調整內外二次風與加裝貼壁風方法對緩解爐內高溫腐蝕的數值模擬研究

楊振，王新宇，朱宣而，黃亞繼*，岳峻峰，張強，徐力剛，謝靈鷗

（1.江蘇方天電力技術有限公司，南京210000；2.東南大學能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室，南京

0 引言

當前針對爐膛高溫腐蝕問題，主流應對措施分為4 種：涂層噴涂［1-2］、管材優化［3-4］、燃燒調整［5-6］和貼壁風技術［7-8］。這4 種措施均能一定程度上緩解高溫腐蝕問題，但也都不可避免地存在一定的局限性。對于涂層噴涂方法，由于過厚的涂層將增加水冷壁熱阻，對傳熱性能產生負面影響，所以這種方法通常存在涂層壽命不長的問題，因此只常見于腐蝕程度和熱負荷不高的亞臨界鍋爐［9］。對于管材優化方法，一方面大面積更換材料成本較高的高合金鋼將影響電廠的經濟效益，另一方面2 種管材連接處的焊縫在爐膛內腐蝕和高溫環境下也存在一定的安全隱患，所以當前我國燃煤機組并未大規模應用此方法［10］。對于燃燒調整方法，目前大量研究表明，雖然單獨采用此方法可以使水冷壁近壁區域還原性氣氛有所減少，但難以從根本上解決高溫腐蝕問題［11］。而對于貼壁風方法，因其存在一定的風量限制［12］，即使已對噴口結構和布置方案進行了充分的優化，也很難保證在高負荷下完全消減高腐蝕風險區域［13-19］。

因此對于協同多種方法解決高溫腐蝕問題的研究具有重要的現實意義，目前已有部分學者協同了燃燒調整方法與貼壁風方法。文獻［20］首先對爐膛靠外側燃燒器進行了結構改造，把燃燒器外二次風擴錐增大了35°并更換了內二次風導流筒，隨后在爐膛前后墻分別布置了4 層貼壁風。改造后，側墻近壁面還原性氣氛得到有效改善。文獻［21］在將1臺旋流對沖鍋爐同層燃燒器配風方式調整為碗式配風后，在前后墻各加裝了4 層噴口形狀為矩形的貼壁風噴口，改造后有一半以上的測點達到O2體積分數大于2%，CO 體積分數小于0.5%的標準。文獻［22］將1 臺600 MW 超臨界前后墻對沖鍋爐的內二次風質量流量增大了20%，外二次風擴錐增大了35°，隨后為鍋爐加裝了貼壁風設備，改造后各層燃燒器平面H2S 和CO 的平均體積分數降幅可達2個數量級。

綜上所述，雖然當前對于調整配風方式與加裝貼壁風協同解決高溫腐蝕問題的相關研究和報道很多，但已有研究和報道也基本局限在確定配風方案后的貼壁風工程試驗上，難以反映同時改變配風方式與加裝貼壁風的防腐效果。因此，本文選取了內外二次風配比調整這種已被證實過能夠使高溫腐蝕問題有所減緩的燃燒調整方法［23］與貼壁風方法進行協同，在數值研究中同時將內二次風風量在二次風總量中的占比與貼壁風配風方式作為變量，以此來探究2種方法協同作用時的防腐效果。

1 研究對象概況

研究對象為1臺650 MW超臨界鍋爐，燃燒形式為前后墻對沖燃燒，鍋爐前后墻各布置有3層，每層5 只AireJet 低NOx燃 燒 器，燃 燒 器 總 計30 只。AireJet 低NOx燃燒器結構如圖1 所示，燃燒器中的風由內到外分為4 股，分別為中心風、一次風、內二次風和外二次風。其中中心風為直流風，其余各股風都為旋流風。各層燃燒器標高分別為下層20.849 m，中層25.892 m，上層30.934 m。在上層燃燒器標高上方3.529 m 處另布置有1 層雙風區燃盡風（OFA）噴口。OFA 噴口前后墻各布置有5 只AireJet，共計10只。燃煤煤質分析見表1。

