方志星

（浙江浙能北侖發(fā)電有限公司，浙江 寧波 315800）

0 引言

目前，燃煤發(fā)電是我國電力供應的主要形式，且在可預見的未來里，它仍將占據(jù)我國電力生產(chǎn)的首要地位[1]。因此，保障燃煤機組安全穩(wěn)定運行對于國計民生至關重要。鍋爐作為燃煤機組的三大主設備之一，是確保電站安全生產(chǎn)的關鍵，但在實際運行中卻面臨著諸多威脅。其中，水冷壁高溫腐蝕是較為普遍且極具危害的一種。據(jù)統(tǒng)計，我國80%以上燃煤鍋爐出現(xiàn)了不同程度的高溫腐蝕現(xiàn)象[2]。高溫腐蝕會加速水冷壁壁厚減薄，繼而造成水冷壁泄漏和爆管，嚴重危及鍋爐機組的安全和經(jīng)濟運行。一般認為，水冷壁高溫腐蝕主要與燃煤品質(zhì)、水冷壁壁面溫度、近壁處煙氣成分和爐內(nèi)氣固兩相的流動特性有關[3-5]。燃煤品質(zhì)降低、水冷壁壁面溫度升高、近壁處還原性氣氛加強、腐蝕性氣體（主要是H2S）增多以及爐內(nèi)空氣動力場組織不合理等皆會引發(fā)嚴重的高溫腐蝕問題。

近年來，為滿足日益嚴格的NOX排放標準，國內(nèi)一大批燃煤機組紛紛采用爐膛空氣分級燃燒技術。然而，隨著空氣分級程度的提高，水冷壁高溫腐蝕狀況卻急劇惡化，主要是由于爐膛分級送風致使燃燒器區(qū)域形成濃厚的還原性氣氛，從而加劇水冷壁高溫腐蝕[6-9]。此外，為了緩解能源緊張而改燃低階煤、鍋爐參數(shù)提高而導致水冷壁壁溫升高等因素都使得現(xiàn)代電站鍋爐更容易受到高溫腐蝕的威脅[10]。

目前防治高溫腐蝕的措施主要有防腐噴涂、燃燒調(diào)整和貼壁風改造等。研究表明，加裝貼壁風設備是其中最為有效且可靠的方法[2-4，7-9，11-15]。盡管研究者們在貼壁風技術上做了大量的工作，但是關于深度空氣分級條件下貼壁風防腐蝕效果的研究仍相對較少。某660 MW 前后墻對沖燃燒鍋爐在采取深度空氣分級燃燒技術后水冷壁出現(xiàn)了大面積的高溫腐蝕，且腐蝕主要集中在側墻區(qū)域。本文通過現(xiàn)場試驗，對該鍋爐側墻貼壁煙氣成分進行測量，分析側墻產(chǎn)生高溫腐蝕的主要原因。在此基礎上，提出相應的貼壁風布置方案，采用數(shù)字模擬的方法，研究貼壁風對側墻貼壁流場、組分濃度分布以及爐內(nèi)燃燒過程的影響，以此判斷其對側墻高溫腐蝕的緩解效果。

1 鍋爐運行概況

本文研究對象為1 臺IHI-FWSK 型660 MW亞臨界參數(shù)自然循環(huán)鍋爐，爐膛斷面尺寸為22 202 mm×15 970 mm。鍋爐采用燃燒器對沖布置形式，共有24 只旋流燃燒器，前、后墻各布置3 層，每層4 只，此外，在上層燃燒器上方，前、后墻各布置1 層燃盡風噴口，每層6 只。滿負荷運行時，后墻上層燃燒器處于備用狀態(tài)。

為了在爐內(nèi)實現(xiàn)深度空氣分級燃燒，對原燃燒系統(tǒng)實施改造。改造后，燃燒器數(shù)量和相對距離不變，但整體下移3 500 mm，原上層燃燒器位置增加8 只燃盡風噴口，同時，燃盡風率（占總風量）提高至35%左右，鍋爐的主要結構及各噴口的具體布置見圖1。

