新型组合贴壁风对锅炉水冷壁高温腐蚀气氛影响的模拟研究

徐顺生，冉伟铃，赵冬勇，罗洁，王控瑶

（1.湘潭大学机械工程学院，湖南 湘潭 411105；2.中南大学能源科学与工程学院，湖南 长沙 410083）

据统计，我国大约80%以上大型电站燃煤锅炉存在不同程度的高温腐蚀问题[1]。对于旋流对冲燃煤锅炉，由于煤粉从旋流燃烧器出来对冲后易向侧墙偏离，导致侧墙产生高温和较强还原性气氛[2]。水冷壁发生高温腐蚀会使管壁强度降低，影响发电机组安全、稳定和经济运行。

水冷壁高温腐蚀过程较为复杂，其主要影响因素包括燃煤特性、水冷壁管材质与管壁温度以及水冷壁附近还原性气氛[3-4]。为缓解锅炉高温腐蚀问题，目前采取的有效措施主要有水冷壁防腐喷涂和添加贴壁风2 种方法，其中贴壁风技术以投入成本低、适应性较强的优点广泛应用于实际工程中[5]。采用试验法研究锅炉水冷壁的高温腐蚀问题，耗费大，时间长，影响锅炉运行，不适于已投产运行锅炉研究。

随着数值模拟广泛应用于工程计算，基于Fluent 软件的数值模拟已成为电站锅炉热力学分析与运行控制的可靠工具[6]。陈天杰等[7]借助Fluent 软件对660 MW 机组前后墙对冲燃煤锅炉贴壁风优化方案进行分析，设计了在锅炉侧墙开槽和前后墙开孔组合布置贴壁风的方案，研究结果表明，仅用4.35%风率可使水冷壁侧墙高温腐蚀区域O2体积分数达到2%以上，有效解决了高温腐蚀问题。陈敏生等[8]对某电厂超临界600 MW 机组锅炉进行了改造，对水冷壁侧墙的燃烧器进行了优化设计以及在前后墙加装贴壁风，改造后水冷壁侧墙还原性气氛得到改善，高温受热面超温得到有效控制。许涛[9]针对某超临界600 MW 机组前后墙对冲燃煤锅炉水冷壁侧墙高温腐蚀问题，利用数值模拟分析了添加贴壁风形成的气膜速度场，确定了贴壁风风速并对贴壁风装置喷嘴形状进行优化设计，并得出还原性高温腐蚀主要发生在侧墙中部区域，贴壁风装置要依此布置。

综上所述，添加贴壁风可有效防治水冷壁高温腐蚀，但以上研究均采用单一的二次风作为贴壁风，其风温较高，不仅对水冷壁保护效果不佳，而且当贴壁风装置伸入炉内工作时易被烧损。因此本文提出一种将刚性较强、温度较低的压缩空气与刚性较弱、风温较高的二次风换热后一起喷入炉内产生组合贴壁风的新方法，并根据此方法设计了一种双喷口组合贴壁风装置，目前未有其专利和实际应用研究报道。针对实际运行锅炉水冷壁高温腐蚀现象，提出了在各燃烧器层高度侧墙中间位置安装双圆形喷口贴壁风装置，对添加新型组合贴壁风前（现役运行工况，无贴壁风）和添加新型组合贴壁风后的炉膛速度场、温度场、浓度场进行了仿真研究，对比分析了添加组合贴壁风前后水冷壁高温腐蚀环境特性变化。

1 物理模型及网格划分

1.1 锅炉概况

本文以某电厂超临界600 MW 机组旋流对冲燃煤锅炉为研究对象，该锅炉前后墙对称布置3 层、共24 只HT-NR3 燃烧器，各布置2 只侧燃尽风（SAP）喷口和4 只主燃尽风（AAP）喷口，锅炉具体结构布置如图1 所示。锅炉所用燃煤的煤粉颗粒平均直径、最小直径和最大直径分别为54、5、200 μm，且服从Rosin-Rammler 函数分布，煤质分析见表1。

图1 锅炉整体结构示意（mm）Fig.1 Schematic diagram of the boiler overall structure(mm)

