鄧?yán)?，袁茂博，楊家輝，岳洋，姜家豪，車(chē)得福

（西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，陜西 西安 710049）

2022 年我國(guó)風(fēng)能、水能、太陽(yáng)能等可再生能源發(fā)電占總發(fā)電量的28.7%，該比例在“雙碳”目標(biāo)的驅(qū)動(dòng)下仍會(huì)增長(zhǎng)[1-2]。但由于風(fēng)、光、水資源的時(shí)空分布不平衡，傳統(tǒng)火電站在調(diào)配能源中的地位將顯著增強(qiáng)。同時(shí)，大型電站煤粉鍋爐普遍采用分級(jí)配風(fēng)降低NOx排放[3]，這也導(dǎo)致主燃區(qū)形成了強(qiáng)還原性氣氛，加劇了水冷壁高溫腐蝕，直接影響到鍋爐的安全運(yùn)行[4]。Sun等[5]和Xiong等[6]均在實(shí)施空氣分級(jí)改造后的鍋爐中發(fā)現(xiàn)了腐蝕深度超過(guò)1.5mm 的水冷壁管。于英利等[7]通過(guò)調(diào)節(jié)雙切圓鍋爐同層二次風(fēng)以緩解水冷壁高溫腐蝕問(wèn)題。王新宇等[8]以對(duì)沖燃燒鍋爐為研究對(duì)象，模擬水冷壁近壁面的H2S 和CO 分布并提出高溫腐蝕防治措施。然而前人研究主要為特定負(fù)荷下的爐膛煙氣場(chǎng)模擬和腐蝕現(xiàn)象分析，難以直接應(yīng)用于鍋爐調(diào)峰運(yùn)行水冷壁高溫腐蝕程度的評(píng)估。Kung[9]通過(guò)實(shí)驗(yàn)得出了鍋爐鋼年腐蝕速率與壁溫、H2S濃度以及合金中鉻元素含量的擬合式，如式(1)所示。

式中，CR 為年腐蝕深度，mm；T為金屬溫度，K；CH2S為H2S 濃度，μL/L；ωCr為合金中鉻元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%。

式(1)的年腐蝕速率是以實(shí)驗(yàn)腐蝕速率線(xiàn)性外推至全年得到的，但Xu等[10]的相關(guān)實(shí)驗(yàn)表明，H2S高溫腐蝕速率與腐蝕時(shí)間是非線(xiàn)性。同時(shí)，水冷壁的年腐蝕深度是由不同工況下的腐蝕深度疊加組成，而各個(gè)工況的運(yùn)行時(shí)長(zhǎng)也存在差異，因此時(shí)間維度在鍋爐調(diào)峰運(yùn)行下水冷壁高溫腐蝕深度的計(jì)算中尤為重要。對(duì)此，Yuan 等[11]提出了包含時(shí)間維度的H2S高溫腐蝕數(shù)學(xué)模型，如式(2)所示。

式中，d-為腐蝕深度，μm；t為腐蝕時(shí)間，h；E為腐蝕活化能，kJ/mol；R為氣體常數(shù)；系數(shù)a、b和指數(shù)n取決于金屬性質(zhì)。

式(2)將腐蝕深度與壁面溫度、H2S 濃度以及腐蝕時(shí)間聯(lián)系起來(lái)，根據(jù)水冷壁壁溫分布、近壁面H2S 濃度分布和運(yùn)行時(shí)間即可得到水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)。在前期工作[12-13]的基礎(chǔ)上，本文將水冷壁熱流分布模擬計(jì)算與水動(dòng)力特性計(jì)算相耦合，進(jìn)一步結(jié)合管壁溫計(jì)算，提出水冷壁壁溫分布計(jì)算方法。同時(shí)，根據(jù)燃料硫釋放以及含硫組分的相互轉(zhuǎn)化特性，建立一種適用于還原性氣氛的SOx生成模型，可計(jì)算爐膛內(nèi)H2S 濃度分布。綜合爐膛數(shù)值模擬、水冷壁壁溫耦合計(jì)算以及高溫腐蝕數(shù)學(xué)模型，構(gòu)建出適應(yīng)鍋爐調(diào)峰運(yùn)行的水冷壁高溫腐蝕預(yù)測(cè)模型并基于Matlab GUI 平臺(tái)開(kāi)發(fā)對(duì)應(yīng)預(yù)測(cè)軟件。選取一臺(tái)600MW 四角切圓燃煤鍋爐為研究對(duì)象并建立爐膛數(shù)值模型，對(duì)100%鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量工況（BMCR）、75%熱耗率驗(yàn)收工況（THA）、50%THA 以及35%BMCR 四種典型負(fù)荷開(kāi)展數(shù)值模擬計(jì)算，獲得壁面熱流密度分布以及近壁面H2S 濃度分布；將數(shù)值模擬結(jié)果導(dǎo)入高溫腐蝕預(yù)測(cè)模型可得到單一負(fù)荷下或多個(gè)負(fù)荷下的水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)，進(jìn)而為鍋爐調(diào)峰運(yùn)行水冷壁安全監(jiān)測(cè)提供參考。