圖1 AireJet低NOx燃燒器結構Fig.1 Structure of an AireJet burner with low NOx emission

表1 燃煤煤質分析Tab.1 Coal analysis

為了解對象鍋爐側墻腐蝕性氣氛實際分布，在鍋爐大修期間將煙氣取樣管分別布置于腐蝕較為嚴重的側墻中部區域。取樣管于每側墻布置2 層，其中下層取樣管水平標高26 m，上層水平標高31 m。左、右墻每層各安裝有3 個取樣管，每層取樣管等距分布。測點位置L1，L2示意如圖2所示。

圖2 測點位置示意Fig.2 Positions of measurement points

分別在鍋爐650 MW（鍋爐最大連續蒸發量（BMCR）），488 MW 以及325 MW 負荷下測試爐膛側墻貼壁煙氣成分。測試過程中首先將貼壁區域煙氣抽出，隨后對煙氣脫水除灰處理后，采用Optima 7便攜式煙氣分析儀測量CO，O2，H2S 3 種氣體的體積分數。單測點測試時間均大于2 min，各測點的實際記錄值為測試時間段內的氣體平均體積分數，測試結果見表2—4。

表2 650 MW側墻貼壁煙氣成分測試結果Tab.2 Composition of the closing-to-wall flue gas in a 650 MW boiler %

表3 488 MW側墻貼壁煙氣成分測試結果Tab.3 Composition of the closing-to-wall flue gas in a 488 MW boiler %

表4 325 MW側墻貼壁煙氣成分測試結果Tab.4 Composition of the closing-to-wall flue gas in a 325 MW boiler %

由表2—4可知，主燃區側墻近壁區域氣氛具有很強的還原性，除堵塞的測孔外，其余各測孔基本處于無氧或低氧氛圍，且還原性氣體的體積分數隨負荷的提高進一步增強，在BMCR工況下，近壁區域CO體積分數局部最高可達10.97%。

沿爐膛深度方向，CO 和H2S 的分布基本呈現出中間測孔處體積分數較高，兩邊測孔處體積分數較低的特點。而沿爐膛高度方向，各測孔處的還原性氣氛的體積分數差別不明顯，僅在BMCR 工況下層靠前墻一側的測孔處CO 和H2S 具有較低的體積分數。

2 模擬及計算方法

2.1 網格劃分

本文采用分塊網格劃分技術對爐膛進行結構化網格劃分，根據內部流場情況，將整個計算域劃分成5個區域，包括爐膛上部、左側墻、主燃區、右側墻及冷灰斗區域，相鄰區域交界面設置為interface邊界條件。由于主燃區是中湍流流動及化學反應較為劇烈的區域，因此額外對主燃區及左右側墻網格進行加密處理。此外，為減小偽擴散對計算結果的影響，劃分在燃燒器出口處的網格時，保證網格與流場方向近似一致。爐膛整體網格如圖3a所示，燃燒器出口處局部網格如圖3b 所示。經網格無關性檢驗，本文最終確定整體網格數量約為270萬。

圖3 爐膛整體網格及燃燒器出口局部網格Fig.3 Meshes of the overall furnace and the burner outlet

2.2 數學模型及邊界條件

本文采用帶有旋流修正的Realizable k-e 模型模擬爐內氣流的湍流流動；因為爐膛內氣相反應速率極快，化學反應的時間尺度遠小于湍流混合的時間尺度。因此，選取基于快速反應假設的混合分數-概率密度函數模型（PDF）模擬氣相湍流燃燒［24］；由于煤粉體積在爐膛內氣相體積中的占比低于10%，因此選取離散顆粒模型（DPM）模擬煤粉的輸入；選用拉格朗日隨機軌道模型模擬爐膛內煤粉的運動軌跡；揮發分的析出選取雙競爭反應模型模擬；采用動力-擴散模型描述焦炭的燃燒；爐內輻射換熱過程選取P1 模型進行描述［25］；對于燃煤鍋爐，NOx排放的質量濃度主要取決于熱力型和燃料型NOx的生成量，快速型NOx的生成量可忽略不計。考慮到NO排放是NOx排放的主體［26］，故本文僅模擬熱力型NO 和燃料型NO 的生成，采用捷里道維奇機理模擬燃料型NO 生成［27］，采用De Soete機理模擬燃料型NO 生成［28］；采用Ansys-Fluent 軟件的Simple 算法進行求解。

