呂洪坤， 童家麟， 齊曉娟， 李 劍， 蔡潔聰

(1.國網(wǎng)浙江省電力有限公司電力科學(xué)研究院，杭州 310014；2.杭州意能電力技術(shù)有限公司，杭州 310014)

隨著近年來環(huán)保要求的不斷提高，國內(nèi)大型電站燃煤鍋爐都進(jìn)行了低NOx燃燒技術(shù)改造以滿足低NOx排放的要求。眾所周知，低NOx燃燒技術(shù)的一項重要措施是空氣分級燃燒，即降低主燃燒區(qū)的過量空氣系數(shù)以減少燃料型NOx的生成，目前達(dá)到了良好的效果。沿海某600 MW亞臨界對沖燃燒鍋爐經(jīng)過低NOx燃燒技術(shù)改造后，爐膛出口NOx體積分?jǐn)?shù)可以控制在0.01%左右。但經(jīng)過2 a的運(yùn)行后發(fā)現(xiàn)，主燃燒區(qū)和還原區(qū)的還原性氣氛對爐內(nèi)水冷壁，特別是對左右側(cè)墻水冷壁造成較為嚴(yán)重的高溫腐蝕。因此，如何在空氣分級燃燒條件下緩解對沖燃燒鍋爐側(cè)墻水冷壁的高溫腐蝕進(jìn)程已成為鍋爐安全運(yùn)行亟需解決的問題。

國內(nèi)學(xué)者針對爐內(nèi)高溫腐蝕問題進(jìn)行了深入的研究。呂洪坤等[1]研究了某1 000 MW超超臨界鍋爐的水冷壁貼壁氣氛，并對腐蝕剝落片進(jìn)行了理化分析，提出貼壁氣氛循環(huán)波動是加劇水冷壁高溫腐蝕的重要因素。李春曦等[2]通過增加貼壁風(fēng)裝置，使得側(cè)墻水冷壁的還原性氣氛得到了有效改善。張鋒等[3]通過提高空氣預(yù)熱器入口O2體積分?jǐn)?shù)和減小分離燃盡風(fēng)(SOFA)風(fēng)門開度等手段有效地緩解了高溫腐蝕，但選擇性催化還原(SCR)系統(tǒng)入口NOx體積分?jǐn)?shù)較調(diào)整前略高。國內(nèi)外學(xué)者普遍認(rèn)為，低NOx燃燒效果與爐內(nèi)高溫腐蝕程度是相互矛盾的，因此筆者就如何在保證低NOx排放的前提下有效緩解高溫腐蝕進(jìn)程開展了研究。

研究表明，對沖燃燒鍋爐同一層風(fēng)箱內(nèi)，在二次風(fēng)葉片角度相同的情況下，中間燃燒器的風(fēng)量略高于兩側(cè)燃燒器的風(fēng)量[4]；而國內(nèi)許多燃煤電站往往將同一層風(fēng)箱內(nèi)的二次風(fēng)葉片置于相同角度下運(yùn)行，這無疑不利于控制側(cè)墻水冷壁的還原性氣氛?；诖耍P者提出了“雙U形燃燒”模式，其適用于空氣分級燃燒的對沖燃燒鍋爐，基本概念大致為：將對沖燃燒鍋爐同一燃燒層各噴口煤量由傳統(tǒng)燃燒的基本相等模式修改為由中間往兩側(cè)適度遞減模式，形成倒U形結(jié)構(gòu)；同時調(diào)整噴口的風(fēng)量分布，在不改變傳統(tǒng)低NOx還原區(qū)和分離燃盡風(fēng)區(qū)過量空氣系數(shù)的前提下使得各噴口二次風(fēng)量從中間向兩側(cè)逐漸增加，形成正U形結(jié)構(gòu)，通過煤量與風(fēng)量分布的優(yōu)化減弱側(cè)墻水冷壁還原性氣氛。在實際運(yùn)行鍋爐上研究“雙U形燃燒”的效果，受各層燃燒器煤量和二次風(fēng)量波動的制約，難以得出有指導(dǎo)意義的結(jié)論，而數(shù)值模擬則可以保持煤量和風(fēng)量的穩(wěn)定。因此，筆者分別對某亞臨界對沖燃燒鍋爐在常規(guī)燃燒模式和“雙U形燃燒”模式下的爐內(nèi)貼壁區(qū)域煙氣溫度、還原性氣氛，折焰角出口煤粉燃盡率，煙氣溫度偏差及底渣量等進(jìn)行數(shù)值模擬研究，以期為有效緩解對沖燃燒鍋爐高溫腐蝕進(jìn)程提供參考。