1 鍋爐數(shù)值計(jì)算模型

1.1 物理模型與工況設(shè)置

本文選取一臺(tái)超臨界600MW 直流四角切圓燃煤鍋爐為研究對(duì)象。由于實(shí)際鍋爐結(jié)構(gòu)復(fù)雜，如圖1 所示對(duì)其幾何形狀和燃燒系統(tǒng)進(jìn)行了合理簡(jiǎn)化。爐膛截面深度為17.696m、寬度為18.816m、鍋爐總高為63.750m，水冷壁由傾角13.95°的螺旋管圈和垂直管圈組合構(gòu)成。燃燒系統(tǒng)由煤粉噴嘴（PA）、 輔 助 風(fēng) 噴 嘴（AUX）、 緊 湊 燃 盡 風(fēng)（CCOFA）以及可分離燃盡風(fēng)（SOFA）組成，輔助風(fēng)噴嘴位于相鄰的煤粉噴嘴之間，并由上下兩只預(yù)置水平偏角的輔助風(fēng)（CFS）噴嘴以及一只直吹風(fēng)噴嘴組成。燃燒器中心線(xiàn)和爐壁的夾角為51°和48°，旨在爐膛內(nèi)形成切圓燃燒，CFS 噴嘴和爐壁夾角為22°和19°。燃燒系統(tǒng)將下?tīng)t膛分為主燃區(qū)、還原區(qū)和燃盡區(qū)三個(gè)部分。爐膛上部從前到后依次布置有分隔屏、后屏、末級(jí)再熱器和末級(jí)過(guò)熱器，均簡(jiǎn)化為無(wú)厚度平面。100%BMCR、75%THA、50%THA 和35%BMCR 四個(gè)負(fù)荷的具體參數(shù)設(shè)置如表1所示。

表1 不同負(fù)荷下鍋爐運(yùn)行參數(shù)

圖1 鍋爐布置簡(jiǎn)圖

1.2 數(shù)值模型選擇

參照?qǐng)D1所示鍋爐布置簡(jiǎn)圖建立爐膛的三維模型，應(yīng)用Fluent軟件設(shè)置計(jì)算模型，對(duì)爐膛傳熱傳質(zhì)過(guò)程做穩(wěn)態(tài)計(jì)算。選取Realizablek-ε湍流模型和DO輻射模型分別對(duì)流場(chǎng)和輻射傳熱進(jìn)行計(jì)算[14]；采用灰色氣體加權(quán)求和模型計(jì)算煙氣的輻射吸收系數(shù)；采用基于歐拉-拉格朗日方法的隨機(jī)軌道模型模擬煤粉顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡，粒徑大小遵循Rosin-Rammler 分 布[15]，范 圍 為1～100μm，平 均 粒 徑61μm，煤樣的元素分析和工業(yè)分析見(jiàn)表2。采用Multiple surface reaction 模型計(jì)算煤焦與O2/CO2/H2O三種氣體的異相反應(yīng)速率[16]。爐膛傳熱傳質(zhì)計(jì)算收斂后，加載UDF自定義SOx生成模型，進(jìn)一步計(jì)算H2S、COS 和SO2的濃度場(chǎng)。SOx生成模型定義燃料硫向H2S、COS以及SO2轉(zhuǎn)化的速率由式(3)～式(5)表示；含硫組分的相互轉(zhuǎn)化為表3所示的10個(gè)總包反應(yīng)[17]，最終三種氣體的生成速率（rf）與消耗速率（rr）由式(6)～式(11)表示。