表1 煤的工业分析和元素分析Tab.1 Proximate and ultimate analysis of the coal

1.2 组合式贴壁风装置结构及布置

本文二次风-压缩空气组合式贴壁风装置的尺寸参数为：内管Φ100 mm，外管Φ200 mm，内外管间布置折流板，其布置间距为400 mm，热二次风出口和压缩空气出口均为Φ250 mm，出口宽度为50 mm，具体结构如图2 所示。热二次风和压缩空气分别由各自的进口进入贴壁风装置中进行换热，热二次风经换热降温后由热二次风出口流出，压缩空气流经折流板换向后经过均流板，升温后由压缩空气出口流出，以此形成平行于水冷壁喷出的2 层贴壁风。双圆形喷口设计可以兼顾炉深与炉高两个方向贴壁风的扩散范围。

图2 新型组合式贴壁风装置结构示意Fig.2 Structural diagram of the new type combined closingto-wall air device

1.3 网格划分

锅炉整体模型采用分区划网格的方法以减少伪扩散，并对旋流燃烧器和炉膛燃烧区域网格进行加密处理[10-11]。添加贴壁风装置后，锅炉炉膛结构的复杂性提高，划分结构网格的难度较大，因此在贴壁风装置附近划分混合网格，并进行适当加密。由于该锅炉在炉膛宽度方向具有良好的对称性，为减少计算工作量，仅将炉膛宽度的50%作为计算域进行求解。为验证数值计算的无关性，添加组合贴壁风前，选取297 万、316 万、346 万和380 万4 组网格数，100%BMCR 工况下的模拟结果见表2，由表2 可见，当网格数超过316 万时，炉膛出口烟气平均温度和O2体积分数变化很小，考虑到计算资源和时长，选取网格数为316 万，添加组合贴壁风后网格数确定为353 万。图3 和图4 分别为添加组合贴壁风前、后的网格示意。

表2 网格无关性检验结果Tab.2 Grid independence test results

图3 添加组合贴壁风前锅炉整体网格Fig.3 Overall grid diagram of the boiler before adding combined closing-to-wall air

图4 添加组合贴壁风后锅炉燃烧区网格划分Fig.4 Grid division of the boiler combustion zone after adding combined closing-to-wall air

2 数学模型与边界条件

2.1 数学模型

根据旋流对冲燃煤锅炉的燃烧特点选取数学模型。由于炉膛内燃烧火焰属于湍流扩散火焰，故模拟煤粉的气相燃烧采用非预混燃烧模型，通过混合分数/概率密度函数的方法考虑湍流的影响；炉膛内的颗粒体积分数低于10%，故气固两相流动采用基于Euler-Lagrange 方法的离散相模型，并采用随机轨道模型模拟颗粒实际运动情况；湍流模型选用带旋流修正的Realizablek-ε模型；挥发分的析出过程采用单倍速率模型，焦炭的燃烧过程采用动力/扩散控制模型；炉膛内辐射换热选用P-1 模型；炉膛内NOx的生成及还原特性采用后处理的方法进行求解[12]。

2.2 边界条件设置

炉膛烟气出口边界采用压力出口，大小为-100 Pa；冷灰斗处设置为恒温壁面，其底部出口温度设置为373 K，其余壁面温度设置为650 K；炉膛上部区域与燃烧器区域的水冷壁面温度设置为700 K，燃尽风位置壁面和旋流燃烧器壁面设置为绝热边界。在总过量空气系数1.14，燃烧器区域过量空气系数0.8 的工况下，旋流燃烧器和燃尽风的进口边界条件设置分别见表3 和表4。

表3 单只旋流燃烧器进口参数Tab.3 Inlet parameters of single swirl burner

表4 燃尽风进口参数Tab.4 Inlet parameters of the over fire air

贴壁风装置进口边界参数为：压缩空气质量流量为3 kg/s，温度为347 K；热二次风流量为1.5 kg/s，温度为487 K。贴壁风量低于总风量的5%，基本不会影响炉内正常燃烧[13-15]。

3 模型验证与结果分析

3.1 模型验证

本文模型中所使用的入口边界条件皆由锅炉实际100%BMCR 运行工况给定，针对BMCR 工况，可采用热力试验所测数据来验证模拟结果。数值模拟了添加贴壁风前炉内的流动、燃烧过程以及各组分浓度，将模拟结果与实际热力试验所测数据进行对比，结果见表5。由表5 可见，误差均在10%以内，且炉内的流动燃烧状态与实际情况比较相符，停炉后检测得高温腐蚀区域与模拟的高还原性区域也基本吻合，由此可以确定本文模型可行。