1 研究對象

以某電廠3號鍋爐為研究對象，該鍋爐為亞臨界壓力、單爐膛、一次再熱、自然循環(huán)、平行煙道、單汽包型箱式2 045 t/h煤粉爐，配用帶中速磨煤機(jī)的直吹式制粉系統(tǒng)，采用前后墻對沖燃燒方式、平衡通風(fēng)、全鋼架懸吊結(jié)構(gòu)、半露天布置和固態(tài)排渣，早期配置有4×6排共24只Foster Wheeler公司早期的低NOx雙調(diào)風(fēng)旋流煤粉燃燒器，2012年將原有燃燒器改造為復(fù)合空氣分級燃燒技術(shù)低NOx煤粉燃燒器，對應(yīng)的三層燃燒器和分離燃盡風(fēng)燃燒器中心線標(biāo)高分別為24.2 m、27.7 m、31.2 m和34.6 m，該鍋爐運(yùn)行2 a檢修時發(fā)現(xiàn)還原區(qū)水冷壁存在嚴(yán)重的高溫腐蝕現(xiàn)象。國內(nèi)外學(xué)者普遍認(rèn)為CO和H2S體積分?jǐn)?shù)是水冷壁高溫腐蝕重要的氣體指標(biāo)[5-6]，因此對該鍋爐主燃燒區(qū)和分離燃盡風(fēng)區(qū)典型區(qū)域的水冷壁貼壁氣氛進(jìn)行了摸底測試。

表1給出了該鍋爐在600 MW負(fù)荷、常規(guī)燃燒模式(二次風(fēng)葉片角度相同)下，從水冷壁典型區(qū)域測孔抽取的煙氣成分(CO和H2S)體積分?jǐn)?shù)，其中A側(cè)表示靠近固定端的側(cè)墻，B側(cè)表示靠近擴(kuò)建端的側(cè)墻。由表1可知，主燃燒區(qū)和還原區(qū)的還原性氣氛較為濃烈，大多數(shù)測點的CO體積分?jǐn)?shù)都大于2%，隨著SOFA的噴入，CO體積分?jǐn)?shù)才有所降低。

表1 600 MW工況下CO和H2S體積分?jǐn)?shù)Tab.1 CO and H2S concentration at 600 MW %

注：1)為側(cè)墻靠近前墻測點；2)為側(cè)墻中間測點；3為側(cè)墻靠近后墻測點。

周永剛等[7]指出CO體積分?jǐn)?shù)大于2%的區(qū)域較易發(fā)生高溫腐蝕。因此，通過優(yōu)化燃燒方式有效降低這些區(qū)域的貼壁還原性氣體濃度是本文研究的重點。

2 計算模型網(wǎng)格劃分及計算工況

圖1給出了計算模型的網(wǎng)格劃分情況。整個爐膛絕大部分采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，對燃燒、流動較為劇烈的主燃燒區(qū)和分離燃盡風(fēng)區(qū)進(jìn)行了局部網(wǎng)格加密，總網(wǎng)格數(shù)大約為300萬。由于此次數(shù)值計算特別關(guān)注水冷壁附近的貼壁氣氛，因此對水冷壁左右側(cè)墻500 mm內(nèi)的區(qū)域進(jìn)行了自適應(yīng)網(wǎng)格加密。大量使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格有利于加快迭代速度和收斂速度，計算所用模型詳見文獻(xiàn)[8]，揮發(fā)分氮與焦炭氮的分配可參考文獻(xiàn)[9]。

