异距贴壁风喷口布置方案的数值模拟

孟凡冉，高畅，金保昇，张勇

（东南大学能源热转换及其过程测控教育部重点实验室，江苏 南京 210096）

异距贴壁风喷口布置方案的数值模拟

孟凡冉，高畅，金保昇，张勇

（东南大学能源热转换及其过程测控教育部重点实验室，江苏 南京 210096）

为了消除某600MW前后墙旋流对冲锅炉侧墙水冷壁出现的高温腐蚀现象，在前后墙开3层对冲贴壁风喷口，借助Fluent软件模拟计算了原始运行工况以及不同贴壁风工况下的炉内燃烧，并着重分析了侧墙近壁区内还原性气体（CO）浓度的分布情况；结果表明，数值模拟的结果比较符合炉膛实际的运行情况，不同贴壁风喷口类型的防腐效果并没有显示出太大差异；受上升烟气的携带作用，贴壁风喷口的布置方式对贴壁风的防腐效果影响很大；采用异距式贴壁风喷口的布置方式并结合贴壁风射流补氧特性，在贴壁风率消耗不到4%的前提下，就使侧墙近壁区的还原性气氛浓度达到较低水平，说明在合适的喷口布置以及速差组合的基础上，前后墙贴壁风布置方式可以有效地抑制侧墙水冷壁高温腐蚀。

旋流对冲锅炉；高温腐蚀；异距喷口布置方案；数值模拟

水冷壁作为电站锅炉主要的换热面，是确保电厂安全生产的关键，但在实际运行过程中却面临着诸多威胁。水冷壁硫化物型高温腐蚀是目前最为常见的一种，该现象的产生与近壁区强还原性气氛存在着紧密的联系。当近壁区CO体积分数小于3%时，H2S气体浓度较低，硫化物型高温腐蚀发生的概率也大大降低[1]。因此，降低近壁区CO的浓度就成了解决水冷壁高温腐蚀的关键所在。

针对上述问题，通过燃烧调整可以改善煤粉贴壁冲刷的现象，缓解高温腐蚀的程度，但无法抑制还原性气氛的形成，也就不能从根本上阻止水冷壁高温腐蚀的发生[2]。因此，工程上广泛采用贴壁风技术来降低高温腐蚀发生的概率[3-4]。此外，对电站锅炉进行现场测验，优化成本较高且周期较长，所以，在工程设计优化中一般辅之以数值模拟方法。李敏等[2]在对国内某330MW对冲燃煤锅炉进行防高温腐蚀的数值模拟时发现，通过在侧墙水冷壁加装12个贴壁风喷口，使该锅炉侧墙的CO浓度降低。林敏社等[5]为消除某对冲燃烧锅炉的侧墙水冷壁高温腐蚀问题时，通过数值模拟发现，增加侧墙贴壁风，侧墙CO明显减少，O2浓度明显增加。陈敏生等[6]在对某600MW锅炉进行高温腐蚀技术改造时，通过数值模拟发现在前后墙开3层φ430mm贴壁风喷口后，满足侧墙氧化膜覆盖的要求。陈天杰等[7]对某660MW机组进行贴壁风方案优化的数值研究中提到，前后墙贴壁风喷口射流需要达到一定的刚性才能穿透侧墙中心的还原性气氛到达中心区域，对侧墙中心进行补氧。

以上研究表明贴壁风技术可以有效抑制高温腐蚀的发生，但上述贴壁风布置方式均采用等距喷口布置，值得注意的是由于受到上升气流的携带作用，贴壁风喷口的位置与贴壁风的防腐效果息息相关，目前尚未有研究指出贴壁风喷口的非等间距布置方式对贴壁风防腐效果的影响。本文作者在前人研究的基础上，重点研究了异距贴壁风布置方案的补氧效果，并结合喷口速度形成了有良好防腐效果的贴壁风布置方案，在达到一定的防腐效果的基础上，尽可能地降低贴壁风率的消耗，使贴壁风布置对炉膛燃烧的影响降至最低。