圖1 鍋爐結構及燃盡風噴口布置

表1 燃用煤煤質(zhì)分析結果

鍋爐運行時主要燃用低硫煤，其煤質(zhì)分析結果見表1。運行一段時間后，在停爐檢修時發(fā)現(xiàn)下層燃燒器標高至上層燃盡風標高范圍內(nèi)出現(xiàn)大面積高溫腐蝕。從腐蝕的程度看，側墻比前后墻嚴重，側墻中間比兩邊嚴重，最嚴重的區(qū)域發(fā)生在上層燃燒器與下層燃盡風之間的側墻中間區(qū)域。雖然該機組自投運以來也出現(xiàn)過高溫腐蝕現(xiàn)象，但是深度空氣分級燃燒改造后，這一現(xiàn)象有明顯增強趨勢。

研究發(fā)現(xiàn)，我國煤粉鍋爐水冷壁高溫腐蝕大多屬于硫化物型腐蝕，造成這種腐蝕的根本原因在于壁面附近存在強還原性氣氛并伴有大量腐蝕性氣體H2S[3，8-9，11-12，15-16]。為了解實際煙氣條件對水冷壁高溫腐蝕的影響，在腐蝕最嚴重的兩側墻加裝煙氣測孔，每側墻各9 個，分為3 層，從下到上分別布置在3 層燃燒器高度，每層沿側墻深度等間距分布3 個測孔，每個測孔的編號及具體位置見表2。在660 MW 負荷常規(guī)運行工況下，對側墻煙氣成分進行測試，結果見表3。由于側墻附近CO 體積分數(shù)超出煙氣分析儀的最大量程，所以僅采用氧量作為氣氛的判別參數(shù)[13]。測量結果表明，側墻附近大部分區(qū)域氧量低于0.5%，屬于強還原性氣氛[15]，而側墻近壁處H2S 體積分數(shù)并沒有預想的高，基本在200 μL/L 以下?？梢?，在當前燃用低硫煤的情況下，雖然爐內(nèi)總體H2S濃度水平不高，但是強還原性氣氛的存在仍會導致水冷壁發(fā)生高溫腐蝕。特別是在采取深度空氣分級燃燒技術之后，燃燒器區(qū)域還原性氣氛加強，高溫腐蝕隨之加劇。此外，側墻6 個中間測孔中有3 個（5，8，11）出現(xiàn)堵孔，且堵孔僅出現(xiàn)在上層和中層燃燒器高度位置，結合實際煤粉的粒徑分布（R90>20%），推測堵孔的原因很可能是上、中層燃燒器煤粉氣流直接沖刷側墻中部所致。綜合上述分析可以得出，治理該鍋爐高溫腐蝕的關鍵主要在于2 點：一是減輕煤粉對側墻的沖刷強度；二是降低壁面附近還原性氣氛。

表2 側墻測孔位置及編號

表3 側墻煙氣成分測量結果

2 物理模型

大量實踐表明，通過燃燒調(diào)整可以基本消除煤粉刷墻現(xiàn)象，但水冷壁周圍強還原性氣氛無法得到根本改善[6，16]。針對這個問題，普遍采用貼壁風技術來減少近壁處還原性氣氛[2，7-9，11-15]。 為此，考慮為該鍋爐加設1 組貼壁風裝置，并采用數(shù)值模擬的方法，研究貼壁風對側墻高溫腐蝕的緩解效果。

模擬區(qū)域選取鍋爐本體至水平煙道入口。按照鍋爐實際尺寸，建立全爐膛三維模型。采用分區(qū)域劃網(wǎng)格方法，以提高網(wǎng)格質(zhì)量，所有區(qū)域均采用結構化網(wǎng)格。為了削弱偽擴散現(xiàn)象對計算精度的影響，沿燃燒器出口氣流流向劃分燃燒器區(qū)域網(wǎng)格并進行加密。經(jīng)網(wǎng)格獨立性分析后，最終確定網(wǎng)格數(shù)為300 萬左右。