為準確控制爐內風量，爐膛入口邊界條件均設置為質量入口。入口氣流溫度及質量流量見表5。煤粉顆粒總質量流量為71.30 kg∕s，通過一次風入口隨氣流進入爐膛，顆粒直徑滿足Rosin-Rammler方法分布，最大顆粒直徑為120 μm，最小顆粒直徑為2 μm，平均顆粒直徑為36 μm，均勻性系數為3.5。整個模型每迭代10 次更新一次煤粉軌跡，每條煤粉軌跡計算80次，每次更新76 800條軌跡。爐膛壁面簡化為無厚度無滑移的定溫壁面。爐膛出口設置為壓力出口，負壓為-100 Pa。

表5 入口邊界工況Tab.5 Boundary condition of the inlet

2.3 變內外二次風配比及貼壁風布置說明

鍋爐原始工況下（工況1）內二次風在內外二次風總量中占比0.27，各個燃燒器均等配風，基于原始工況本文共設置了3 組變內外二次風配比工況。為減小燃燒方式變化對爐內燃燒的影響，各工況僅對兩側燃燒器進行了調整：如工況4，內二次風占比0.37，每層中間#2，#3，#4 燃燒器保持內二次風在內外二次風總量中占比0.27，兩邊#1，#5 燃燒器的內二次風占比調整至0.37，而且由于AireJet 燃燒器結構特性，#1，#5 燃燒器風量相對原始工況增加18%，#2，#3，#4 燃燒器風量相對原始工況減少12%。其他各組變內外二次風配比工況及其余各層燃燒器可依此類推。各工況詳情見表6。

表6 組合方案工況Tab.6 Working condition of the integrated scheme

本文采用的貼壁風布置示意如圖4所示。該方案中噴口為圓形槽狀噴口，噴口高度為40 mm，噴口截面直徑為428 mm。其中噴口3，6 分別位于上層燃燒器與中層燃燒器高度的側墻中心，噴口1，2，4，5，7，8 的位置與各層燃燒器中心同一高度，對稱分布于側墻中心線兩側，距離側墻中心線3 m。

3 結果與分析

3.1 模型的驗證

圖5 為爐膛對稱截面溫度場。由圖5 可知，在折焰角下方溫度場基本對稱，距離水冷壁不遠處大部分區域溫度超過1 500 K，局部溫度超過2 500 K，旋流燃燒器能在出口形成卷吸氣流，利用高溫煙氣快速點燃煤粉。爐膛溫度場總體在深度方向上呈現中間高、兩側低的狀態。這是因為兩側是模擬的水冷壁吸熱，而且燃燒器氣流、煤粉和燃盡風溫度都低于爐膛溫度，這對于爐膛來說相當于冷風，會在入口降低局部溫度。沿爐膛縱向方向，氣流溫度在燃燒區最高，煤粉越過燃燒器后逐漸燃燒完全，煙氣溫度稍有上升，隨后因為不斷向壁面散熱，導致爐膛上部至出口的煙氣溫度逐漸下降。

(1)清萬樹《詞律》中載《卜算子》調9體[注]柳永與張先的名為《卜算子》的詞作，實則是《卜算子慢》，且柳永之作為《卜算子慢》正體。[1]118-121

圖4 貼壁風布置示意Fig.4 Distribution of the closing-to-wall air

圖5 爐膛對稱截面溫度場Fig.5 Temperature field on the symmetrical section of the furnace

為驗證本文數理模型選取和邊界條件設置的準確性，將BMCR工況下右墻近壁區域實測CO體積分數與模擬CO 體積分數分別沿L1，L2進行了對比。由于實際測試前抽出煙氣中的水蒸氣已被脫除，為避免煙氣中水蒸氣對對比結果的干擾，在對比數據之前需將模擬結果換算為干煙氣下CO 體積分數。沿L1，L2的CO體積分數對比結果如圖6所示。