1 计算模型

1.1 物理模型

本文研究对象为一台600MW超临界参数的前后墙对冲燃烧锅炉。该锅炉共布置36只低NOx旋流燃烧器，前后墙各3层，每层6只，燃烧器高度间距为4.526m，燃烧器宽度间距为3.048m。此外，前后墙各有8只燃尽风喷口（两只SAP，6只AAP），炉膛宽22.1624m，深15.4568m，物理模型如图1所示。BMCR工况下，有5台磨煤机运行，后墙第三层燃烧器处于备用状态，锅炉蒸发量为2141t/h。

图1 锅炉结构示意图（单位：m）

1.2 数学模型

本文采用CFD模拟软件Fluent进行相关计算，主要的数学模型有：采用DPM（discrete particle model）模型来模拟煤粉燃烧过程，挥发分的析出采用双步竞争模型；焦炭的燃烧过程选用动力/扩散控制燃烧模型；采用P1辐射模型；采用Euler方法对气相场进行描述，采用混合分数/概率密度函数（probability density function）描述气相燃烧模型；湍流模型采用Realizablek-ε模型，颗粒的湍流扩散采用随机轨道模型，颗粒假定为球形颗粒[8-14]。

2 模拟方法与边界条件

2.1 网格划分

本文的计算区域确定为锅炉本体至水平烟道出口段，鉴于前后墙旋流对冲锅炉具有良好的对称性，取宽度方向的一半作为计算区域[11]。利用Gambit建立全尺寸三维模型并进行结构化网格划分，并对于某些流动混合较为剧烈的区域进行网格加密处理，最后经过网格独立性检验，网格数定为360万左右。

2.2 边界条件

本文燃烧器与燃尽风入口均采用速度入口边界条件，其入口参数由锅炉运行数据确定，炉膛出口设置为压力出口，出口压力为–100Pa。其中，一次风风率保持在20.9%，风温为368K；贴壁风取自于二次风，二次风风温为573K；该机组燃用高硫煤种，属于易腐蚀煤种[15]，煤质分析如表1所示，煤粉粒径符合Rosin-Rammler分布。

表1 煤质分析

3 结果与讨论

3.1 原始工况与模型验证

对该锅炉BMCR运行工况进行模拟计算，图2所示为该锅炉原始工况下的A—A截面内CO分布，其中，A—A截面为距侧墙锅炉纵截面（y=11.0562m）标高10.4658～28m的区域。从图2(a)中可以看出，A—A截面中心区域CO气氛浓厚，最大值达到8%，如此大面积的还原性气氛极易造成了侧墙水冷壁高温腐蚀。锅炉实际运行下，炉膛出口温度为1044℃，炉膛出口氧量实测数据为3%，炉膛出口烟温的模拟结果为1061.2℃，含氧量为3.05%，相对误差均不超过3%。经过电厂停炉期间的检测发现，高温腐蚀区域主要集中在侧墙底层燃烧器与燃尽风高度之间。近壁区的还原性气氛分布基本和停炉所确定的腐蚀区域吻合，基本可以确定本文的数值模型是可行的。图2(b)所示为A—A截面内f(CO)沿高度方向的分布趋势，其中f(CO)=l(CO)/D×100%，l(CO)为A—A截面某高度线上CO体积分数大于3%的长度，D为A—A截面深度，f(CO)可以反映A—A截面内可能引起高温腐蚀的CO浓度分布，折线与x轴包围的面积也从侧面上反映了易腐蚀区域的比例。

3.2 喷口布置方案一的防腐特性

针对侧墙水冷壁的高温腐蚀现象，在前后墙近壁侧开3层贴壁风喷口，3层喷口中心标高分别为12.2635m、16.7895m、21.3155m，喷口之间的距离相同，定为贴壁风布置方案一，对加装3种不同喷口的工况进行模拟计算，工况参数列于表2。

