四墻切圓鍋爐水冷壁顆粒沖擊特性數值模擬

吳 威， 秦 明， 蘇 航， 劉 輝

(哈爾濱工業大學 能源科學與工程學院， 哈爾濱 150001)

在鍋爐內部燃燒的復雜動態過程中，煤燃燒時產生的大量灰分，造成鍋爐壁面磨損，使水冷壁減薄，易導致水冷壁管在高溫下強度不夠而爆管，其危害作用同高溫腐蝕一樣嚴重[1]. 尤其對切圓燃燒方式，因其燃燒器布置方式的原因，含灰氣流更易沖擊到壁面上，造成嚴重磨損.

爐膛受熱面磨損一直是電站鍋爐安全運行關注的焦點[2-3]，鍋爐水冷壁面受煤灰顆粒磨損作用的主要影響因素包括材料特性、壁面顆粒沖擊質量、顆粒沖撞速率和沖撞角度等. 數值模擬作為一種有效方法，已經廣泛用于鍋爐的研究[4-5]，但基于AnsysFluent平臺的的煤粉爐燃燒數值模擬，其使用的兩相流動模型為拉格朗日軌道模型，該模型只能給出指定顆粒的速度跡線，無法直接輸出壁面上固定位置的速度參數. 周亮[6]用水冷壁壁面處的碳粒濃度(kg·m-3)作為壁面顆粒沖擊強度的表征手段，定性地比較了不同燃燒工況下水冷壁受顆粒沖擊的強度；李琪[7]和周勇[8]通過統計水冷壁壁面顆粒數目來表征沖擊壁面的顆粒量；付旭晨等[9]通過燃燒器平面的氣流速度場分布來定性判斷水冷壁是否發生沖刷現象，章琪等[10]通過統計壁面的顆粒質量來計算顆粒碰壁的幾率. 可見由于拉格朗日模型的限制，煤粉鍋爐模擬文獻并未關注壁面上顆粒的速度及質量流量，而是以壁面的顆粒濃度及近壁面的流場速度來表征顆粒的沖擊情況.

為得到水冷壁壁面顆粒沖擊質量、顆粒沖撞速率和沖撞角度的真實數值，本文使用AnsysFluent對超臨界四墻切圓鍋爐爐內燃燒過程進行數值模擬，利用Fluent內部的沖蝕磨損模型得到壁面的顆粒質量沖擊量，通過Fluent內含DPM顆粒的后處理功能得到壁面沖擊顆粒的速度數據，為分析鍋爐實際運行中的磨損侵蝕特性提供參考.

1 模擬對象及模型條件設置

1.1 模擬對象

模擬對象為某660 MW超臨界鍋爐，鍋爐為單爐膛，Π型布置，鍋爐的寬、深、高分別為19.0832、19.0832 、68.5 m，燃燒器采用四墻切圓燃燒方式，分為上下兩組，SOFA風燃燒器采用四角切圓布置，共4層，基本尺寸見圖1.

該鍋爐的實際燃用煤種的成分分析見表1. 在鍋爐實際投入使用后，由于實際燃用煤種灰分較高，爐內水冷壁面發生嚴重磨損. 本次模擬的目的在于得到煤灰顆粒對水冷壁壁面的沖擊情況，故選實際投入使用的高灰分煤為研究對象.

工業分析(質量分數/%)MtMadAarVdaf元素分析(質量分數/%)CarHarOarNarSt,arQnet,ar/(MJ·kg-1)13.164.6228.9039.7443.772.889.080.891.4516.62

負荷越高，燃煤量越大，灰量越高，則磨損作用越劇烈，故本次模擬選用100%BMCR工況來設置參數，燃燒器設計參數見表2.

表2 100%BMCR工況下燃燒器設計參數

1.2 模型設置及條件設置

鍋爐燃燒過程中物料進入與煙氣排出是穩定均衡的，故將鍋爐燃燒模擬定為穩態過程，主要模型選擇見表3. 湍流流動過程使用計算量較小且適于充分發展湍流的Realizablek-ε模型[11]，氣固兩相過程使用拉格朗日隨機軌道模型[12]，輻射傳熱過程使用計算較簡便的P1模型[13]，揮發份析出使用雙步競爭反應模型[14]，焦炭燃燒過程使用動力/擴散模型[15]，這些模型均是超臨界煤粉鍋爐數值模擬計算的常用模型[16-17].