表5 模拟值与实测值对比Tab.5 Comparison between simulated and measured values

3.2 结果分析

3.2.1 速度场

图5 为锅炉添加组合贴壁风前、后沿炉深方向穿过右数第2 竖排燃烧器截面的速度场云图。由图5 可以看出，从3 层旋流燃烧器喷出的主气流在炉膛中心区域汇聚后上升与燃尽风相遇后，主气流速度增加，经过折焰角转向后从水平烟道流出。图6 为锅炉添加组合贴壁风前、后沿炉高方向截面平均速度分布曲线。由图6 可以看出，截面速度随着炉膛高度升高逐渐增加，在燃烧器层和燃尽风处达到极大值，添加3 层组合型贴壁风对炉膛中心区域的流场影响甚小。

图5 添加组合贴壁风前、后沿炉深方向穿过右数第2 竖排燃烧器截面速度场云图Fig.5 Cloud diagram of velocity field in cross section passing through the second right vertical row burner along the furnace depth before and after adding combined closing-to-wall air

图6 添加组合贴壁风前、后沿炉高方向截面平均速度分布曲线Fig.6 Distribution curves of average velocity in cross section along furnace height direction before and after adding combined closing-to-wall air

图7 为锅炉添加组合贴壁风前、后中层燃烧器高度截面速度矢量图。由图7 可以看出：添加组合贴壁风前，从前后墙旋流燃烧器喷出的气流对冲后会冲向水冷壁侧墙，一方面高温烟气会使水冷壁附近的还原性气氛增强，另一方面携带未燃煤粉颗粒的烟气容易对水冷壁侧墙造成冲蚀；添加组合贴壁风后，因组合型贴壁风形成的气流刚性较强，喷出的速度快，喷出距离远，对冲向侧墙的烟气形成很好的阻挡效果，防止携带未燃煤粉颗粒与飞灰的气流冲刷水冷壁侧墙，避免疏松腐蚀层过早剥落，有利于抑制高温腐蚀向侧墙锅炉水冷壁内层的扩展。

图7 添加组合贴壁风前、后中层燃烧器高度截面速度矢量图Fig.7 Velocity vector diagram of middle burner height section before and after adding combined closing-to-wall air

图8 为添加组合贴壁风后过贴壁风装置的炉宽方向中心截面速度矢量图。由图8 可以看出，添加3 层组合型贴壁风后，在炉膛深度与高度方向形成了3 层接近圆形的气膜，可有效阻隔炉膛高温烟气对锅炉3 层燃烧器周围的水冷壁侧墙区域的高温腐蚀。

图8 添加组合贴壁风后炉宽方向中心截面速度矢量图Fig.8 Velocity vector diagram of furnace center section in broad direction after adding combined closing-to-wall air

3.2.2 温度场

图9 为添加贴壁风前、后沿炉深方向穿过右数第2 竖排燃烧器截面的温度场云图。由图9 可以看出，添加贴壁风前后，燃烧器区域与燃尽风区域及以上区域温度分布基本不变，燃烧器区域由于燃烧猛烈放热量大，烟气温度高，最高可达1 760 K 左右。

图10 为沿炉高方向截面平均温度分布曲线。由图10 可以看出，添加贴壁风后对炉膛整体温度场影响甚小，燃烧区的烟气温度沿高度呈上升趋势，在燃烧器区域上方达到最高值，在燃烧器和燃尽风喷口高度处由于低温空气的喷入，使得平均温度下降达到极小值，在燃尽风上方由于新加入的空气与未燃尽的可燃物继续燃烧，烟气温度有所回升，最后沿炉膛高度逐渐下降。

图10 添加组合贴壁风前、后沿炉高方向截面平均温度分布曲线Fig.10 Average temperature distribution in cross-section along the furnace height direction before and after adding combined closing-to-wall air

图11 为添加组合贴壁风前、后中层燃烧器高度截面温度场云图。由图11 可以看出：添加组合贴壁风前，由于对冲后的高温烟气冲向侧墙且部分煤粉在侧墙附近燃烧使侧墙附近烟气温度高达1 300～1 400 K，加剧高温腐蚀；添加贴壁风后，由于贴壁风的温度远低于炉膛烟气的温度，水冷壁侧墙附近烟气温度明显下降且降温区域长度可达5 m 左右，基本可以保证本层燃烧器高度侧墙水冷壁不发生高温腐蚀。