圖1 爐膛網(wǎng)格劃分情況Fig.1 Furnace grid division

表2給出了常規(guī)燃燒模式和改進(jìn)燃燒模式(包括“單U形燃燒”和“雙U形燃燒”)共5個計算工況的二次風(fēng)量和煤量分布情況。工況1為常規(guī)燃燒模式(由文獻(xiàn)[4]可知，在二次風(fēng)葉片角度相同的情況下，中間燃燒器的風(fēng)量較兩側(cè)燃燒器的風(fēng)量高約5%)；工況2為二次風(fēng)U形燃燒模式(通過減小兩側(cè)燃燒器二次風(fēng)葉片角度，使得兩側(cè)燃燒器風(fēng)量較中間燃燒器風(fēng)量高15%)；工況3為二次風(fēng)深U形燃燒模式(兩側(cè)燃燒器風(fēng)量較中間燃燒器風(fēng)量高50%，為極限情況)；工況4為煤量倒U形燃燒模式(兩側(cè)燃燒器煤量較中間燃燒器煤量低33%)；工況5為“雙U形燃燒”模式(兩側(cè)燃燒器風(fēng)量較中間燃燒器風(fēng)量高15%，煤量較中間燃燒器煤量低33%)。模擬計算中保持各計算工況投運(yùn)燃燒器的總風(fēng)量和總煤量相同，模擬用煤為鍋爐設(shè)計煤種(即晉北煙煤)，其煤質(zhì)分析見表3。

表2 計算工況燃燒器二次風(fēng)量和煤量分布Tab.2 Distribution of second air/coal flow rate in simulation condition t/h

表3 模擬用煤的煤質(zhì)分析數(shù)據(jù)Tab.3 Quality analysis of coal used in simulation

3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

3.1 爐內(nèi)貼壁區(qū)域煙氣溫度和腐蝕性氣氛分布

圖2和圖3分別給出了各計算工況下最上層燃燒器層(30.6～31.8 m)和還原區(qū)(31.8～34.1 m)側(cè)墻水冷壁貼壁區(qū)域(距水冷壁管中心線100 mm處)的平均煙氣溫度和CO體積分?jǐn)?shù)。以高CO體積分?jǐn)?shù)(超過2%)的區(qū)域面積占計算區(qū)域面積的占比大小來反映爐內(nèi)的易受腐蝕程度。由圖2可知，隨著兩側(cè)燃燒器風(fēng)量的增加，工況2和工況3的貼壁區(qū)域平均煙氣溫度較工況1均有所下降，工況3的平均煙氣溫度下降了約20 K，這對于降低貼壁區(qū)域煙氣溫度、控制高溫腐蝕是有利的。而減少兩側(cè)燃燒器煤量的工況4的平均煙氣溫度較工況1下降了30 K，其原因是兩側(cè)燃燒器煤量減少后，貼壁區(qū)域放熱量減少。工況5綜合了工況2和工況4的效果，其最上層燃燒器層貼壁區(qū)域平均煙氣溫度較工況1下降了約65 K，而還原區(qū)的下降幅度超過了100 K，降低貼壁區(qū)域煙氣溫度的效果非常顯著。

由圖3可知，在常規(guī)燃燒模式下，貼壁區(qū)域CO體積分?jǐn)?shù)較高，最上層燃燒器層貼壁區(qū)域高CO體積分?jǐn)?shù)的區(qū)域面積占比為40%，這與貼壁氣氛測試結(jié)果基本一致；隨著兩側(cè)燃燒器風(fēng)量的增加和煤量的減少，高CO體積分?jǐn)?shù)的區(qū)域面積隨之減小。這主要由2方面因素所致：(1)兩側(cè)燃燒器風(fēng)量的增加和煤量的減少使得側(cè)墻過量空氣系數(shù)降低，O2體積分?jǐn)?shù)升高，而O2體積分?jǐn)?shù)與CO體積分?jǐn)?shù)存在逆相關(guān)性；(2)工況2和工況3下兩側(cè)燃燒器二次風(fēng)葉片角度減小后，旋流強(qiáng)度減弱，射流剛性增強(qiáng)，燃燒顆粒不易擴(kuò)散至貼壁區(qū)域，降低了貼壁區(qū)域的CO體積分?jǐn)?shù)。工況5的高CO體積分?jǐn)?shù)區(qū)域面積占比僅為10%左右，高溫腐蝕抑制能力明顯增強(qiáng)。

