贴壁风与碗式配风协同解决对冲旋流锅炉高温腐蚀问题
0 引 言
高温腐蚀是威胁我国燃煤电厂安全、经济运行的主要问题之一[1-3]。在高温腐蚀条件下，水冷壁管壁逐渐变薄，减薄至一定程度后极易发生爆管[4-6]。已有统计表明[7]，由水冷壁爆管所造成的机组非计划性停运时间在我国燃煤机组全年非计划性停运时间中占比可达 37.8%，因而解决水冷壁高温腐蚀问题迫在眉睫。当前高温腐蚀问题的解决措施主要分为4种，即管材优化、涂层喷涂、燃烧调整及贴壁风技术。
对于管材优化方法，STEIN等[7]对比了4种不同铬含量的高铬合金的抗高温腐蚀性能；李洪[8]以T91通过JmatPro材料性能模拟软件得到了一种机械强度高、抗氧化性及抗腐蚀性能优良的试验样品。但高合金钢的材料成本远高于普通低合金钢，且连接2种管材的焊缝在高温和腐蚀环境下存在一定安全隐患，因此该方法目前并未在我国燃煤电厂广泛应用[9]。对于涂层喷涂方法，MANPREET等[10]制备了一种Cr3C2-NiCr涂层，ALINA等[11]制备了一种含Fe、Cr和N的Al固溶体涂覆涂层。该方法的缺点为涂层过厚将对水冷壁管的传热性能造成影响，因此这种方法存在涂层寿命短的问题[12]。对于燃烧调整，李永生等[13]探究了燃尽风开度、二次风配风方式等因素对侧墙还原性气氛分布的影响。但已有研究表明，单独采用燃烧调整方法对近壁区域还原性气氛的改善作用有限，难以彻底解决高温腐蚀问题[14]。而贴壁风技术能够从根本上破坏高温腐蚀发生的条件，且具有装置简单、改造成本低的优点，因此近年来受到诸多关注[15-16]。
对于一些大容量、高参数的燃煤锅炉，尤其在高负荷状态运行时，侧墙大部分区域都处于强还原性气氛。贴壁风方法因存在一定的风量限制[17]，即使在喷口结构和方案布置上进行了足够的优化，也很难在高负荷下实现对高腐蚀风险区域的完全覆盖[18]。因此，对于贴壁风结合其他方法共同解决高温腐蚀问题的探讨具有重要意义。目前相关研究基本为燃烧调整方案确定后的贴壁风改造工程试验[19-20]，难以反映燃烧方式与贴壁风配风同时改变时的防腐效果。碗式配风是常见的能够减缓高温腐蚀的燃烧调整方法之一[21]，碗式配风即在二次风总量不变的前提下，增大外侧燃烧器的二次风量，减少中间燃烧器的二次风量。因此，笔者选取碗式配风与贴壁风方法进行协同，在数值研究中同时将碗式配风的风量偏差与贴壁风配风方式作为变量，探究2种方法协同作用下的防腐效果。
1 锅炉结构
研究对象为一台650 MW超临界对冲旋流锅炉，炉膛宽22 187.3 mm，深15 632.3 mm，高59 123.2 mm。采用前后墙对冲的燃烧形式，前后墙各布置3层，每层5只AireJet低NOx燃烧器，共计30只。下层、中层、上层燃烧器标高分别为20.849、25.892、30.934 m。在前后墙标高34.463 m位置，另各布置有1层，每层5只双风区OFA喷口，OFA喷口共计10只。锅炉结构如图1所示，燃煤煤质分析见表1。
图1 锅炉结构示意
Fig.1 Schematic diagram of the boiler
表1 煤质分析
Table 1 Coal composition analysis
锅炉于2019年3月进行了一次防磨防爆检查，发现锅炉侧墙水冷壁管存在严重的高温腐蚀问题，A、B两侧腐蚀超标(壁厚减薄超过20%)管道数目分别为148根和105根。以B侧墙为例，B侧墙主要腐蚀区域位于侧墙中部A2吹灰器自上而下数第1～9根，自下而上数第10～117根水冷壁管。此外，以B2吹灰器中心为界向下数第14～39根水冷壁管，B4吹灰器上数第9根至下数第8根水冷壁管，以及D4、C5吹灰器附近均存在明显的管壁减薄现象。B侧墙主要腐蚀区域如图2所示。
图2 B侧墙主要腐蚀区域
Fig.2 Main corrosion area on B side wall
2 模型及计算方法
2.1 网格划分
使用ANSYS ICEM软件对计算域进行结构化网格划分。根据功能和内部气流状态，整个计算域共被划分成了4个区域，包括炉膛上部区域、主燃区、近侧墙区以及冷灰斗区，相邻区域间通过interface连接。由于主燃区传热、传质较为剧烈，因此需额外对主燃区网格进行加密。此外，为减小伪扩散现象对数值计算结果的影响，在炉膛入口处划分了与流场方向一致的拓扑结构。炉膛入口处局部网格如图3(a)所示。经网格独立性验证后，最终选取的网格数量270万。炉膛整体网格如图3(b)所示。