表2 煤樣的工業(yè)分析與元素分析

表3 含硫組分相互轉(zhuǎn)化反應(yīng)方程[17]

式中，α和γ分別為揮發(fā)分和灰分中硫的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，分別取值0.55 和0.1；rvol和rc分別為揮發(fā)分的揮發(fā)速率和焦炭的燃燒速率，kg/s；Mw,S為硫的摩爾質(zhì)量，0.032kg/mol；Vcell為網(wǎng)格單元體積，m3；pc為焦炭氧化反應(yīng)速率占焦炭總反應(yīng)速率的比例，計(jì)算方法參見(jiàn)本文作者課題組[13]前期的工作。

1.3 數(shù)值模型驗(yàn)證

為選擇合適的網(wǎng)格密度，對(duì)比了網(wǎng)格數(shù)量分別為1.34×106、1.75×106、2.07×106和2.48×106的四個(gè)模型沿爐高方向截面平均煙溫，結(jié)果如圖2所示。網(wǎng)格數(shù)量為207 萬(wàn)和248 萬(wàn)的溫度曲線(xiàn)十分接近，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確度的提高有限。綜合準(zhǔn)確性和經(jīng)濟(jì)性?xún)煞矫嬉蛩兀x用207 萬(wàn)網(wǎng)格數(shù)量的爐膛模型開(kāi)展研究；選取100%BMCR 負(fù)荷下實(shí)爐測(cè)量數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算的可靠性。實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的獲取方式為：水冷壁吸熱量是根據(jù)省煤器出口和汽水分離器入口的工質(zhì)焓差計(jì)算得到；爐膛出口氧濃度和后屏出口煙溫是根據(jù)布置在煙道中的若干測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)取平均得到；H2S濃度值是在水冷壁近壁面采用煙氣分析儀測(cè)量得到。如表4所示，水冷壁吸熱量、爐膛出口氧濃度和后屏出口煙溫的相對(duì)偏差分別為7.50%、2.76%和4.79%。鍋爐運(yùn)行過(guò)程中壁面附近的H2S濃度會(huì)在一定范圍內(nèi)波動(dòng)，因此數(shù)值模擬計(jì)算的H2S濃度與實(shí)際測(cè)量值之間存在一定的偏差。標(biāo)高25m、29m 和35m 分別對(duì)應(yīng)于A 層、C 層和F 層燃燒器高度位置，前墻中心線(xiàn)上H2S 濃度的相對(duì)偏差分別為7.76%、8.21% 和8.37%，可見(jiàn)各維度的計(jì)算偏差均在合理范圍內(nèi)。

表4 100% BMCR負(fù)荷下實(shí)爐測(cè)量結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比

圖2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

2 水冷壁壁溫耦合計(jì)算方法

螺旋管圈水冷壁為大容量電站鍋爐下?tīng)t膛水冷壁的主要形式，傳統(tǒng)的水動(dòng)力回路劃分是對(duì)爐膛四面墻進(jìn)行分割，沒(méi)有考慮螺旋管圈水冷壁的特殊布置形式，而工質(zhì)在螺旋管圈水冷壁內(nèi)盤(pán)旋上升的行程是連續(xù)的。本節(jié)提出了一種基于坐標(biāo)變換的熱量再分配方法，建立了水動(dòng)力回路吸熱量與工質(zhì)在流動(dòng)過(guò)程吸熱量的映射關(guān)系。進(jìn)一步耦合煙氣側(cè)與工質(zhì)側(cè)傳熱，結(jié)合管壁溫計(jì)算，形成水冷壁壁溫耦合計(jì)算方法。算法在Matlab平臺(tái)上實(shí)現(xiàn)，具有集成度高、靈活性強(qiáng)的特點(diǎn)。