图11 添加组合贴壁风前、后中层燃烧器高度截面温度云图Fig.11 Temperature cloud in middle burner height section before and after adding combined closing-to-wall air

图12 为添加组合贴壁风后炉宽方向中心截面温度云图。由图12 可以看出，添加3 层贴壁风后，3 层燃烧器高度水冷壁附近烟气温度皆明显下降，破坏了高温腐蚀所需的高温条件。

图12 添加组合贴壁风后炉宽方向中心截面温度云图Fig.12 Temperature cloud of the center section of furnace in width direction after adding combined closing-to-wall air

在燃用煤质确定的情况下，水冷壁管壁温度是公认影响水冷壁产生高温腐蚀最为重要的因素之一。为得到添加贴壁风前、后水冷壁侧墙管壁温度的变化，在中层燃烧器区域贴壁风装置两侧按水冷壁管真实尺寸各添加50 根水冷壁管。图13 和图14 分别为添加贴壁风前、后水冷壁管向火侧外壁温度云图及温度曲线。综合图13 和图14 可以看出，添加贴壁风前，水冷壁管向火侧外壁温度整体偏高，而添加贴壁风后水冷壁管向火侧外壁温度普遍降低，尤其在贴壁风装置喷口附近的管壁温度降低效果明显。

图13 添加贴壁风前、后水冷壁管向火侧外壁温度云图Fig.13 Cloud diagram of outer wall temperature of water wall pipe on fire side before and after adding closing-to-wall air

图14 添加贴壁风前、后水冷壁向火侧外壁温度曲线Fig.14 Temperature curves of outer wall of the water wall on fire side before and after adding closing-to-wall air

3.2.3 O2浓度场

图15 为添加组合贴壁风前、后中层燃烧器高度截面O2摩尔分数云图，图16 为添加组合贴壁风前、后L1—L3线上O2摩尔分数，其中L1、L2、L3分别为距侧墙10 mm 处的截面与各层燃烧器中心高度平面的交线。由图15 和图16 可以看出，O2摩尔分数在炉深方向具有较好的对称性，添加组合贴壁风前，侧墙水冷壁附近区域O2摩尔分数很低，几乎近于零，间接反映了侧墙处的还原性气氛。添加贴壁风后，水冷壁附近薄层区域O2摩尔分数大幅提高，并呈现组合贴壁风喷出中心位置O2摩尔分数最高，两侧随着离开中心位置距离的增加而逐渐下降，包含L1、L2、L3线与水冷壁平行薄层区域O2摩尔分数几乎都在2%以上，组合贴壁风装置附近薄层区域O2摩尔分数在5%以上。L1、L2、L3 线和薄层区域摩尔分数的这种变化，缘于喷入炉内组合贴壁风气流的扩散、炉内烟气掺混稀释及燃烧过程氧气的逐渐消耗。水冷壁高温腐蚀是在还原性气氛产生的，当水冷壁附近区域O2摩尔分数高于2%时，气氛的还原性很弱，高温腐蚀作用微弱[16]，由此可知，添加组合贴壁风后，水冷壁高温腐蚀能得到有效的抑制。

图15 添加组合贴壁风前、后中层燃烧器高度截面O2 摩尔分数云图Fig.15 Cloud image of O2 mole fraction of middle burner height section before and after adding combined closing-towall air

图16 添加组合贴壁风前、后L1—L3 线上O2 摩尔分数Fig.16 O2 mole fraction on L1—L3 lines before and after adding combined closing-to-wall air