图3 炉膛网格
Fig.3 Mesh of the boiler
2.2 数学模型及边界条件
选用带有旋流修正的Realizable k-epsilon双方程模型模拟炉内气体流动；选择混合分数-概率密度函数模型模拟气相湍流燃烧；采用DPM模型描述煤粉颗粒输入炉膛；采用拉格朗日随机轨道模型模拟煤粉随气流的运动轨迹；选取双平行竞争反应模型模拟煤粉挥发分的析出过程；采用动力-扩散模型对焦炭燃烧过程进行描述；选用P1模型对炉内辐射换热过程进行计算[16]。
燃烧器与燃尽风入口的边界条件均定义为质量流量，各入口风温及质量流量见表2。煤粉颗粒随一次风注入炉膛，总质量流量为71.30 kg/s。炉膛壁面设置为无滑移的定温壁面。炉膛出口设置为压力出口，压力设置为-100 Pa。
表2 入口边界工况
Table 2 Boundary condition of inlets
2.3 效果评价指标
已有研究[22]显示，近壁区域CO浓度(本文中浓度均为气体的体积分数)小于3%的气氛为弱还原性气氛，这种氛围中高温腐蚀的速率非常低。故引入高温腐蚀面积比λ定量分析和评估各方案对于高温腐蚀的减缓效果：
(1)
式中，P0为B侧墙下层燃烧器中心高度下方3 m(模型纵坐标y=0.007 m，实际标高18.179 m)至燃尽风喷口中心高度上方3 m(模型纵坐标y=19.541 m，实际标高37.713 m)，距离侧墙壁面30 mm的平面；SP0为P0截面的面积；Sc为P0截面内CO浓度高于3%区域的面积。
后处理计算各方案λ的方法可描述为：首先在后处理工具Tecplot中分别用2种色阶显示P0截面上CO浓度小于及大于3%的区域，然后采用图形处理软件Photoshop统计2种色阶区域对应的像素点数目以及原始云图对应的像素点总数，进而可求得各方案下的λ。
2.4 碗式配风工况说明
根据已有研究[20-21]，碗式配风能够使炉内CO集中于炉膛中部，从而减弱侧墙区域还原性气氛。本文在原均等配风的基础上，共设置了3组碗式配风工况。各工况详情见表3。以图4中D层燃烧器为例，24%碗式配风即D1,D5燃烧器的内外二次风量在原均等配风风量基础上增加12%，D2、D3、D4燃烧器的内外二次风量在原均等配风风量基础上减少8%。其他各组碗式配风工况及各层燃烧器可以此类推。
表3 碗式配风工况
Table 3 Working condition of the bowl-type air distribution
图4 D层燃烧器示意
Fig.4 Schematic diagram of D layer burner
3 结果与分析
3.1 模型的验证
图5为锅炉BMCR工况下P0截面CO及O2浓度分布。由图5可知，P0截面大部分区域O2浓度基本为0，仅在靠近前后墙的部分位置有少量O2存在。P0截面大部分区域CO浓度超过了3%，局部甚至达到了8%，属于强还原性气氛。水冷壁管在强还原性气氛下极易发生高温腐蚀。而根据停炉期间电厂针对对象锅炉的防磨防爆检查报告，炉膛水冷壁实际腐蚀位置集中分布在下层燃烧器至燃尽风标高间的侧墙中部。即说明模拟结果中高CO区域与高温热腐蚀实际发生的区域基本一致。此外，BMCR工况下炉膛出口实测烟温为1 310 K，实测氧量为2.50%，对比炉膛出口烟温和氧量的模拟值分别为1 208 K，2.73%。2者相对误差均小于10%，说明本文的数理模型选取具有足够的准确性。
图5 BMCR工况下P0截面CO及O2浓度分布
Fig.5 CO and O2 concentration of P0 section under BMCR condition
3.2 单一贴壁风方法的防腐效果
本文选取的贴壁风布置方案如图6所示。该方案采用圆形槽状喷口，每侧墙共布置有8个。其中喷口3、6分别位于上层燃烧器与中层燃烧器高度，喷口1、2、4、5、7、8位于各层燃烧器中间高度。贴壁风布置方案工况见表4。
表4 贴壁风布置方案工况
Table 4 Working condition of the near-wall air
图6 贴壁风布置方案示意
Fig.6 Schematic diagram of the near-wall air
