300,MW亚临界锅炉高温腐蚀与结焦结渣的防治方案
时间：2023-06-13 08:15:28 来源：雅意学习网 本文已影响 人 
黄见勋
(厦门华夏国际电力发展有限公司，福建 厦门 361026)
随着我国环保标准日益严格，燃煤发电锅炉普遍进行了低氮改造。低氮改造一般通过加装低氮燃烧器[1]、调节主燃烧区与燃尽区的配风比例来实现[2]，容易在主燃烧区形成还原性气氛，导致水冷壁发生高温腐蚀和结焦结渣。一方面，水冷壁发生高温腐蚀会腐蚀管壁，从而导致爆管，最终造成停炉[3]；
另一方面，水冷壁发生结焦结渣会使传热恶化，导致管壁超温，损害设备以致停炉。水冷壁高温腐蚀和结焦结渣都会影响电厂的安全经济运行。燃烧组织方式对高温腐蚀与结焦结渣影响较大，以四角切圆燃烧锅炉为例，对其进行低氮改造后，若切圆大小不合理、向火侧和背火侧贴壁风强度不合理、不同燃烧区域过量空气系数不合理等，均会影响锅炉热负荷分布，导致局部区域温度偏高，加剧水冷壁高温腐蚀和结焦结渣，影响锅炉的安全运行[4-5]。低氮燃烧锅炉水冷壁防高温腐蚀与结焦结渣问题的研究对于保障电厂的安全经济运行很有意义。
关于高温腐蚀和结焦结渣，目前已有大量的研究成果，研究表明：高温腐蚀速度与水冷壁贴墙区域CO、H2S含量成正比[6-9]；
烟气中CO等还原性气体含量越高，水冷壁区域越容易结焦结渣[10-11]；
水冷壁向火侧温度较高，更容易发生高温腐蚀与结焦结渣[12]。
本文以某300 MW亚临界四角切圆低氮燃烧锅炉为研究对象，使用三维建模软件进行原尺寸三维建模，使用网格划分软件对所建模型进行网格划分，运用CFD软件对锅炉炉内的燃烧特性进行数值模拟，分析炉膛内水冷壁高温腐蚀与结焦结渣产生的原因，提出针对性的技改方案，并通过试验对技改方案的科学性进行验证。
1.1 设备整体介绍
某300 MW亚临界固态排渣煤粉炉，具有单汽包、中间再热、控制循环等特点，呈∏型露天布置，炉膛高度为50 100 mm，宽度为11 970 mm，深度为11 760 mm，采用中间仓储式钢球磨(4台)制粉系统，热风送粉。燃烧方式为四角切圆燃烧，煤粉喷嘴沿高度方向分4层布置，可摆动。三次风沿高度方向布置3层，乏气喷嘴固定向下10°布置，采用水平浓淡(带侧二次风)风“煤+粉”喷嘴，以增强燃烧时着火稳定性和不投油低负荷调节范围，设计切圆直径为1 580 mm。该锅炉采用设计煤种运行，煤粉细度(R90)为16%，煤质分析结果见表1，主要设计参数见表2，锅炉本体以及燃烧器布置如图1所示。
表1 煤质分析结果(收到基)Tab.1 Coal quality analysis(received basis)
图1 锅炉本体以及燃烧器布置Fig.1 Boiler body and burner arrangement
表2 锅炉主要设计参数Tab.2 Boiler main design parameters
1.2 高温腐蚀与结焦结渣概况
停炉检查时发现该锅炉四面炉墙上均有不同程度的结焦结渣和高温腐蚀现象，向火侧区域比背火侧区域的问题更严重。前墙出现了腐蚀以及结焦、挂焦现象，焦块大小为0.5 m×0.4 m×1 m，位于锅炉水冷壁标高28 m处靠近右墙的位置，挂焦痕迹出现于从右墙到左墙约2/3的面积、标高24 m位置处；
在靠近右墙的一侧、标高21～24 m位置处，部分水冷壁管道表面被腐蚀，并出现脱落现象，而且颜色锈黄。后墙出现了2块焦块，大小分别为0.5 m×0.3 m×0.1 m和2 m×0.5 m×0.1 m，位于靠近左墙的一侧且标高28 m处，挂焦痕迹出现于从左墙到右墙约2/3的面积、标高20～25 m位置处。左墙的焦块出现在第1个吹灰器处，大小约为2 m×1.5 m×0.2 m，其位置在标高约29 m处；
在标高20～26 m位置处，前墙一侧的挂焦痕迹明显多于后墙一侧。右墙的焦块出现在燃尽风喷口附近，宽度约为0.5 m，挂焦痕迹出现于从后墙到前墙约1/3的面积、标高23～26 m位置的地方；
在靠近后墙侧、标高20～24 m位置处，水冷壁管道表面有明显的腐蚀现象，且其管壁存在脱落的痕迹。
2.1 模型与边界条件
数值模拟研究中，采用Rosin-Rammler分布模拟一次风出口煤粉颗粒的分布，采用随机轨道模型模拟煤粉颗粒在炉膛内部的运动[13]，采用k-ε双方程湍流模型模拟风粉混合物在炉膛内部的湍流流动[14]，采用混合分数/概率密度函数模型模拟火焰的湍流燃烧过程[15]，采用P1模型计算炉膛内部的传热[16-17]。数值模拟计算采用速度入口边界条件，炉膛出口采用压力出口边界条件，煤粉颗粒由一次风喷口喷入炉膛，并且假定煤粉颗粒的速度、温度与一次风保持一致。