图2 原始工况A—A截面的CO分布

表2 计算工况

图3 不同喷口型式下A-A截面内的f(CO)分布曲线

图3所示为不同喷口型式下A—A截面内f(CO)沿高度方向的分布曲线，图4所示的是不同型式喷口下，喷口中心截面的速度分布云图。从图3中可以看出，3种工况下f(CO)曲线均表现出相似的趋势，底层射流不易受到上升气流的携带[7]，可以穿透侧墙CO气氛对炉膛中部进行补氧，f(CO)在Z=12m高度出现了零点区域，而对于中上层喷口，由于喷口射流受到了主流烟气强压力梯度的作用射流发生弯曲[16]，侧墙中心区域无法补氧，使得f(CO)在中层喷口高度仍未达到0，但喷口附近CO分布大幅度的下降。另一方面结合图4来看，由于底层喷口未偏斜导致了中下层喷口之间处于O2覆盖死区，CO集中分布于中下层喷口之间，而中上层喷口由于射流偏斜程度不一，也造成中上层喷口之间有一定的CO分布，随着上层喷口O2的加入，CO逐渐消失。

综上所述，从图3中折线与x轴包围的面积可以看出，3种工况下防腐效果没有因喷口型式的改变展现出巨大的差异，因此为了工程上的方便，以下研究部分全部基于圆形喷口作进一步研究分析。

3.3 异距喷口布置方案的防腐特性

经上述分析可以发现，上述工况贴壁风布置方式中下层喷口之间间隔太大，且贴壁风底层喷口射流向下游补氧的能力较弱，导致区间内无氧区域覆盖较广，CO分布较多。为取得进一步优化效果，本文提出了喷口布置方案二：保持下层喷口位置不变，将中层喷口置于中下层燃烧器中间标高处，而上层喷口置于中上层燃烧器中间标高处；为探索方案2的射流防腐效果，设置相同的贴壁风速度，进行两种布置方案的模拟计算，模拟工况参数列于表3。图5所示为两种方案下近壁区CO和分布，图6所示为l1上O2浓度随深度方向的变化，其中l1为方案一上层喷口中心线。

图4 不同喷口型式下喷口中心截面速度分布云图

图5 不同喷口布置方式下的A—A截面f(CO)分布曲线

图6 工况4中O2沿l1的分布曲线

从图5中可以发现，喷口布置方式发生变化后，f(CO)整体发生了较明显的变化，在同等风速下，布置方案二折线与x轴所包围的面积相对于布置方案一明显减小，从侧面上反映贴壁风防腐效果增强，可见喷口的布置对防腐效果有较大影响。两种方案下，底层喷口的防腐效果差异不大，但方案二中层喷口布置在中下层无氧区内，可以有效地破坏方案一受底层喷口补氧效果限制而导致的CO气氛，f(CO)在Z=16m处就达到零点，同时由于中上层喷口之间未有差速布置，射流向下游补氧的效果不理想，中上层喷口之间有一定CO分布。当喷口风速为30m/s时，方案一中层喷口射流动量不能满足穿透还原性气氛的要求，射流轨迹大都停留在靠近前后墙区域，截面内中心区域CO无法被消除，中层喷口附近f(CO)未出现零点。此外，从图6中可以发现，l1上侧墙中部区域有一定的O2覆盖，这是因为中层射流的尾迹[17-19]（射流贯穿段）可以一直延伸并扩散至此，而当速度较大刚性较强时，射流不易偏斜，大量O2因为射流撞击而向炉内分散，造成O2无法随主流烟气扩展并向上部区域输送。

3.4 优化工况

通过以上分析，异距式贴壁风布置方案可以有效地消除中下层之间的CO分布，对于中上层喷口之间的CO就需要采用速差组合来实现，有效地组织各层喷口的射流速度可以在保证防腐效果的前提下大大减少贴壁风消耗，减少不必要的风率损耗。综合考虑各层贴壁风射流的补氧特点[7]后确定基于方案二的最优速差工况，其信息列于表3。