表3 主要計算模型

結合超臨界鍋爐運行特點及相關模擬文獻來選取水冷壁壁面溫度值. 劉敦禹等[18]根據水冷壁管的工質溫度及管壁熱阻，將660 MW超臨界鍋爐水冷壁溫定為694 K，李德波等[19]將660 MW亞臨界四角切圓燃煤鍋爐的壁面溫度設為690 K，故本文將水冷壁內壁溫度設為690 K.

1.3 網格劃分及無關性檢驗

使用SolidWorks軟件繪制鍋爐三維圖，導入ICEM劃分網格，在燃燒器噴口處采取加密處理. 分段繪制各區段網格，通過interface功能將各區段網格拼接為整體. SOFA風流動區域采取如下網格策略：在八邊形橫截面上進行O block處理，同時充分考慮射流真實形狀，合理設計噴口向切圓的引線分布. 模擬主要關注區域為折焰角以下的爐內空間，因此爐膛上部區域網格分布稀疏，避免增加多余計算量.

選用3種不同網格量的mesh文件進行無關性驗證，其網格量分別為89萬、159萬和201萬，驗證結果見表4. 模擬關注的區域為折焰角以下的爐內區域，因此參與比較的模擬結果包括下爐膛出口氧氣質量分數及下爐膛出口截面平均溫度. 由表4可以看出，159萬網格與201萬網格的模擬結果是接近的，兩種網格計算的下爐膛出口氧氣質量分數相差0.194 %，下爐膛出口平均溫度僅相差2.666 4 K，而89萬網格計算的下爐膛出口氧氣質量分數比201萬網格計算結果高出2.047 %，因此選用159萬網格進行數值模擬.

表4 網格無關性檢驗結果

經過網格無關性驗證，綜合考慮計算精度要求及計算時間，本文最終選取的總網格數為159萬. 鍋爐網格劃分情況見圖2.

圖2 鍋爐網格劃分

2 壁面灰分質量沖擊量及沖擊速度的計算方法

2.1 水冷壁面顆粒速度表示方法

根據模型機理，拉格朗日軌道模型只包含顆粒的速度跡線，無法得出顆粒在固定坐標點的速度. 本次模擬利用Fluent結果輸出中的Sample功能，將壁面上顆粒軌跡的信息導入到DPM文件中，用Excel進行點數據處理. DPM文件中包含打在壁面上的顆粒的坐標、各向速度、顆粒粒徑、停留時間、射流來源等信息，通過Excel公式編寫，可得到壁面上的合速度、水平合速度、沖擊角及水平面上沖擊角.

2.2 水冷壁壁面灰分流量計算方法

模擬計算灰分流量，目的在于確定氣流中固體顆粒濃度，評估磨損狀況. 顆粒速度、顆粒特性、壁面特性等決定了磨損系數，該系數表征單位質量沖擊顆粒所導致的材料磨損質量. 要得出水冷壁受顆粒沖擊的侵蝕深度，需要得到單位面積沖擊水冷壁表面的顆粒質量流量.

用Fluent自帶的沖蝕磨損模型來顯示壁面煤灰顆粒單位面積的質量流量，該模型的公式如下：

(1)

式中：mp為沖擊壁面的顆粒的質量流速，C(dp)為顆粒直徑的函數，α為顆粒沖擊壁面的角度，f(α)為沖擊角度的函數，v為顆粒相對于壁面的速度，b(v)是此相對速度的函數，Aface為網格在壁面側的面積.

該模型可顯示出單位面積單位時間的磨損質量，若令C(dp) = 1，f(α) = 1，b(v) = 0，則該模型恰好可顯示出某壁面單位面積的顆粒質量流速，故通過調整參數的沖蝕模型來顯示單位面積沖擊壁面的灰分質量流速，其單位為kg·m-2·s.