针对满负荷BRL工况进行数值模拟，采用设计煤种即实际运行煤种，煤粉细度(R90)为16%，煤粉颗粒与一次风方向相同，煤粉流速度为一次风速的90%，总煤耗量为139.5 t/h，一次风量为131.6 t/h，二次风量为964.6 t/h，燃尽风占二次风比例为33.8%，风粉混合温度为75 ℃，二次风温为374 ℃，燃尽风温为374 ℃。根据水冷壁实际温度分别设置不同区域的壁温，冷灰斗区域、主燃烧区、还原区、燃尽风区域壁温分别设为330 ℃、360 ℃、390 ℃、420 ℃，采用压力出口条件。
2.2 网格划分
采用1∶1的比例对该锅炉进行建模，均采用结构化网格以防止伪扩散，对燃烧器区域的网格进行了局部加密以提高计算精度，网格总数约为190万，如图2和图3所示。
图2 炉膛整体网格 Fig.2 Furnace integral grid
模拟计算过程中进行了网格无关性验证，结果见表3。190万网格与260万网格数值模拟结果较为接近，160万网格计算结果精度较差。根据结果，认为采用190万网格规模能满足计算精度要求。
图3 主燃烧区网格Fig.3 Main combustion area grid
表3 网格无关性验证结果Tab.3 Grid independence verification results
根据电厂提供的资料进行实地考察后，初步分析该锅炉出现高温腐蚀和结焦结渣问题的原因是：①低氮燃烧基本原理为主燃区贫氧燃烧，锅炉低氮燃烧改造后主燃区贫氧燃烧，会产生很强的还原性气氛，因此容易发生高温腐蚀和结焦结渣；
②低氮燃烧改造后锅炉燃烧假想切圆直径较大，使得燃烧器出口射流两侧补气条件相差大，炉内切圆直径过大，射流偏转严重而发生煤灰粒子大量冲刷水冷壁，导致燃烧器区的温度很高，炉内高温腐蚀和结焦结渣程度急剧上升；
③该低氮燃烧锅炉截面热负荷和局部热负荷均较高，发生高温腐蚀和结焦结渣的风险大。
为了解决由上述原因带来的腐蚀和结焦结渣问题，进行了针对性技术改造，改造方案为：将第6、8、12层二次风的切圆直径由1 580 mm降低到1 200 mm；
将第5、9、11层一次风的切圆直径由1 580 mm降低到1 200 mm，同时将浓侧反切角度由12°降低为6°；
将第7层三次风切圆直径由1 580 mm降低到1 200 mm；
封堵第6层二次风和第10层油枪风的向火侧贴壁风，仅保留背火侧贴壁风；
将第7、14层三次风的煤粉比例由1∶2调至1∶1。改造前后锅炉切圆情况如图4所示。
图4 改造前后锅炉切圆情况Fig.4 Schematic diagram of boiler tangent circle before and after renovation
4.1 改造前后锅炉燃烧特性模拟结果分析
锅炉进行技改前后纵剖面温度场和CO含量分布的对比分别如图5和图6所示。数值模拟结果表明：技改前，水冷壁附近高温区域偏多，且还原性气氛较强，易产生高温腐蚀与结焦结渣问题，针对此提出减小切圆直径、增大向火侧贴壁风强度以及优化三次风配风的技改方案，该方案使炉膛的燃烧区域向中心偏移、水冷壁向火侧的冷却风强度增大以及局部配风得以优化；
技改后，水冷壁附近高温区减少，温度明显降低，CO高浓度区域向炉膛中心移动，高温还原性气氛减弱。因此，该技改方案缓解了高温腐蚀和结焦结渣[18]，降低了水冷壁发生高温腐蚀和结焦结渣的风险。
图5 炉膛纵剖面温度场Fig.5 Temperature field of furnace profile
图6 炉膛纵剖面CO摩尔分数Fig.6 CO mole fraction of furnace profile
针对该锅炉水冷壁存在的高温腐蚀与结焦结渣情况，分别选取问题严重区域进行分析。
a)前墙：图7和图8分别为技改前后标高28 m处的CO和O2含量分布的对比。技改后，贴墙处CO摩尔分数由7.72×10-2左右降低至5.93×10-2左右，O2摩尔分数由1.45×10-2左右升高至2.90×10-2左右，有效地降低了还原性气氛，缓解了该区域飞灰的熔融结焦。因此，该技改方案可以缓解标高28 m处前墙的结焦结渣。
图7 标高28 m处CO含量分布Fig.7 CO concentration field at the height of 28 meters