選用Realizable k-ε 模型模擬爐內(nèi)的湍流流動；采用混合分數(shù)/概率密度模型描述氣相湍流燃燒；煤粉顆粒的追蹤采用隨機軌道模型；煤的熱解選用單步反應模型；焦炭的燃燒選用動力/擴散模型；用P1 模型計算輻射傳熱；在模擬計算過程中考慮兩相之間質(zhì)量、動量和能量傳遞；最后選擇SIMPLE 算法求解各控制方程。

選取BMCR（鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量）工況作為原始工況，各個噴口均采用速度入口邊界條件，根據(jù)實際運行數(shù)據(jù)設置入口參數(shù)。爐膛出口采用壓力出口邊界條件，出口壓力為-120 Pa。在結合以往工程經(jīng)驗與該鍋爐腐蝕現(xiàn)狀的基礎上，設計在前后墻、靠近側墻位置加裝8 只圓形貼壁風噴口，每面墻4 只，分2 層，分別與上、中兩層燃燒器標高一致，噴口中心與外側燃燒器中心距離為3 500 mm，噴口直徑為450 mm。貼壁風風速為41 m/s，占總風量的5%，該工況視為貼壁風工況，各工況具體參數(shù)見表4。

表4 計算工況運行參數(shù)

3 結果分析

3.1 貼壁風對側墻貼壁流場的影響

考慮到貼壁風是剛性較強的射流，貼壁風的引入必然會對其附近流場產(chǎn)生極大影響，如圖2所示，其中Z0為與左側墻平行且相距200 mm 的爐膛縱截面。由圖2（a）可以看出，在原始工況下，燃燒器區(qū)域側墻貼壁煙氣具有明顯的從中間向兩邊擴散的趨勢。這主要與對沖燃燒鍋爐內(nèi)流場特性有關，即前后墻對沖氣流在爐膛中心發(fā)生碰撞后沖向側墻中間區(qū)域，并沿側墻向前墻、后墻方向進行擴散[3-4，17-18]。當實施深度空氣分級燃燒技術后，燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)變小，CO 濃度升高、未燃盡碳含量增加，受爐內(nèi)流場特性影響，大量CO 和未燃盡煤粉顆粒沖向側墻，進而導致側墻還原性氣氛濃厚，且加劇煤粉對側墻的沖刷。由圖2（b）可以發(fā)現(xiàn)，前后墻布置貼壁風后，貼壁風覆蓋在側墻表面形成一層氣膜，阻斷了對沖煙氣向側墻的沖刷，減輕煤粉顆粒對水冷壁的磨損，且在一定程度上稀釋了近壁面還原性氣氛。同時，貼壁風的加入使得側墻附近氣流流速升高，氣流擾動加劇，一方面改善了貼壁風與近壁面煙氣的混合過程，增強貼壁風對可燃物的補燃效果，以此破壞側墻區(qū)域還原性氣氛；另一方面，提高側墻自吹灰能力，減少灰粒（尤其是未燃盡煤粉顆粒）在水冷壁上沉積，進一步降低側墻發(fā)生高溫腐蝕的概率。

3.2 貼壁風對側墻組分濃度的影響

添加貼壁風的最主要目的是為側墻區(qū)域進行補氧，從而改變側墻煙氣氛圍。圖3、圖4 分別為Z0截面各噴口標高線上的O2和CO 體積分數(shù)分布，其中線L1-L4由低到高分別對應中層、下層燃燒器與下層、上層燃盡風。從圖3 可以看出，原始工況下，側墻附近（L1-L4）O2體積分數(shù)幾乎為0，處于極度缺氧狀態(tài)。而隨著貼壁風的加入，側墻附近O2體積分數(shù)大幅提升，大部分區(qū)域O2體積分數(shù)達到2%以上，貼壁風對側墻的整體補氧效果顯著。但是從O2的具體分布情況來看，O2體積分數(shù)在側墻上呈現(xiàn)雙峰分布，局部區(qū)域O2體積分數(shù)仍低于0.5%，這部分區(qū)域主要集中在側墻的中心及其兩側。