3 模擬結果及分析

通過下爐膛出口截面的平均溫度比較來驗證數值模擬的準確性. 模擬所得下爐膛出口的平均溫度為1 639.141 4 K，而該鍋爐在滿負荷100 %BMCR工況下的下爐膛出口設計溫度為1 623 K，溫度誤差在1 %以內，證明本次燃燒模擬結果是準確可信的.

3.1 水冷壁面顆粒沖擊量結果

水冷壁沖蝕磨損主要發生在燃燒器區域，因此本文關注的是燃燒器區域壁面的顆粒沖擊量. 為了更直觀地將壁面顆粒沖擊分布與壁面燃燒器噴口位置對應起來，給出燃燒器噴口在燃燒器區壁面的具體分布位置，如圖3所示.

圖3 燃燒器噴口在壁面分布位置示意

采用2.2節所述的模型方法，得到壁面的顆粒質量沖擊量，如圖4所示. 圖中的橫坐標方向已經經過調節，燃燒器噴口均位于偏右區域. 可以看出，在壁面左右兩側存在沖擊量超過2 kg·m-2·s的沖蝕區，而壁面中間區域的沖蝕面積分布廣泛,但數值僅有0.1 ～ 1.0 kg·m-2·s. 右半側壁面的沖擊量核心區最大值可達8.0 kg·m-2·s，其橫坐標絕對值均在5 m左右，位于燃燒器噴口附近，而燃燒器噴口屬于獨立于水冷壁的結構，故不探討燃燒器噴口附近的沖擊量. 噴口對側的左半部分壁面沖擊量的最大值可達到6 kg·m-2·s，在后墻壁面縱坐標為31～34 m的區域及右側墻25 ～ 27 m的區域，存在著沖擊量達到6 kg·m-2·s的核心區域(圖中標紅位置)，與圖3比對可知，后墻核心區域與d組一次風及e組一次風在同一平面，右側墻核心區域與b一次風在同一平面，說明后墻d、e一次風及右側墻b一次風的送煤氣流易導致壁面磨損.

(a)前墻壁面

(b) 后墻壁面

(c)左側墻壁面

(d) 右側墻壁面

Fig.4 Impact mass flow value of waterwall in the burner area (kg·m-2·s)

3.2 水冷壁壁面附近氣流速度分布

為與真實的壁面顆粒速度進行比較，在距壁面300 mm處建立豎直觀察面，得到各墻近壁面區域流場的煙氣速度分布，如圖5所示. 由圖可見，近壁面的最大速度可達到18 m·s-1，出現在前墻的a一次風噴口下方，各墻面均存在著15 m·s-1的速度核心區.

圖5 各墻燃燒器區域近壁面流場速度分布(m·s-1)

3.3 水冷壁壁面顆粒速度分布

根據模型機理，拉格朗日軌道模型只計算指定顆粒的速度，無法直接得出顆粒在壁面指定位置上的速度分布. 本次模擬利用Fluent結果輸出中的Sample功能，將壁面上顆粒軌跡的信息導入到DPM文件中，用Excel進行點數據處理. DPM文件中包含打在壁面上的顆粒的坐標、各向速度、顆粒粒徑、停留時間、射流來源等信息. 通過公式編寫，可得到壁面上的合速度及水平沖擊角. 由于沖蝕磨損主要發生在燃燒器區域，故本文處理的壁面顆粒數據來自上下兩組燃燒器區域.

兩組燃燒器區域的壁面顆粒總速度大小統計見圖6及7. 從圖中可以看出，兩區段壁面顆粒速度的主體范圍均為5 ～ 20 m·s-1，總占比超過了80 %；20 ～ 25 m·s-1顆粒的占比接近10 %；存在速度超過30 m·s-1的顆粒，但數量占比不超過0.3 %.

圖6 第一組燃燒器壁面顆粒總速度分布統計

Fig.6 Particle velocity distribution statistics on waterwall in the first burner group area

圖7 第二組燃燒器壁面顆粒總速度分布統計

Fig.7 Particle velocity distribution statistics on waterwall in the second burner group area

兩組燃燒器區壁面的顆粒水平沖擊角度統計見圖8和9. 可以看出，兩區段壁面顆粒水平沖擊角度分布均勻，各角度區間的占比都超過10 %，其中0°～ 15°和15°～ 30°的占比均超過了20 %，0°～ 15°角度區間占比可達25.77 %，15°～ 30°角度區間占比可達22.50 %，而其他角度區間的占比在10 % ～ 16 %.