图8 标高28 m处O2含量分布Fig.8 O2 concentration field at the height of 28 meters
b)后墙：图9和图10分别为技改前后标高21 m处的温度场和O2含量分布的对比。技改后，火焰贴墙处温度水平显著降低，由技改前的1 360 ℃左右降低到1 300 ℃左右，有效抑制了煤中的硫分转化为H2S，对于高温腐蚀起到了一定的缓解作用[19]；
O2摩尔分数由1.30×10-1左右升高到1.88×10-1左右，抑制了Fe2O3被还原为熔点更低的FeO，从而有效抑制了飞灰的熔融结焦[20]。因此，该技改方案能够有效缓解标高21 m处后墙的高温腐蚀与结焦结渣。
图9 标高21 m处温度场Fig.9 Temperature field at the height of 21 meters
图10 标高21 m处O2含量分布Fig.10 O2 concentration field at the height of 21 meters
4.2 改造前后锅炉高温腐蚀与结焦结渣防治现场试验结果
为了验证数值计算结果的可靠性，分别将技改后的试验结果与模拟结果进行对比。进行现场试验时，将锅炉运行工况调整到与数值模拟工况一致，试验期间不进行扰动炉内燃烧工况的操作。现场试验时对标高28 m近壁区CO体积分数、O2体积分数进行测试，采用Gasboard-3100P便携式煤气分析仪测得CO体积分数，采用OPTIMA7手持式烟气分析仪测得O2体积分数，结果见表4。
表4 试验结果与模拟结果对比Tab.4 Comparisons between test results and simulation results
在技改后，采用与技改前相同的煤种运行4个月后，检查水冷壁高温腐蚀与结焦结渣现象，水冷壁相同区域的运行结果对比如图11和图12所示。图11和图12表明：技改后，前墙标高28 m左右靠近右墙侧的区域挂渣现象明显减弱，后墙标高21 m左右靠近左墙侧的区域高温腐蚀现象明显减弱，表明适度减小切圆直径和增大向火侧贴壁风强度，能够明显降低水冷壁向火侧温度，从而有效抑制高温腐蚀与结焦结渣现象；
第7、14层三次风煤粉比例由1∶2调至1∶1，使得标高21 m上下区域过量空气系数降低，从而在一定程度上降低了该区域的温度水平，缓解了该区域的高温腐蚀。现场试验结果表明，该技改方案对于减缓锅炉水冷壁的高温腐蚀和结焦结渣有明显作用。
图11 前墙技改前后的状况Fig.11 Front wall situations before and after technical transformation
图12 后墙技改前后的状况Fig.12 Back wall situations before and after technical transformation
燃煤电厂锅炉进行低氮燃烧改造后，普遍存在高温腐蚀和结焦结渣问题，给锅炉安全、高效和经济运行带来了一定的影响。本文对某300 MW锅炉的高温腐蚀与结焦结渣问题进行了研究，得出以下结论：
a)为了解决由于低氮燃烧改造后带来的腐蚀和结焦结渣问题，可采取减小切圆直径、封堵部分向火侧贴壁风喷口以及优化三次风煤粉比例等措施，减小锅炉运行时速度场形成的切圆直径，避免煤灰粒子大量冲刷水冷壁，防止燃烧器区域温度水平过高，从而缓解水冷壁高温腐蚀和结焦结渣。
b)技改前的数值模拟结果表明，经过低氮燃烧改造后锅炉炉内切圆直径较大，射流偏转严重而导致煤灰粒子大量冲刷水冷壁，造成水冷壁附近区域温度较高，CO含量较高，这种高温还原性气氛容易发生高温腐蚀和结焦结渣。
c)技改后的数值模拟结果表明：通过减小切圆直径、增大向火侧贴壁风强度以及优化三次风配风，水冷壁附近温度水平显著降低，由1 360 ℃左右降低至1 300 ℃左右，可以有效抑制煤中的硫分转化为H2S；
贴壁处CO摩尔分数明显降低，由7.72×10-2左右降低至5.93×10-2左右，可以缓解飞灰的熔融结焦。
d)技改后，采用与技改前相同的煤种运行4个月后，对水冷壁高温腐蚀与结焦结渣现象进行检查，发现水冷壁区域的高温腐蚀和挂渣现象明显减少，说明该技改方案使燃烧区域向中心偏移，水冷壁向火侧的冷却风强度增大，局部配风得以优化。技改前后的实际运行结果验证了该技改方案的科学性和合理性。
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