2.1 螺旋管圈水冷壁熱量再分配方法

圖3 為螺旋管圈水冷壁展開(kāi)與重構(gòu)的示意圖。首先將水冷壁展開(kāi)形成由前墻、右墻、后墻、左墻依次排列的平面，原三維螺旋管圈中某連續(xù)回路（ABCDEF）在展開(kāi)平面上被分為ABCDE和EF的兩段。為使回路重新拼合，對(duì)AE連線(xiàn)以上區(qū)域整體向右平移，直至E點(diǎn)與（E）點(diǎn)重合，移動(dòng)距離為四墻寬度的總和。由于螺旋管圈普遍匝數(shù)在1.5 左右，因此E點(diǎn)落在左墻的高上，此時(shí)還需將（E）F連線(xiàn)以上區(qū)域向右平移兩個(gè)四墻寬度總和。平移過(guò)程同樣是壁面熱流密度點(diǎn)坐標(biāo)變換的過(guò)程。對(duì)變換后的平面進(jìn)行網(wǎng)格劃分，得到壁面重構(gòu)后的熱量分布。

圖3 螺旋管圈展開(kāi)與重構(gòu)示意圖

2.2 水動(dòng)力計(jì)算方法

鍋爐水動(dòng)力特性計(jì)算的核心是獲取鍋爐各個(gè)管道中工質(zhì)流量、壓力和焓達(dá)到平衡時(shí)的各項(xiàng)參數(shù)。設(shè)第i回路壓降為該回路中各段的重位壓降（Δph）和摩擦壓降（Δpf）的累加，如式(12)所示。

單相重位壓降如式(13)所示。

式中，h為第i回路第j段垂直上升距離，m；ρ為第i回路第j段的工質(zhì)密度，kg/m3。

汽水混合物重位壓降如式(14)所示。

式中，ρl為第i回路第j段的飽和水密度，kg/m3；ρs為第i回路第j段的飽和蒸汽密度，kg/m3。

光管單相摩擦壓降如式(15)所示[18]。

式中，L為第i回路第j段長(zhǎng)度，m；D為管內(nèi)徑，m；G為單位面積質(zhì)量流量，kg/(m2·s)；ν為第i回路第j段的比熱容，m3/kg；f為湍流光管單相摩擦系數(shù)。

汽水混合物的摩擦壓降如式(16)所示[19]。

式中，x為第i回路第j段含干度；νl為飽和水比熱容，m3/kg；νs為飽和蒸汽比熱容，m3/kg；ψ為摩擦阻力修正系數(shù)。

根據(jù)并聯(lián)管組壓降相等原則以及管路質(zhì)量守恒，設(shè)并聯(lián)管壓降和總質(zhì)量流量分別為ΔP和M，得式(17)壓降方程和式(18)質(zhì)量守恒方程。

壓降方程和質(zhì)量守恒方程可組成包含i+1 個(gè)方程的非線(xiàn)性方程組，采用離散牛頓法對(duì)方程組進(jìn)行求解。由于摩擦壓降和重位壓降的計(jì)算方程中含有工質(zhì)物性相關(guān)量，物性參數(shù)的確定也依賴(lài)于回路流量，因此方程組的解若不收斂，需用各回路流量更新方程組中的物性參數(shù)，直至計(jì)算收斂，獲得最終的各管路流量和回路總壓降（計(jì)算中水/蒸汽的物性參數(shù)從IAPWS-IF97 數(shù)據(jù)庫(kù)[20]中獲?。?。

2.3 管壁溫計(jì)算方法

亞臨界圓管的單相傳熱系數(shù)采用Dittus-Boelter公式進(jìn)行計(jì)算，如式(19)所示。

式中，λ為管的熱導(dǎo)率，W/(m·K)；Re和Pr分別為雷諾數(shù)和普朗特?cái)?shù)，實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證范圍為Re=104～1.2×105，Pr=0.7～120。

超臨界光管的對(duì)流傳熱系數(shù)如式(20)所示[21]。

式中，αl為飽和水的對(duì)流傳熱系數(shù)，可采用式(19)計(jì)算得到，W/(m2·K)；μl為第i回路第j段的飽和水動(dòng)力黏度，N/(m·s)；μs為第i回路第j段的飽和蒸汽動(dòng)力黏度，N/(m·s)；p為工質(zhì)壓力，Pa；pcr為臨界壓力，22.115MPa；G為質(zhì)量流量，kg/(m2·s)。

