贴壁风方式对锅炉壁面气氛及燃烧特性的影响*
时间：2022-12-07 18:55:05 来源：柠檬阅读网 本文已影响 人 
张天宇 吴玉新 冯仁海 蒋蓬勃 刘行行 张兴龙
(1.清华大学能源与动力工程系，100084 北京；
2.华电国际电力股份有限公司十里泉发电厂，370400 山东枣庄；
3.华电国际电力股份有限公司技术服务分公司，250013 济南)
空气分级燃烧技术常用于降低锅炉氮氧化物排放[1]。由于空气分级燃烧技术降低了主燃区域的一次风及二次风流量，形成了贫氧燃烧，因此在这一区域燃烧并不充分，产生了大量的还原性气体(主要为CO和H2等)。在这一还原性气氛下，燃料中的硫元素主要以硫化氢的形式存在于气相中。当硫化氢气体随气流到达壁面附近时，会导致水冷壁壁面形成高温腐蚀[2]。一旦高温腐蚀形成，其产生的物质可能会加快后续的腐蚀[3]。
目前，对配风方式的优化技术已有许多研究。LEE et al[4]对美国目前采用的避免高温腐蚀的方法进行了综述。
徐昶[5]认为适当增加总风量，降低底层二次风门挡板开度可以一定程度提高壁面处的氧气浓度，但是对侧墙中间的水冷壁氧气浓度没有改善作用。邓山等[6]发现实施贴壁风改造可以提高水冷壁氧化性气氛，但当二次风风压不足时，贴壁风风量难以满足要求。多处电厂的实践表明，贴壁风方案在大部分满负荷运行的情况下可以有效解决分级燃烧带来的高温腐蚀问题[6-8]。张伟等[7，9]进行的数值模拟实验表明贴壁风可以有效降低侧壁附近还原性气体的浓度。YANG et al[10]进行了数值模拟，发现随着贴壁风率的增加，近壁面处还原性气体含量大幅度降低直至几乎消失，但过高的贴壁风率会导致灰斗处出现还原性气体富集区。LIU et al[11]针对贴壁风的位置进行了数值模拟分析，认为贴壁风喷嘴布置在侧壁上的抑制高温腐蚀的效果优于布置在前后墙的效果。
以上研究结论表明，贴壁风在额定负荷下可以有效防止锅炉水冷壁的高温腐蚀，但由于我国燃煤机组经常担任调峰任务，经常在较低负荷工况下运行，而针对不同负荷下的锅炉的贴壁风情况研究不足。同时，贴壁风在低负荷下存在风量不足的问题，考虑到烟气再循环技术在单独使用时可以有效改善NOx的排放[12]，同时可以增加炉内风量，一定程度上提高锅炉的效率，因此，本研究提出采用再循环烟气作为贴壁风的方案。同时，为了掌握贴壁风在炉内的扩散规律及其对炉内燃烧和污染物生成特性的影响，研究烟气作为贴壁风时与传统空气贴壁风的特性差异，基于Fluent结合标量方程和用户自定义函数建立了考虑贴壁风标量方程的CFD(computational fluid dynamics)数值模型，分析和比较了空气、烟气贴壁风在不同负荷条件下的扩散特征及其对炉内燃烧和流动特性的影响，为贴壁风的优化提供参考。
仿真模拟的660 MW直流锅炉模型以及贴壁风位置如图1所示。此锅炉共有36个旋流燃烧器以及24个燃尽风(over fire air，OFA)入口。燃烧器每6个为一排，对称分布在前后墙，共三排。燃烧器由三部分组成，中心为油枪，煤粉燃烧时不开启，内圈为一次风携带煤粉进入炉内，外圈为二次风入口。燃尽风入口每6个为一排，对称分布在前后墙，共2排。
图1 仿真锅炉模型Fig.1 Simulation boiler model
数值模拟采用商业软件Ansys Fluent进行计算。对锅炉不同区域分别生成六面体结构网格，并对燃烧器以及贴壁风区域网格进行适当加密，屏底及再热器等部分网格适当进行稀疏处理，最终网格如图 2所示，其中将燃烧器简化为同心圆布置的入口，旋流度通过UDF(user defined function)方式进行定义。经网格无关性验证，最终确定计算域的网格数量约为333万。图2a为图2b的局部放大图。
图2 模型网格Fig.2 Model grid
湍流模型采用Realizablek-ε模型，研究[13]表明Realizablek-ε模型可以很好地模拟此工况下的湍流流场流动情况。煤粉颗粒采用DPM(discrete phase model)模型，并采用随机轨道方法，并考虑了颗粒相对流场的影响。颗粒分布采用R-R(Rosin-Rammler)分布模型，最小粒径为7×10-5m，最大粒径为1.8×10-4m，分布参数n=4.52，每次约跟踪65 000颗粒。由于本研究重心并非颗粒相模型，因此进行了一部分简化处理，壁面碰撞模型为完全弹性碰撞。脱挥发分模型则采用CPD(chemical percolation devolatilization)模型，根据其元素分析值近似计算出CPD的相关参数[14-15]。辐射传热采用P1模型，一般认为此模型可用于大尺度下的燃烧模拟[16]，且计算量较小。