圖2 貼壁區(qū)域平均煙氣溫度Fig.2 Average flue gas temperature near water wall

圖3 貼壁區(qū)域高CO體積分?jǐn)?shù)區(qū)域面積占比Fig.3 Percentage of area containing high concentration of CO near water wall

3.2 折焰角出口截面的平均NO體積分?jǐn)?shù)比較

為了避免計算中爐膛出口區(qū)域回流的影響，選擇在距折焰角出口1 m處位置(以下簡稱折焰角出口)對平均NO體積分?jǐn)?shù)、煤粉燃盡率和煙氣溫度偏差進(jìn)行研究。圖4給出了5個工況下折焰角出口截面平均NO體積分?jǐn)?shù)的比較。由圖4可知，增加兩側(cè)燃燒器風(fēng)量后，折焰角出口截面的平均NO體積分?jǐn)?shù)有所升高，工況3折焰角出口截面的平均NO體積分?jǐn)?shù)為0.018 6%，較常規(guī)燃燒模式升高了24%，其原因可能是兩側(cè)區(qū)域過量空氣系數(shù)升高后，加劇了主燃燒區(qū)兩側(cè)NO的生成。工況4折焰角出口截面的平均NO體積分?jǐn)?shù)最低，較工況1降低了5%，其原因可能是工況4貼壁區(qū)域的平均煙氣溫度較工況1降低了30 K，有利于抑制NOx的生成，而由圖3還可知，工況4貼壁區(qū)域還原性氣氛與工況1較為接近，同時中間區(qū)域煤量的集中使得還原性氣氛增強(qiáng)，幾方面綜合作用使得折焰角出口截面的平均NO體積分?jǐn)?shù)略有降低。而工況5盡管兩側(cè)區(qū)域過量空氣系數(shù)較工況4進(jìn)一步升高，但最上層燃燒器層貼壁區(qū)域平均煙氣溫度較工況1降低約65 K，且中間區(qū)域的還原性氣氛較工況4有所增強(qiáng)，使得折焰角出口截面的平均NO體積分?jǐn)?shù)較工況4略有升高，但與工況1接近。

圖4 折焰角出口截面平均NO體積分?jǐn)?shù)的比較Fig.4 Average NO concentration at arch exit

3.3 折焰角出口截面可燃物質(zhì)量濃度和底渣量比較

圖5給出了5個工況下折焰角出口截面的可燃物質(zhì)量濃度比較。由圖5可知，CO體積分?jǐn)?shù)與可燃物質(zhì)量濃度的變化趨勢基本相同，工況5折焰角出口截面的可燃物濃度最高，其CO體積分?jǐn)?shù)為0.611%，可燃物質(zhì)量濃度為3.34 g/m3，其他3個工況較工況1亦有不同程度的升高。這是因為：(1)兩側(cè)燃燒器二次風(fēng)葉片角度減小后，煙氣卷吸能力減弱，煤粉著火距離延長，不利于兩側(cè)燃燒器的煤粉燃盡；(2)中間燃燒器煤量增加、風(fēng)量減少，使得爐膛中心位置O2顯得尤為不足，中間燃燒器煤粉的燃盡程度也有所下降。綜上所述，工況5的燃盡效果有所降低，CO體積分?jǐn)?shù)較工況1升高了約0.19%，考慮到折焰角至爐膛出口未燃盡可燃物可進(jìn)一步燃燒，其值仍在可接受范圍內(nèi)。

圖5 折焰角出口截面可燃物質(zhì)量濃度和CO體積分?jǐn)?shù)比較Fig.5 Content of solid combustibles and concentration of CO at arch exit

圖6給出了冷灰斗區(qū)域向爐膛底部方向通過13 m標(biāo)高截面的顆粒溢出量，其值可以作為爐膛底渣量的表征。如圖6所示，底渣量的變化趨勢與煤粉燃盡率的趨勢基本相同，工況5的底渣量較工況1增加了約8%。其原因是工況5中間和兩側(cè)燃燒器的煤粉著火距離均較工況1有所延長，未燃盡的大顆粒煤粉更容易落入渣斗，使得底渣量稍有增加。趙振寧等[10]認(rèn)為，鍋爐出渣量只占灰渣總量的10%，因此工況5不會造成爐膛底渣量明顯增加，也不會對鍋爐效率產(chǎn)生較大影響。