采用贴壁风方案前后P0截面O2及CO浓度分布对比如图7所示。由图7可知，贴壁风方案布置后炉膛近壁区域氧浓度大幅增加。在侧墙上部和中部，尽管仍然存在部分O2浓度较低的区域，但这些区域CO浓度同样较低，不易发生高温腐蚀。而在侧墙两侧和下部，仍有部分高CO区，其中下部喷口7、8下方CO浓度甚至超过了贴壁风布置前的浓度，达到了7.7%。文献[16]中也描述有相似的现象，该现象是由于贴壁风气流与炉膛主流在喷口7、8下方相遇转向形成一个锋面，而烟气中的CO由于无法直接通过锋面，被迫在喷口7、8下方富集，进而形成一个高CO区。总体而言，贴壁风方案布置后P0截面CO浓度高于3%的区域面积可由原先的56.43% 降低至12.88%。
图7 单一贴壁风方案前后P0截面CO体积分数对比
Fig.7 Comparison of CO components in P0 section before and after near-wall air layout
3.3 贴壁风方案与12%碗式配风的协同防腐效果
本节将上文所述贴壁风布置方案与12%碗式配风进行协同。分别模拟了3种贴壁风配风方案，并将3.2节中原始工况(均等配风)下的贴壁风配风方案作为对照工况。对照工况及3种配风方案的具体工况见表5。
表5 与12%碗式配风协同时贴壁风配风方案工况
Table 5 Working condition of the near-wall air with 12% bowl-type air distribution
图8为各配风方案下P0截面CO浓度。由图8可知，由于配风方案1中喷口2、3、5风量较小，因此这些喷口间存在部分CO浓度大于3%的区域。但此外，配方方案1在P0截面上部两侧的防腐效果要优于对照工况，仅有少量CO浓度在3%左右的区域。在配风方案1喷口6、7、8风量略小于对照工况的前提下，其高CO区浓度及面积相比对照工况仍有一定程度降低。尤其对于下部靠近前墙位置的高CO区，浓度已完全降至3%以下。而在配风方案2与配风方案3中，P0截面上部及下部高CO区域的浓度和面积随贴壁风量的增大均进一步下降。
图8 与12%碗式配风协同时P0截面CO体积分数
Fig.8 CO distribution in P0 section of each working condition with 12% bowl-type air distribution
图9为各配风方案锅炉主要参数。由图9可知，3组协同方案较对照工况均有所下降，说明与单一贴壁风方法相比，贴壁风与12%碗式配风的协同方法防腐效果更佳。随着贴壁风率的增大，各协同方案λ逐渐下降，但当贴壁风率由3.13%增大至3.60%时，λ降幅仅为0.74%。与对照工况相比，各协同方案炉膛出口飞灰含碳量略有下降，但随着贴壁风率的增大，炉膛出口飞灰含碳量也存在小幅增大。而各协同方案炉膛出口NOx质量浓度(折算至6%氧量下，下同)并未体现出明显的差别。综合各协同方案的防腐效果及各方案对炉内燃烧和污染物排放的影响来看，可认为配风方案2为与12%碗式配风协同的最优贴壁风配风方案。
图9 与12%碗式配风协同时计算结果
Fig.9 Results of each working condition with 12% bowl-type air distribution
3.4 贴壁风方案与24%碗式配风的协同防腐效果
将上文所述贴壁风布置方案与24%碗式配风进行协同。分别模拟3种贴壁风配风方案，并将3.2节中原始工况(均等配风)下的贴壁风配风方案作为对照工况。对照工况及3种配风方案的具体工况见表6。
表6 与24%碗式配风协同时贴壁风配风方案工况
Table 6 Working condition of the near-wall air with 24% bowl-type air distribution
图10为各配风方案P0截面CO组分。由图10可知，24%碗式配风对于P0截面下部还原性气氛的降低作用优于上部。尽管配风方案1中喷口7、8处于关闭状态，但P0截面下部并未出现明显的高CO富集现象。这是因为24%碗式配风使两侧燃烧器二次风量增大了12%。这种水平方向的风量偏差一方面可使炉内高CO区往炉膛中心偏移，另一方面也可补充炉膛两侧的氧量。当各喷口风量增加至配风方案2时，P0截面上部高CO区的浓度和面积明显下降。而当各喷口风量进一步增加至配风方案3时，原CO聚集区的浓度和面积并未进一步减小。
图10 与24%碗式配风协同时P0截面CO体积分数对比