组分计算模型采用概率密度函数(probability density function，PDF)模型，其优势在于计算速度较快。由于在该模型中组分浓度均为采用平均混合分数得到，因此将出口处的平均混合分数作为参数输入至相应入口即为烟气，如图3所示。
图3 PDF模型中再循环烟气输入示意图Fig.3 Schematic diagram of recirculation flue gas input in PDF model
CFD模拟中使用的煤质分析数据如表1所示，本次仿真中所参考的两种工况的边界条件及模拟工况如表2所示。
表1 煤质分析Table 1 Proximate and ultimate analyses of coal
表2中Case 1作为基础工况，不添加贴壁风，其余工况则加入了风量相当于二次风总风量5%的贴壁风，以保证贴壁风风速与二次风风速相当，避免由于贴壁风刚性不足而无法有效降低壁面处还原性氛围。因此当贴壁风来源为二次风时，燃烧器二次风与燃尽风的风量将相应降低以保证总风量不变。在BMCR(boiler maximum continous rating)负荷下，二次风总风量为1.11×106kg/h，煤粉质量流率为2.70×105kg/h；
在50%THA(turbine heat acceptance)负荷下，二次风总风量为6.63×105kg/h，
表2 数值模拟工况Table 2 Numerical simulation condition
煤粉质量流率为1.30×105kg/h。此外，在燃烧器第二级燃烧器至燃尽风口高度处的左右侧墙均设置了对称的四组贴壁风入口，共20个贴壁风口。为了研究贴壁风喷入炉膛后的扩散情况，定义贴壁风标量ft如下。
式中：Mt，Mc和MA分别表示所计算单元格中来自于贴壁风、煤燃烧以及一、二次风的元素质量份额。由式(1)可知，ft代表了计算单元中来自于贴壁风的元素质量分数，该变量可表征贴壁风的扩散程度。
2.1 仿真结果与电厂实际运行数据对比
由于热态燃烧调整试验耗时较长，电厂申请负荷比较困难，最终经过协商，进行了一次贴壁风测试。为了与电厂锅炉的负荷相匹配，模拟值采用了同为BMCR工况2中的数据进行比对。考虑到电厂数据均为在贴壁风风孔下方取到，因此也采用仿真工况下同高度处的贴壁风口下方的相应位置点的数据进行比对，且考虑到采样误差影响，数据均为在该高度下的采样点处参数的平均值。电厂方面具体测点位置如图4所示，A/B1与A/B2测点位置约为22 m高处，A/B3与A/B4测点位置约为27 m高处，L/R1，L/R2，L/R3，L/R4测点位置约为31 m高处。
图4 试验测点位置Fig.4 Test points positions
运行取样点处氧摩尔分数如表3所示，取样点处CO摩尔分数如表4所示。
表3 电厂数据与仿真计算结果的氧摩尔分数比较Table 3 Comparison of oxygen mole fraction between power plant datas and simulation calculation results
表4 电厂数据与仿真计算结果的CO摩尔分数比较Table 4 Comparison of CO mole fraction between power plant datas and simulation calculation results
为避免实际取样过程中的随机误差影响，对同一高度下的数据进行了平均处理。由表3可以看出，整体而言，氧气摩尔分数的仿真计算结果与实验结果吻合较好。在表4中，由于CO采样器量程不超过1%，因此将超量程部分数值记为高于1%，而平均值为四个点数值平均得到(超量程的值以1%参与平均值计算)，因此最终结果大于计算所得平均值。从结果来看，仿真计算值满足电厂试验值范围，可以一定程度上认为计算结果准确。
中低负荷下，由于二次风箱压力较低，贴壁风量较低，电厂试验条件下无法保证贴壁风与总风量比例，存在因贴壁风不足使其抑制高温腐蚀能力下降的问题，因此未作相关试验。
2.2 不同工况下壁面附近参数对比
对所研究的超临界锅炉提取出不同截面以展示仿真结果，具体如图5所示。
图5 展示仿真结果的截面Fig.5 Sections of showing simulation results