圖6 冷灰斗區(qū)域顆粒溢出量比較Fig.6 Flow rate of particles at cold ash hopper

3.4 煙氣溫度偏差

一般認(rèn)為，折焰角出口煙氣溫度偏差隨著鍋爐容量的增加有明顯的上升趨勢[11]，在一定程度上將影響到主蒸汽溫度、再熱蒸汽溫度的分布。因此，煙氣溫度偏差也是判斷“雙U形燃燒”模式是否可行的重要指標(biāo)。參考文獻(xiàn)[12]，將折焰角出口截面沿著左右側(cè)方向等分為20個區(qū)域，并定義了溫度分布不均勻系數(shù)M，為了增加可判別度，M在3倍標(biāo)準(zhǔn)差下定義為：

(1)

根據(jù)工況1和工況5的數(shù)值模擬結(jié)果可計算得到M1=1.17，M1A=1.13，M1B=1.20，M5=1.16，M5A=1.18，M5B=1.12，其中，M1和M5分別為工況1和工況5的溫度分布不均勻系數(shù)，下標(biāo)A、B分別表示折焰角出口A側(cè)和B側(cè)區(qū)域?？梢姟半pU形燃燒”模式較常規(guī)燃燒模式的總體煙氣溫度偏差系數(shù)變化較小，而對A側(cè)和B側(cè)的煙氣溫度偏差系數(shù)的影響則有所不同，但對主蒸汽溫度、再熱蒸汽溫度應(yīng)無太大影響。

4 實際應(yīng)用效果

表4給出了在600 MW負(fù)荷、“雙U形燃燒”模式下，水冷壁典型區(qū)域的CO體積分?jǐn)?shù)與表1摸底試驗結(jié)果的對比。為保障鍋爐安全運(yùn)行，此次試驗燃燒器的入爐煤量和風(fēng)量分布偏差較小(兩側(cè)燃燒器風(fēng)量較中間燃燒器風(fēng)量高約15%，煤量較中間燃燒器煤量低約15%)。由表4可知，“雙U形燃燒”模式對降低水冷壁典型區(qū)域CO體積分?jǐn)?shù)的效果明顯，特別是中上層燃燒器區(qū)域，較摸底試驗CO體積分?jǐn)?shù)的下降幅度達(dá)到約40%。此時，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度約為310 mg/m3，飛灰可燃物質(zhì)量分?jǐn)?shù)低于2%，過熱蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度未出現(xiàn)較大偏差。

表4 “雙U形燃燒”模式與摸底試驗CO體積分?jǐn)?shù)的對比Tab.4 Comparison of CO concentration between double-U combustion mode and baseline test %

5 結(jié) 論

(1)改進(jìn)燃燒模式較常規(guī)燃燒模式可以有效降低主燃燒區(qū)和還原區(qū)貼壁區(qū)域煙氣溫度和還原性氣體濃度，特別是“雙U形燃燒”模式，降低還原區(qū)貼壁區(qū)域平均煙氣溫度超過100 K，高CO體積分?jǐn)?shù)區(qū)域面積占比僅為10%左右；實際應(yīng)用中，高還原性氣氛區(qū)域的CO體積分?jǐn)?shù)較摸底試驗的下降幅度達(dá)到約40%。

(2)“雙U形燃燒”模式在改善貼壁區(qū)域還原性氣氛的同時，對煙氣溫度偏差系數(shù)的影響較小，煤粉燃盡率有所下降，同時爐膛底渣量略有增加，但不會對鍋爐效率產(chǎn)生較大的影響。

(3)“雙U形燃燒”模式作為一種新的燃燒方式，可有效改善貼壁區(qū)域還原性氣氛，特別對于未增設(shè)貼壁風(fēng)的對沖燃燒鍋爐，其改善效果顯著；針對該燃燒方式，不同爐型有其各自適應(yīng)的配煤方式和配風(fēng)方式，這需要在實際運(yùn)行中進(jìn)行總結(jié)和優(yōu)化。