3.2.4 CO 浓度场

图17 为添加组合贴壁风前、后中层燃烧器高度截面CO 摩尔分数云图，图18 为添加组合贴壁风前、后L1—L3线上CO 摩尔分数曲线。

由图17 和图18 可以看出：在水冷壁侧墙附近区域CO 摩尔分数最高，炉膛中央存在较高摩尔分数CO，旋流燃烧器一次风与三次风之间也有一定摩尔分数CO 存在；添加组合贴壁风后，水冷壁附近区域CO 摩尔分数显著降低，炉膛中心区域CO摩尔分数变化甚少；在L1—L3线上，添加组合贴壁风前CO 摩尔分数都在4%以上，最大值达7%左右；添加组合贴壁风后，CO 摩尔分数显著下降，其最大摩尔分数不超过0.5%。水冷壁附近区域CO 摩尔分数高，是缘于随煤粉喷入炉膛的一次风空气系数低，燃烧初始时煤粉缺氧燃烧及煤中挥发分缺氧热裂解所致；炉膛中心CO 摩尔分数较高，是缘于燃烧后期未燃尽焦炭粒子的缺氧燃烧；旋流燃烧器一次风与三次风之间也有大量的CO 存在，是缘于旋流燃烧器烟气回流区缺氧燃烧所致；添加组合贴壁风后水冷壁附近烟气CO 摩尔分数大幅下降，是缘于组合风对炉膛烟气进入水冷壁附近区域的隔离及组合风对水冷壁附近区域CO 氧化与稀释。

图17 添加组合贴壁风前、后中层燃烧器高度截面CO 摩尔分数云图Fig.17 Cloud image of CO mole fraction in height section of middle burner before and after adding combined closing-towall air

图18 添加组合贴壁风前、后L1—L3 线上CO 摩尔分数Fig.18 CO mole fraction on lines L1—L3 before and after adding combined closing-to-wall air

3.2.5 NO 浓度场

电站燃煤锅炉运行时产生的NOx主要为NO，其他型氮氧化物含量很少，因快速型NO 占烟气中NO 比例极低，为简化研究，本文仅考虑热力型和燃料型NO 生成量，忽略快速型NO 生成对NO 质量浓度的影响。图19 为添加组合贴壁风前、后沿炉深方向穿过右数第2 竖排燃烧器截面NO 浓度场云图。图20 为添加组合贴壁风前、后中层燃烧器高度截面NO 浓度场。由图19 和图20 可以看出：炉膛中心区域NO 摩尔分数较高、旋流燃烧器高温回流区NO 摩尔分数高于炉膛中心区域，炉膛冷灰斗区域、燃尽风上部区域以及水冷壁侧墙附近区域NO摩尔分数相对较低；添加贴壁风后，贴壁风喷口附近NO 摩尔分数显著降低，几近于零，炉膛中心区NO 摩尔分数有一定上升，炉膛出口截面NO 质量浓度由336.2 mg/m3增加到379.6 mg/m3（标准状态），上升了12.9%。结合图15—图18，可推断出炉膛内NO 摩尔分数分布与CO、O2摩尔分数分布呈明显的相关性。炉膛中心区和燃烧器回流区NO摩尔分数较高是缘于这2 个区域温度高，热力型NO产生量多所致，炉膛中心区域NO 摩尔分数低于燃烧器高温回流区NO 摩尔分数缘于燃烧末期缺氧所产生的CO 还原作用及火焰向炉膛中心流动过程中卷吸周围烟气的稀释作用；炉膛冷灰斗区域和水冷壁侧墙附近区域NO 摩尔分数较低，主要缘于此区域温度较低，热力型NO 生成量少；添加贴壁风后炉膛中心区域和炉膛出口NO 摩尔分数增加，是缘于贴壁风部分引自二次风，削弱了原本空气分级降氮燃烧的效果所致。

图19 添加组合贴壁风前、后沿炉深方向穿过右数第2 竖排燃烧器截面NO 摩尔分数云图Fig.19 Cloud diagram of NO mole fraction across the section of the second right vertical row burner along the furnace depth before and after adding combined closing-to-wall air

图20 添加组合贴壁风前、后中层燃烧器高度截面NO 摩尔分数Fig.20 The NO mole fraction in height section of middle burner before and after adding combined closing-to-wall air

4 结论

1）某超临界600 MW 机组旋流对冲燃烧锅炉，在现役运行条件下（添加组合贴壁风前），各层燃烧器高度处侧墙水冷壁附近的温度很高，O2摩尔分数很低，近乎接近于零，CO 摩尔分数较高，几乎都在4%以上，属于极易发生高温腐蚀强还原性氛围。

2）在侧墙中间位置增加3 层新型贴壁风后，炉膛中心区域温度场与速度场较之前变化甚小，侧墙水冷壁附近有显著变化，O2摩尔分数明显提高，烟气温度和CO 摩尔分数有明显降低，水冷壁附近转弱还原性气氛，水冷壁抗高温腐蚀显著增强。

3）由于贴壁风部分引自燃烧器二次风，降低了锅炉原有的空气分级降氮燃烧效果，炉膛出口NOx的排放量会少量增加，在可以接受的范围内。