圖2 Z0 截面上速度矢量場

圖3 側墻附近O2 體積分數(shù)分布

圖4 顯示，在原始工況下，側墻附近（L1-L4）CO 體積分數(shù)較高，基本在4.5%～8.0%，屬于強還原性氣氛[15]。側墻上CO 體積分數(shù)具有中間高、兩邊低的分布特點，且上層燃燒器與下層燃盡風標高位置上的CO 濃度較其它位置更高，這與之前提到的鍋爐實際高溫腐蝕分布狀況大致相符，證明了模擬的準確性。添加貼壁風后，側墻附近高濃度CO 基本上得以消除，僅在中層燃燒器標高線上中心小部分區(qū)域內(nèi)CO 體積分數(shù)高于3%。結合圖3 和圖4 可知，目前的貼壁風方案基本能消除中、上層燃燒器及燃盡風（L1-L4）側墻區(qū)域還原性氣氛，從而達到防治高溫腐蝕的要求。

圖4 側墻附近CO 體積分數(shù)分布

3.3 貼壁風對燃燒的影響

貼壁風對煙氣溫度具有正反兩面影響，一方面能夠促使可燃物繼續(xù)燃燒，提高煙氣溫度；另一方面由于貼壁風溫度較低，能在一定程度上冷卻煙氣。為了分析貼壁風對爐內(nèi)燃燒過程的影響，選取中、上層燃燒器中心橫截面，分別以Y1 和Y2 表示，不同工況下Y1 和Y2 截面的煙溫分布變化見圖5、圖6。從圖5（a）和圖6（a）中可以看出：原始工況下，側墻附近存在較為彌散的高溫區(qū)域，溫度為1 500～1 600 K，該高溫區(qū)域的形成主要是由于在深度空氣分級條件下，大量煤粉顆粒與部分CO 在側墻附近燃燒放熱所致。水冷壁附近較高的煙氣溫度，會使得水冷壁壁面溫度升高，加速水冷壁的老化，降低其抗磨損和抗腐蝕能力，為高溫腐蝕創(chuàng)造了有利條件[7，13]。由圖5（b）和圖6（b）可以發(fā)現(xiàn)：貼壁風工況下，側墻附近煙氣溫度為1 400～1 500 K，比原始工況下降了近100 K。結合圖5 和圖6 可知，添加貼壁風對爐膛中間區(qū)域的燃燒過程幾乎沒有影響，但能夠有效降低側墻附近煙氣溫度，縮小側墻高溫區(qū)域的范圍，進一步抑制了側墻的高溫腐蝕。

圖5 Y1 截面上溫度分布

圖6 Y2 截面上溫度分布

4 結論

（1）某660 MW 前后墻對沖燃燒鍋爐采用深度空氣分級燃燒技術后側墻出現(xiàn)了嚴重的高溫腐蝕現(xiàn)象，且腐蝕程度沿側墻中間到兩邊遞減，最嚴重的區(qū)域發(fā)生在上層燃燒器與下層燃盡風之間的側墻中部區(qū)域。

（2）貼壁煙氣成分測量結果表明，側墻附近強還原性氣氛與煤粉刷墻是造成側墻發(fā)生高溫腐蝕的主要原因。

（3）原始工況的模擬結果表明，側墻近壁處存在明顯的煤粉刷墻現(xiàn)象；側墻附近O2體積分數(shù)幾乎為0，CO 體積分數(shù)遠遠高于3%，呈強還原性氣氛，且側墻上CO 體積分數(shù)的分布特征與實際高溫腐蝕的程度分布基本吻合。

（4）添加貼壁風后，減輕了煤粉顆粒對側墻的磨損與沉積；側墻大部分區(qū)域內(nèi)O2體積分數(shù)提高到2%以上，CO 體積分數(shù)降低至3%以下，還原性氣氛基本上得以消除。

（5）添加貼壁風對爐膛中間區(qū)域的燃燒過程幾乎沒有影響，但使側墻附近煙溫降低100 K 左右，進一步抑制了高溫腐蝕的出現(xiàn)。