图6显示了不同工况下的ft在侧壁的分布。由图6可知，对比Case 2与Case 3或者Case 4与Case 5，可以发现贴壁风来源为二次风时，其覆盖的范围要略高于贴壁风来源为再循环烟气时其覆盖的范围。分析原因应该是当贴壁风来自二次风时，燃烧器二次风和燃尽风的风量减小，风速降低，使得贴壁风更易在炉壁处占据主导。但Case 3与Case 5也表明再循环烟气也可以一定程度上覆盖炉壁，抑制高温腐蚀的发生。
图6 不同工况下贴壁风影响范围Fig.6 Influence range of near-wall air under different working conditions
图7所示为不同工况下A-A截面处CO的分布情况。由于CO是炉内还原性气体的主要成分，因此其含量可以间接代表还原性区域的分布，CO分布可显示出容易遭受高温腐蚀的区域。由图7可以看出，在负荷相同时，两种来源的贴壁风均能降低左右侧墙处的CO含量。而在低负荷工况下，采用再循环烟气作为贴壁风时，CO摩尔分数略小于采用二次风作为贴壁风的工况下的CO摩尔分数，其原因为贴壁风不再占用总二次风量，使得燃料在主燃区的燃烧更充分。同时，低负荷工况下CO摩尔分数要明显低于高负荷工况下的CO摩尔分数，这与低负荷下一次风为了能顺利携带煤粉，其流量未等比例下降，使得主燃区处过量空气系数更高有关[2]。
图7 不同工况下CO分布Fig.7 CO distribution under different working conditions
2.3 不同工况对整体燃烧的影响
对不同工况下出口颗粒的平均燃尽率进行分析，结果如表5所示。由于锅炉内部氮氧化物以NO为主，因此本研究中以NO排放代替整体的NOx排放。表6所示为贴壁风工况下出口平均NOx摩尔分数的对比。
表5 颗粒平均燃尽率Table 5 Average burnout rate of particles
表6 出口平均NOx摩尔分数Table 6 Average mole fraction of NOx at outlet
仿真结果表明不同的贴壁风参数对颗粒的最终燃尽率略有影响，Case 2与Case 3的颗粒平均燃尽率略低于同负荷下的Case 1的颗粒平均燃尽率，说明采用再循环烟气贴壁风时对燃尽率的影响与采用空气作为贴壁风时对燃尽率的影响接近。低负荷下的两个工况燃尽率相对较高，推测与过量空气系数较高，使煤粉燃烧更完全有关。对比不同工况下出口平均NOx摩尔分数，使用再循环烟气作为贴壁风与二次风作为贴壁风相比差别不显著，NOx含量略低于二次风作为贴壁风时的NOx含量，其原因为贴壁风仅占总风量5%，对整体燃烧结果影响不明显，但由于将烟气作为贴壁风增加了气体流量，降低了主燃区最高温度，也降低了热力型NOx的生成[17]。
图8和图9所示为4种工况下C-C截面温度和速度场。由图8可知，负荷较高的时候(BMCR)截面温度明显高于低负荷工况下的截面温度，对比同负荷下两种贴壁风的温度场，可以看出使用再循环烟气作为贴壁风后，高温区域略有上升，由出口平均温度(见表7)也可以看出，再循环烟气贴壁风可以使得出口处的平均温度略有上升。由不同工况下速度分布(见图9)可以发现，由于再循环烟气贴壁风没有抽取二次风，使得炉膛内流量增加，促进了炉内高温气体流动，使得高温区域略有升高，增强了再热器区域的换热，进而可以一定程度上提高锅炉出力。在低负荷下，这种特点可以有效增强锅炉运行稳定性[18]。
图8 不同工况下温度分布Fig.8 Temperature distribution under different working conditions
图9 不同工况下速度分布Fig.9 Velocity distribution under different working conditions
表7 出口平均温度Table 7 Average temperature at outlet
1) 利用再循环烟气代替二次风作为贴壁风来源后，一定程度降低出口处NOx摩尔分数以及出口烟温，但由于贴壁风量一般较小，影响并不显著。
2) 在锅炉满负荷运行时，从二次风抽调贴壁风或者采用再循环烟气作为贴壁风均可以有效地保护水冷壁。再循环烟气的保护作用主要体现为稀释了水冷壁附近的还原性气体，同时，由于烟气为弱氧化性，一定程度上减少了还原性气体。整体体现为水冷壁附近的还原性气体浓度降低。
3) 在锅炉负荷较低时，二次风量的进一步降低使得低负荷下锅炉的燃烧稳定性降低。此时可以将再循环烟气作为贴壁风输入炉内，由于再循环烟气增加了炉膛内的气体流量，不需要抽调一、二次风作为贴壁风，可以在不干扰炉内燃烧的同时增强锅炉出力，提高锅炉的运行效率，依然起到防止壁面高温腐蚀的作用。
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