由圖6 可知，相比實測CO 體積分數，模擬值總體偏小，一方面可能是鍋爐實際運行過程中各層燃燒器對應的磨煤機燃煤成分存在一定差異，而輸入參數為實測燃煤成分的質量加權結果，因此在局部煤種特性上模擬輸入與實際運行存在一定區別；另一方面可能是燃燒器風煤配比的均勻性。本文在模擬過程中假定煤粉從各燃燒器均勻噴入爐膛，但在鍋爐實際運行過程中，煤粉沿著燃燒器出口周向、徑向分布必然是不均勻的，而這種情況也將使爐內局部CO 體積分數進一步提高。但總體而言，側墻近壁區域CO 體積分數的模擬結果與實測結果變化趨勢基本一致。

圖6 沿L1，L2的CO體積分數模擬及實測數據對比Fig.6 Simulated and measured CO volume fractions along L1 and L2

此外，BMCR 工況下爐膛出口實測平均煙溫為1 310 K，模擬平均煙溫為1 208 K；爐膛出口實測氧氣體積分數為2.50%，模擬所得氧氣的體積分數為2.73%。出口煙溫和氧氣體積分數的相對誤差均在10%以內，說明本文數理模型的建立和選取具備準確性。

3.2 貼壁風方案與內二次風占比0.22的協同防腐效果（工況1）

本節將對象鍋爐兩側燃燒器內二次風占比調整至0.22，基于上述貼壁風方案分別進行了3 組配風方案的數值模擬試驗，并將一種鍋爐原始運行工況（內二次風占比為0.27）下貼壁風率為3.47%的貼壁風配風方案作為對照工況。對照工況及3種協同方法下的貼壁風配風方案見表7。

P 截面為右側墻下層燃燒器中心高度下方3 m（模型縱坐標y=0.007 m，實際標高18.179 m）至燃盡風噴口中心高度上方3 m（模型縱坐標y=19.541 m，實際標高37.713 m）、距離側墻壁面30 mm 的平面。圖7 為各配風方案下P 截面CO 體積分數分布對比。由圖7 可知，當兩側燃燒器內二次風占比減小至0.22 時，各協同方案P 截面CO 體積分數與對照工況基本相似。噴口2，5 右側及噴口7，8 與爐膛上升主流形成的交界面以下聚集有較高體積分數的CO。此外，由于配風方案1 中貼壁風風量總體較小，在P截面上部還分布有部分體積分數不高的CO聚集區。而當各噴口風量增大至配風方案2與配風方案3 后，P 截面上部CO 聚集情況出現了明顯改善，但P 截面主要高CO 體積分數的分布區域，即噴口2，5 右側及噴口7，8 下部的CO 聚集情況并未得到明顯改善。

表7 貼壁風配風方案（工況1）Tab.7 Closing-to-wall air distribution（working condition 1）

圖7 各配風方案下P截面CO體積分數分布云圖（工況1）Fig.7 CO volume fraction distribution contour on section P under various air distributions（working condition 1）

圖8為各配風方案下鍋爐主要參數對比。根據圖8 可知，各協同方案出口飛灰中碳的質量分數與對照工況相比出現了小幅上升，出口NOx質量濃度與對照工況相比出現了小幅下降。綜合以上因素，本文認為內二次風占比0.22 與貼壁風的協同方法實際工程應用價值不高。

3.3 貼壁風方案與內二次風占比0.32的協同防腐效果（工況2）

本節在對象鍋爐的兩側燃燒器內二次風占比調整至0.32的基礎上，基于上述貼壁風方案分別進行3 組配風方案的數值模擬試驗，并將一種鍋爐原始運行工況（內二次風占比0.27）下貼壁風率為3.47%的貼壁風配風方案作為對照工況。對照工況及3種協同方法下的貼壁風配風方案見表8。

圖8 各配風方案下鍋爐主要參數對比（工況1）Fig.8 Main parameters of the boiler under various air distributions（working condition 1）

表8 貼壁風配風方案（工況2）Tab.8 Closing-to-wall air distribution（working condition 2）

圖9 為各配風方案下P 截面CO 體積分數分布對比。由圖9 可知，當兩側燃燒器內二次風占比增大至0.32 時，各協同方案高CO 體積分數的分布區域與對照工況基本相似，說明當采用內外二次風配比與貼壁風方法協同時，較小的配比變化幅度不會對側墻近壁區域CO 體積分數的分布產生明顯影響。此外，根據圖9b，c，d可知，各CO 聚集區的附近噴口風量對其分布面積和體積分數影響較大，當配風方案3 下的貼壁風風率增大至3.53%時，P 截面右側及下部兩處高CO 體積分數聚集區可顯著縮小。