各回路各段的管內(nèi)壁溫度如式(22)[22]所示。

式中，Tf為流體溫度，K；τ為管外徑與內(nèi)徑的比值，De/D；Jn為向火側(cè)內(nèi)壁均流系數(shù)；q為壁面熱流密度。

管外壁溫度如式(23)[23]所示。

式中，δ為管壁厚度，m；λp為管壁熱導(dǎo)率，W/(m·K)。

2.4 計(jì)算方法驗(yàn)證

研究選取的超臨界600MW 四角切圓鍋爐在螺旋管圈水冷壁出口高度沿周向均勻布置了70 個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)，為驗(yàn)證壁溫耦合計(jì)算方法準(zhǔn)確性，將螺旋管圈水冷壁劃分為70 個(gè)回路。圖4 對(duì)比了100%BMCR 負(fù)荷下螺旋管圈水冷壁出口的實(shí)測(cè)溫度和計(jì)算溫度。結(jié)果顯示，100%BMCR 負(fù)荷下的計(jì)算溫度與測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)的最大相對(duì)偏差（即最大絕對(duì)偏差值與對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)溫度的比值）為2.7%。壁溫耦合計(jì)算方法具有較高的計(jì)算精度。

圖4 100%BMCR負(fù)荷下螺旋管圈水冷壁出口溫度分布對(duì)比

3 水冷壁高溫腐蝕預(yù)測(cè)模型

圖5為水冷壁高溫腐蝕預(yù)測(cè)模型的示意圖。將鍋爐各工況的運(yùn)行參數(shù)作為邊界條件輸入爐膛數(shù)值模擬，結(jié)合SOx生成模型和壁溫耦合計(jì)算方法，輸出對(duì)應(yīng)工況下的水冷壁壁溫分布和近壁面H2S濃度分布。進(jìn)一步將各工況的持續(xù)時(shí)間、壁溫分布和H2S濃度分布代入高溫腐蝕模型，累加即得到一段時(shí)間內(nèi)的水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)。本文選取的鍋爐鋼H2S 高溫腐蝕數(shù)學(xué)模型如式(24)所示，各項(xiàng)系數(shù)及腐蝕活化能等參數(shù)由前期工作中[11]腐蝕實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的回歸分析得到。

圖5 水冷壁高溫腐蝕預(yù)測(cè)模型示意圖

式中，t為腐蝕時(shí)間，h；T為金屬溫度，K；CH2S為H2S濃度，μL/L。

根據(jù)圖5的計(jì)算思路，基于Matlab GUI 平臺(tái)開(kāi)發(fā)了如圖6 所示的水冷壁高溫腐蝕預(yù)測(cè)軟件，實(shí)現(xiàn)預(yù)測(cè)算法與用戶(hù)的交互。軟件界面主要包含三個(gè)模塊：計(jì)算區(qū)域設(shè)定模塊、水動(dòng)力參數(shù)模塊以及高溫腐蝕預(yù)測(cè)模塊。使用軟件時(shí)首先確定計(jì)算區(qū)域與網(wǎng)格數(shù)量，如輸入爐膛尺寸、高度區(qū)間、高度方向和寬度方向網(wǎng)格數(shù)量等；其次提供對(duì)應(yīng)工況下的水冷壁內(nèi)工質(zhì)壓力、工質(zhì)的單位面積質(zhì)量流量以及進(jìn)入計(jì)算區(qū)域的工質(zhì)焓；最后導(dǎo)入該工況下的數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果，設(shè)置工況運(yùn)行時(shí)間。數(shù)值模擬數(shù)據(jù)中存儲(chǔ)有壁面網(wǎng)格中心對(duì)應(yīng)的三維坐標(biāo)、熱流密度和H2S 濃度，點(diǎn)擊“計(jì)算腐蝕深度”按鈕激活后臺(tái)程序。后臺(tái)程序會(huì)抓取計(jì)算區(qū)域設(shè)定模塊內(nèi)的爐膛邊界和網(wǎng)格密度數(shù)據(jù)，對(duì)導(dǎo)入的數(shù)值模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行處理。同時(shí)抓取界面上的水動(dòng)力計(jì)算參數(shù)，結(jié)合數(shù)值模擬結(jié)果，為不同工作壓力下的水冷壁壁溫分布耦合計(jì)算匹配對(duì)應(yīng)函數(shù)，具體的函數(shù)及功能如表5 所示。根據(jù)壁溫和H2S濃度分布獲得特定工況下的水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)。通過(guò)累加不同工況下的腐蝕深度，實(shí)現(xiàn)鍋爐調(diào)峰運(yùn)行下水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)的預(yù)測(cè)。積累大量數(shù)據(jù)后，可利用機(jī)器學(xué)習(xí)算法建立鍋爐運(yùn)行參數(shù)（鍋爐負(fù)荷、一次風(fēng)率、燃燒器豎直擺角等）與水冷壁高溫腐蝕程度的映射關(guān)系，從而實(shí)現(xiàn)水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)的實(shí)時(shí)更新。