Fig.10 CO distribution in P0 section of each scheme working condition with 24% bowl-type air distribution
图11为各配风方案锅炉主要参数对比。由图11可知，当碗式配风的风量偏差增大至24%时，各协同方案λ均有较大改善，其中在配风方案2与配风方案3下λ已降低至1%以下。此外，与对照工况相比，各协同方案炉膛出口飞灰含碳量均有所降低，说明协同方案对炉膛不完全燃烧热损失具有一定的改善作用。另外与对照工况相比，各协同方案炉膛出口NOx质量浓度有所增大。但总体增幅不大，最大增幅在配风方案3下仅为3.95%。综合来看，可认为配风方案2为与24%碗式配风协同的最优贴壁风配风方案。
图11 与36%碗式配风协同时计算结果
Fig.11 Calculation results of each working condition with 24% bowl-type air distribution
3.5 贴壁风方案与36%碗式配风的协同防腐效果
将上文所述贴壁风布置方案与36%碗式配风进行协同。分别模拟了3种贴壁风配风方案，并将3.2节中原始工况(均等配风)下的贴壁风配风方案作为对照工况。对照工况及3种配风方案的具体工况见表7。
表7 与36%碗式配风协同时贴壁风配风方案工况
Table 7 Working condition of the near-wall air with 36% bowl-bype air condition
图12为各配风方案P0截面CO组分。由图12可知，尽管配风方案1中关闭了喷口1、2、3，但在P0截面上部这些喷口附近，CO浓度依然低于2%。随着水平方向风量偏差的进一步加大，在P0截面下部也并未出现对照工况中的高CO聚集区。配风方案2中喷口4、5风量的增大使喷口4下部高CO区的面积和浓度得到了显著改善。但同时喷口7、8风量的增加也使喷口8下方出现了一个新的高CO区，这种现象可以用第3.2节中的锋面理论来解释。对于配风方案3，尽管喷口1、2风速有所提升，但对P0截面上部两侧的CO聚集区影响不大。
图12 与36%碗式配风协同时P0截面CO体积分数
Fig.12 CO distribution in P0 section of each scheme working condition with 36% bowl-type air distribution
图13为各配风方案锅炉主要参数。由图13可知，当水平方向风量偏差进一步增大至36%时，仅需少量贴壁风即可使λ降低至2%以下。且当协同方法的贴壁风量增加至1.73%后，继续增大风量对λ基本无影响。此外，与对照工况相比，3种采用协同方法的配风方案炉膛出口飞灰含碳量有较大幅度降低。但与此同时，各采用协同方法的配风方案炉膛出口NOx质量浓度也大幅增加，其最大增幅在配风方案3下达到了41.27 mg/Nm3。因此结合各协同方案的防腐效果及各方案对燃烧和污染物排放的影响，可认为在与贴壁风方法协同时，碗式配风调整的总风量偏差不宜大于24%。
图13 与36%碗式配风协同时计算结果
Fig.13 Calculation results of each working condition with 36% bowl-type air distribution
4 结 论
1)模拟所得的侧墙CO富集区与水冷壁实际发生腐蚀的位置基本吻合，模拟及实测炉膛出口各参数均误差较小。因此可认为本文的模拟条件选取具有充分的可信度，能较准确地预测炉内实际燃烧过程。
2)相比单一的贴壁风方法，贴壁风与碗式配风的协同方法具有更好的防腐效果。随着碗式配风风量偏差的增大，侧墙近壁区域CO积聚现象可显著减弱。因此在与碗式配风调整协同解决高温腐蚀问题时，贴壁风的用量可适当减少。
3)当碗式配风的总风量偏差增大至24%时，侧墙下部存在的CO聚集区可基本消除，最优配风方案下高温腐蚀面积比λ可降低至1%以下，同时炉膛出口NOx质量浓度与飞灰含碳量分别会出现小幅上升与下降。
4)当碗式配风的总风量偏差达到36%时，尽管各协同方案可将高温腐蚀面积比λ降低至2%以下，但此时炉膛出口NOx质量浓度也会大幅增加，因此可认为在实际工程应用中，与贴壁风方法协同时碗式配风的总风量偏差不宜超过24%。
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