圖10 為各配風方案下鍋爐主要參數對比。由圖10 可知，各協同方法出口NOx質量濃度與飛灰中碳的質量分數相比對照工況分別有小幅升高與小幅下降，這是因為內二次風占比的增加強化了煤粉與二次風在射流初期的混合，使煤粉著火提前。但其同時也提高了射流初期氧氣的體積分數，削弱了對NOx的還原效果。因此綜合來看，本文認為內二次風占比0.32 與貼壁風的協同方法實際工程應用價值較低。

圖9 各配風方案下P截面CO體積分數分布云圖（工況2）Fig.9 CO volume fraction distribution contour on section P under various air distributions（working condition 2）

圖10 各配風方案下鍋爐主要參數對比（工況2）Fig.10 Main parameters of the boiler under various air distributions（working condition 2）

3.4 貼壁風方案與內二次風占比0.37的協同防腐效果（工況3）

本節在對象鍋爐的兩側燃燒器內二次風占比調整至0.37的基礎上，基于上述貼壁風方案分別進行3 組配風方案的數值模擬試驗，并將一種鍋爐原始運行工況（內二次風占比0.27）下貼壁風率為3.47%的貼壁風配風方案作為對照工況。對照工況及3種協同方法下的貼壁風配風方案見表9。

圖11 為各配風方案下P 截面CO 體積分數分布對比。由圖11b 可知，由于配風方案1 所用貼壁風風量較小，爐膛側墻近壁區域大量CO 積聚在了貼壁風氣流與爐膛上升主流形成的交界面背側。當各噴口風量增大至配風方案2 時，P 截面各CO 聚集區的分布面積及體積分數均有大幅下降，其中噴口7，8 下部的高CO 體積分數區最高已由6.80%降至4.20%。配風方案3 相比配風方案2 減少了噴口4，5 的風量，增大了噴口1，2 的風量。根據圖11d，這種配風方案使P 截面上部高CO 體積分數區的面積有所減小，且對噴口4，5上方高CO 體積分數區的面積減小的效果明顯。圖12 為各配風方案鍋爐主要參數對比。由圖12可知，當兩側燃燒器內二次風占比增大至0.37 后，協同方法下出口NOx質量濃度相比對照工況進一步升高，出口飛灰中碳的質量分數相比對照工況進一步下降。從總體來看，本文認為配風方案3 為與內二次風占比0.37 協同時的最優配風方案，但在實際工程應用中，還需綜合考慮如燃煤煤質、選擇性催化還原技術（SCR）系統裕度等因素對此方案做進一步評估和改進。

表9 貼壁風配風方案（工況3）Tab.9 Closing-to-wall air distribution（working condition 3）

圖11 各配風方案下P截面CO體積分數分布云圖（工況3）Fig.11 CO volume fraction distribution contour on section P under various air distributions（working condition 3）

圖12 各配風方案下鍋爐主要參數對比（工況3）Fig.12 Main parameters of the boiler under various air distributions（working condition 3）

4 結論

（1）模擬結果與實測結果的側墻近壁區域CO質量分數變化趨勢基本一致，模擬及實測爐膛出口溫度、氧氣體積分數均誤差較小。因此可認為本文數理模型的建立和選取具備足夠的準確性，能夠對爐內實際燃燒過程做出較好的預測。

（2）當兩側燃燒器內二次風占比調整至0.22和0.32 時，較小的配比變化幅度不會對側墻近壁區域CO體積分數分布產生明顯影響，且爐膛出口飛灰中碳的質量分數及NOx質量濃度會隨配比的調整出現小幅波動。因此在內外二次風配比調整與貼壁風的協同方法中，當配比調整較小時實際工程應用價值較低。

（3）當兩側燃燒器內二次風占比提高至0.37時，CO 聚集區的面積及體積分數均出現了大幅下降，但結合爐膛出口NOx質量濃度進一步升高的情況，本文認為在實際工程應用中，還需綜合考慮燃煤煤質、SCR 系統裕度等因素對此方案做進一步評估和改進，以便在緩解高溫腐蝕的實際改造中更具指導意義。