表5 壁溫計(jì)算函數(shù)匯總

圖6 水冷壁高溫腐蝕預(yù)測(cè)GUI界面

4 模型計(jì)算結(jié)果

4.1 水冷壁高溫腐蝕與壁溫分布和H2S 濃度分布的關(guān)系

相關(guān)研究發(fā)現(xiàn)切圓鍋爐下?tīng)t膛前、后墻高溫腐蝕較為嚴(yán)重[24]，故選取100%BMCR 負(fù)荷主燃區(qū)水冷壁前墻為研究對(duì)象。圖7 為該墻壁溫、H2S 濃度以及腐蝕深度的分布云圖。如圖7(a)所示，壁溫處于650～730K 之間，燃燒器區(qū)域壁溫沿高度方向快速上升，且右側(cè)壁溫明顯低于左側(cè)；進(jìn)入SOFA 燃盡區(qū)后壁溫增速大幅降低甚至出現(xiàn)負(fù)增長(zhǎng)。這是由于順時(shí)針切圓燃燒方式下，射入爐膛的低溫二次風(fēng)對(duì)前墻右側(cè)產(chǎn)生了冷卻效果，主燃區(qū)燃燒溫度高、輻射換熱量大，壁溫沿高度方向增速高；進(jìn)入SOFA 區(qū)域后，輻射換熱量降低，壁溫增速緩慢?？梢?jiàn)，熱力-水動(dòng)力耦合計(jì)算模型能夠充分反映水冷壁的壁溫分布，為高溫腐蝕的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)提供基礎(chǔ)。

圖7 100%BMCR負(fù)荷水冷壁前墻壁溫分布、H2S濃度分布以及年腐蝕深度分布

圖7(b)顯示高濃度H2S 主要位于燃燒器區(qū)域下部，隨著爐膛高度的增加，H2S濃度波動(dòng)下降，并在燃燒器層和SOFA 層之間區(qū)域出現(xiàn)局部的極大值。進(jìn)入SOFA 區(qū)域后H2S 濃度迅速下降。通過(guò)數(shù)值模擬得到的在爐膛內(nèi)H2S 濃度分布規(guī)律與孟繁兵等[25]的實(shí)爐測(cè)試規(guī)律吻合度高。圖7(c)給出了前墻水冷壁高溫腐蝕程度，云圖顯示底層燃燒器區(qū)域和SOFA 區(qū)域腐蝕程度較低，這兩個(gè)區(qū)域分別對(duì)應(yīng)于高H2S 濃度和高壁溫。最大年腐蝕深度出現(xiàn)在燃燒器層和SOFA 層之間區(qū)域，為276μm。該區(qū)域特征是壁溫和H2S 濃度都相對(duì)較高，當(dāng)高壁溫和高腐蝕氣體濃度重疊時(shí)，水冷壁易發(fā)生嚴(yán)重的高溫腐蝕。