圖8 第一組燃燒器壁面顆粒水平沖擊角度分布統計

Fig.8 Horizontal angle distribution statistics on waterwall in the first burner group area

將DPM文件包含的數據導入Origin做圖，得到兩組燃燒器所在的第二區段和第三區段壁面的顆粒速度分布. 由于這些數據點是離散的，且導入的數據不包含網格形狀信息，因此速度分布圖的視覺效果較差，在這里僅給出2.1節指出的高顆粒沖擊量墻面的壁面顆粒速度分布. 燃燒器區域后墻顆粒沖擊速度分布如圖10所示，將其與圖4(b)對比可以看出，在橫坐標約3 m縱坐標約32 m處，質量沖擊量高達6 kg·m-2·s，同時其顆粒沖擊速度可達到25 ～ 29 m·s-1(圖中標紅處)，表明該處壁面同時存在較大的顆粒沖擊量和較高的沖擊速度，易發生嚴重磨損.

圖9 第二組燃燒器壁面顆粒水平沖擊角度分布統計

Fig.9 Horizontal angle distribution statistics on waterwall in the second burner group area

圖10 燃燒器區域后墻顆粒沖擊速度分布

Fig.10 Particle velocity distribution on the back wall in the burner group area

對比壁面區域的氣體速度場和固體顆粒的速度分布，可見在局部區域固體顆粒的速度甚至超過了氣流速度，這是由于燃燒器噴口出口速度較高，其中二次風速度達到40 m·s-1以上(見表2)，含顆粒氣流射入爐內后，氣流速度開始衰減，但固體顆粒因其慣性較大，速度衰減較氣體慢，因而出現壁面局部區域固體顆粒速度比氣體高的狀況. 這也說明以往單純用壁面氣體流速反映磨損狀況的做法具有局限性.

4 結 論

1)在壁面左右兩側存在沖擊量較高的沖蝕區，其位置分別對應燃燒器噴口附近區域及噴口對面的壁面邊沿，而壁面中間區域的沖蝕面積分布廣泛但數值較低，噴口對側的左半部分壁面沖擊量的最大值可達到6 kg·m-2·s，該極值出現在后墻壁面d、e一次風平面上及右側墻b一次風平面上；

2)兩層燃燒器壁面顆粒速度的主體范圍均為5～20 m·s-1，其中顆粒速度為5～10、10～15及15～20 m·s-1的顆粒占比均超過了20 %，而20～25 m·s-1顆粒占比在7%～11%，并且存在速度超過30 m·s-1的顆粒，但占比不足0.3 %，速度超過25 m·s-1的顆粒占比則不超過1 %；

3)兩層燃燒器的壁面顆粒水平沖擊角度都分布得較為均勻，以15°為區間間隔，各角度區間的占比都可達到10 %，其中0°～15°和15°～30°的占比均超過了20 %，其他各區間占比分布在10%～16%；

4)壁面顆粒沖擊速度的實際顯示結果表明：最大值可超過30 m·s-1，且后墻第二組燃燒器區域同時出現了較高的顆粒沖擊量和25 ～ 29 m·s-1的顆粒沖擊速度，表明水冷壁存在高速、大量的顆粒沖擊區域，易發生嚴重磨損；

5)燃燒器壁面部分沖擊顆粒的最高速度超過30 m·s-1，但其占比不足0.3 %，而20 ～ 25 m·s-1的沖擊顆粒占比接近10 %，因此在壁面顆粒的沖蝕磨損研究中，應將20 ～ 25 m·s-1的沖擊速度作為磨損最嚴重處的參考速度.

6)在壁面的局部區域，氣固兩項氣流射入爐內后，氣流速度開始衰減，但固體顆粒因其慣性較大，速度衰減較氣體慢，因而出現壁面局部區域固體顆粒速度甚至比氣體速度高的狀況，表明以往單純用壁面氣體流速反映磨損狀況具有局限性.