分风率分配到BC层和OFA层燃烧器下方的辅助风上，BC层和OFA层燃烧器上游的还原性气氛得到一定程度的削弱。

3.4.2 水冷壁附近沿高度方向各参数的变化

图15～图17给出了工况3和工况4在水冷壁附近line-1上O2体积分数、温度及CO体积分数的变化。从图15可以看出，工况3与工况4在line-1上O2体积分数变化趋势相差较大。line-1上12～<19 m高度区间内，工况4的O2体积分数要大于工况3。这是因为相对于工况3，工况4在主燃区的辅助风风率较大，使得这部分水冷壁附近的O2体积分数有所提高。而在19～32 m高度区间内，工况3的O2体积分数要大于工况4。这是因为工况3在OFA层燃烧器上的贴壁风风率较大，这部分贴壁风使得下游O2体积分数有所提高。从图16可以看出，工况3与工况4在line-1上的温度变化趋势基本相同。在O2体积分数与温度的共同影响下，line-1上工况3与工况4的CO体积分数分布相差也较大。在9～<20 m高度区间内，工况4的CO体积分数相对较小；而在20～34 m高度区间内，工况3的CO体积分数相对较小。在整个line-1上，工况4的CO体积分数基本都小于3%，且最大值不超过5%，水冷壁附近的还原性气氛更有利于高温腐蚀的消除。

工况3工况4工况3工况4(a)O2体积分数分布(b)CO体积分数分布

图13 BC层截面上O2和CO体积分数分布

图14 OFA层截面上O2和CO体积分数分布

Fig.14 Distributions of O2and CO concentration in OFA cross section

图15 line-1沿高度方向上O2体积分数分布

图16 line-1 沿高度方向上温度分布

图17 line-1沿高度方向上CO体积分数分布

3.4.3 炉膛出口参数

表5给出了工况3和工况4炉膛出口各参数的比较。由表5可知，相对于工况3，工况4关闭了与主气流旋转方向相反的贴壁风，使得燃烧初期的化学当量比减小，O2体积分数降低，煤粉燃烧速率减小，NOx的生成速率减小，因此炉膛出口的CO体积分数和飞灰含碳量有所升高，但NOx质量浓度下降。

表5 工况3和工况4炉膛出口参数

4 结 论

(1)添加贴壁风后，炉膛水冷壁附近的O2体积分数总体上较贴壁风风率为0时明显上升，同时CO体积分数降低，有利于消除水冷壁附近的高温腐蚀。

(2)在贴壁风喷口全部投入运行，贴壁风风率逐渐增加的3个工况中，工况2消除水冷壁附近还原性气氛的整体效果最明显。相对于基本工况，工况2出口NOx质量浓度和飞灰含碳量的变化对锅炉安全经济运行的影响很小。

(3)在贴壁风所在截面上，由于主气流按照逆时针方向旋转，与主气流旋转方向相反的贴壁风受到上游气流的冲击，沿壁面方向喷射的距离非常小，补氧效果不明显，这部分的贴壁风可以关闭，同时适当提高与主气流旋转方向相同的贴壁风风速，增强其射流的穿透能力。从模拟结果可知，该方法能够有效消除水冷壁的高温腐蚀，并保证较好的燃烧效果。