4.2 不同負(fù)荷下水冷壁高溫腐蝕特征

表1 中的四個(gè)負(fù)荷下水冷壁前墻的壁溫分布、H2S 濃度分布以及高溫腐蝕狀態(tài)分別如圖8～圖10所示，年運(yùn)行時(shí)間設(shè)為8760h。100%BMCR負(fù)荷下燃燒器與SOFA之間的區(qū)域腐蝕最為嚴(yán)重，最大年腐蝕深度為276μm。此外，燃燒器區(qū)域的高溫腐蝕同樣較為嚴(yán)重，75%THA負(fù)荷下的高溫腐蝕較為嚴(yán)重區(qū)域與100%BMCR 負(fù)荷基本一致，但整體的腐蝕程度較低；50%THA 和35%BMCR 負(fù)荷下，高溫腐蝕深度在F 層燃燒器高度位置迅速達(dá)到最大值，其中35% BMCR 負(fù)荷下最大年腐蝕深度達(dá)到256μm。各個(gè)負(fù)荷下前墻左側(cè)的腐蝕程度均高于左側(cè)，這與熊小鶴等[24]觀(guān)測(cè)的現(xiàn)象一致。

圖8 不同負(fù)荷下水冷壁前墻壁溫分布

圖9 不同負(fù)荷下水冷壁前墻H2S濃度分布

圖10 不同負(fù)荷下水冷壁前墻高溫腐蝕狀態(tài)

結(jié)合圖8 和圖9 所示的壁溫分布和H2S 濃度，高負(fù)荷下鍋爐水冷壁的平均壁溫較高，且燃燒器層和SOFA層之間區(qū)域的水冷壁缺少水平偏置二次風(fēng)的保護(hù)，該區(qū)域H2S 濃度較高，使得燃燒器層與SOFA 層之間的區(qū)域成為高溫腐蝕最為嚴(yán)重的區(qū)域。項(xiàng)岱軍等[26]同樣發(fā)現(xiàn)SOFA 風(fēng)下方區(qū)域高溫腐蝕比主燃區(qū)更嚴(yán)重。此外，為抑制氮氧化物的生成，高負(fù)荷下?tīng)t膛空氣分級(jí)度高，一、二次風(fēng)強(qiáng)度減弱，切圓燃燒偏斜程度大，導(dǎo)致燃燒器區(qū)域H2S濃度較高，高溫腐蝕也較為嚴(yán)重。50%THA 和35%BMCR 負(fù)荷下工質(zhì)處于亞臨界狀態(tài)，水冷壁內(nèi)工質(zhì)發(fā)生相變的高度位置容易出現(xiàn)壁溫激升。如圖8 所示，壁溫在燃燒器區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)峰值，35%BMCR 負(fù)荷下壁溫峰值位置更高，與壁面高濃度H2S 區(qū)域重合，這使得35%BMCR 負(fù)荷下燃燒器區(qū)域的上部腐蝕深度超過(guò)50%THA 工況。通過(guò)調(diào)整燃燒器擺角、主燃區(qū)空氣過(guò)量系數(shù)等運(yùn)行參數(shù)，錯(cuò)開(kāi)高壁溫區(qū)與高濃度H2S區(qū)，即可有效減緩低負(fù)荷下的水冷壁高溫腐蝕程度。

4.3 調(diào)峰運(yùn)行下水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)

為模擬鍋爐調(diào)峰運(yùn)行，設(shè)計(jì)了鍋爐在100%BMCR、75%THA、50%THA 和35%BMCR 四個(gè)負(fù)荷下各運(yùn)行2190h 共計(jì)8760h 的情境。各工況的運(yùn)行參數(shù)依照表1進(jìn)行設(shè)置，使用水冷壁高溫腐蝕預(yù)測(cè)GUI界面進(jìn)行計(jì)算。該情境下的水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)如圖11 所示。其中，后墻的高溫腐蝕最為顯著，最大腐蝕深度為364μm。腐蝕嚴(yán)重區(qū)域位于F 層燃燒器高度位置以及燃燒器層和SOFA 層中間的位置。前墻、左墻和右墻的特征也與之類(lèi)似，但腐蝕程度較輕。

圖11 調(diào)峰運(yùn)行下水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)

結(jié)合圖10 所示的不同負(fù)荷下水冷壁前墻高溫腐蝕狀態(tài)，多工況運(yùn)行下水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)表現(xiàn)為各個(gè)負(fù)荷運(yùn)行時(shí)的高溫腐蝕狀態(tài)的時(shí)空疊加。通過(guò)本文的水冷壁高溫腐蝕預(yù)測(cè)模型，能夠掌握鍋爐調(diào)峰運(yùn)行下水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)的空間分布和時(shí)間分布，為構(gòu)建鍋爐安全監(jiān)測(cè)系統(tǒng)提供有利參考。同時(shí)，鍋爐的運(yùn)行參數(shù)能夠影響水冷壁的壁溫分布以及近壁面的H2S 濃度分布，進(jìn)而影響水冷壁的高溫腐蝕程度。運(yùn)用高溫腐蝕預(yù)測(cè)模型可對(duì)鍋爐運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，為減緩水冷壁高溫腐蝕提供支持。

5 結(jié)論

本文綜合爐膛數(shù)值模擬、水冷壁壁溫耦合計(jì)算以及包含時(shí)間維度的管壁高溫腐蝕模型，提出一種適應(yīng)鍋爐調(diào)峰運(yùn)行的水冷壁高溫腐蝕預(yù)測(cè)模型。為預(yù)測(cè)驗(yàn)證模型可靠性，選取一臺(tái)600MW 四角切圓燃煤鍋爐為研究對(duì)象，計(jì)算了100%BMCR、75%THA、50%THA 以及35%BMCR 四種典型負(fù)荷下壁溫分布和近壁面H2S濃度分布，進(jìn)而預(yù)測(cè)出單一工況以及多工況疊加情境水冷壁的高溫腐蝕狀態(tài)，主要結(jié)論如下。

（1）根據(jù)螺旋管圈水冷壁的特征采用一種基于坐標(biāo)變換的熱量再分配方法，進(jìn)一步耦合煙氣側(cè)與工質(zhì)側(cè)傳熱，結(jié)合管壁溫計(jì)算，形成水冷壁壁溫分布耦合計(jì)算方法。同時(shí)，建立了用于確定還原性氣氛下的燃料硫釋放以及含硫組分的相互轉(zhuǎn)化過(guò)程的SOx生成模型。通過(guò)壁溫耦合計(jì)算和SOx生成模型分別得到水冷壁的壁溫分布和H2S濃度分布，為高溫腐蝕的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)提供基礎(chǔ)。

（2）不同負(fù)荷下水冷壁高溫腐蝕特征存在區(qū)別，壁面腐蝕程度整體上隨負(fù)荷降低而降低。100%BMCR 與75%THA 負(fù)荷下水冷壁前墻燃燒器層與SOFA層之間的區(qū)域腐蝕最為嚴(yán)重，最大年腐蝕 深 度 分 別 為276μm 和233μm；50%THA 與35%BMCR 負(fù)荷下高溫腐蝕深度在燃燒器區(qū)域的上部迅速增加至最大值，分別為224μm和256μm。

（3）多工況運(yùn)行水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)表現(xiàn)為各工況腐蝕狀態(tài)的時(shí)空疊加。在100%BMCR、75%THA、50%THA 以及35%BMCR 四個(gè)負(fù)荷下各運(yùn)行2190h情境下，后墻高溫腐蝕程度最嚴(yán)重，頂層燃燒器高度位置腐蝕深度達(dá)到364μm，其他三面墻的腐蝕特征與之類(lèi)似。

（4）采用Matlab GUI 平臺(tái)開(kāi)發(fā)了水冷壁高溫腐蝕預(yù)測(cè)軟件，高度集成了爐膛數(shù)值模擬、水冷壁壁溫耦合計(jì)算方法以及高溫腐蝕數(shù)學(xué)模型，實(shí)現(xiàn)了通過(guò)鍋爐運(yùn)行參數(shù)和運(yùn)行時(shí)間對(duì)多工況下水冷壁高溫腐蝕狀態(tài)的時(shí)空分布進(jìn)行預(yù)測(cè)，為靈活調(diào)峰需求下鍋爐安全監(jiān)控系統(tǒng)的構(gòu)建和開(kāi)發(fā)提供了有力支持。