表3 组合工况信息

图7 布置方案二优化工况下A—A截面的f(CO)分布

图7所示为优化方案下A—A截面内的CO浓度分布趋势。从图7可以看出，在良好的速差组合情况下，CO浓度大幅下降，除了中下层之间仍旧有一些因气流未覆盖的区域存在之外，大部分区域的CO均达到较低水平，图中折线与x轴的覆盖面积明显降低，同时消除了工况6（风率与优化工况相同）中上层喷口之间的CO，f(CO)零点提前。对于优化工况，为了保证中层喷口对下游区域的补氧作用，采用大喷口以向炉内补充较多的O2。由于中层喷口有向下游区域协调补氧的作用，射流速度不能太高，中层喷口中心高度f(CO)未到零点，而上层喷口的射流更易偏斜，为达到较理想的防腐效果，需要设置相对高的速度。综合来看，优化工况的贴壁风率为3.6%符合文献[20]中描述的范围，贴壁风工况下炉内燃烧基本不受影响且不存在贴壁风改造所引起的次生问题[6]。优化工况取得了良好的防腐效果。

4 结论

（1）原始工况下，侧墙近壁区有大规模的CO覆盖，极易造成水冷壁的高温腐蚀，且模拟结果与实际运行工况取得了比较一致的结果。

（2）喷口型式的变化没有对防腐效果产生显著的影响，为了工程上的方便，贴壁风喷口均采用圆形喷口。

（3）贴壁风喷口布置方案二相对与方案一，中层喷口布置在中下层之间的无氧区域，有效地消除了中下层喷口之间的CO，防腐效果加强。

（4）在总结了一些影响防腐效果的因素（喷口直径、速度、位置），并结合贴壁风射流在主流中的流动特性，确定了贴壁风优化工况。在贴壁风率为3.6%下，使得侧墙近壁区的CO降至较低水平。

（5）由上述组合方案的优化效果来看，中下层喷口的部分区域仍有少部分CO区域存在，为了达到更低的CO分布，可以展望通过增加层数的方法来取得上述目的。

[1] 陈鸿伟，李永华，梁化忠. 锅炉高温腐蚀实验研究[J]. 中国电机工程学报，2003，23（1）：167-170.CHEN Hongwei，LI Yonghua，LIANG Huazhong. Experimental study on boiler high temperature corrosion[J]. Proceedings of the CSEE，2003，23（1）：167-170.

[2] 李敏，丘纪华，向军，等. 锅炉水冷壁高温腐蚀运行工况的数值模拟[J]. 中国电机工程学报，2002，22（7）：150-154.LI Min，QIU Jihua，XIANG Jun，et al. An anti-corrosion simulation for the high temperature corrosion on boiler water-wall during different operation[J]. Proceedings of the CSEE，2002，22（7）：150-154.

[3] 李永华，陈鸿伟，梁化忠. 反切及贴壁风技术减轻高温腐蚀实验研究[J]. 中国电力，2002，35（9）：7-8.LI Yonghua，CHEN Hongwei，LIANG Huazhong. Experiment and study of alleviating high temperature corrosion of boiler by using antitangential air and closing-to-wall air technology[J]. Electric Power，2002，35（9）：7-8.

[4] 张知翔，成南丁，王云刚，等. 新型贴壁风装置的结构设计及优化模拟[J]. 动力工程，2011，31（2）：79-84.ZHANG Zhixiang，CHENG Nanding，WANG Yungang，et al.Structure design and optimizing simulation of a new typeclosing-to-wall air device[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（2）：79-84.

[5] 林敏社，刘亚明. 600 MW超临界锅炉高温腐蚀改造方案的数值模拟研究[J]. 广东电力，2013，26（8）：37-40.LIN Minshe，LIU Yaming. Numerical simulation study on high temperature corrosion reform scheme for 600MW supercritical boiler[J]. Guangdong Electric Power，2013，26（8）：37-40.

[6] 陈敏生，廖晓春. 600 MW超临界锅炉防止高温腐蚀技术改造和运行调整[J]. 中国电力，2014，47（4）：56-59.CHEN Minsheng，LIAO Xiaochun. The retrofit of high-temperature corrosion prevention and operation adjustment for 600MW supercritical boiler[J]. Electric Power，2014，47（4）：56-59.

[7] 陈天杰，姚露，刘建民，等. 某660 MW前后墙对冲燃煤锅炉贴壁风优化方案的数值模拟[J]. 中国电机工程学报，2015，35（20）：5265-5271.CHEN Tianjie，YAO Lu，LIU Jianmin，et al. Numerical simulation on the optimization of closing-to-wall air in a 660MW front and rear wall opposed coal-fired boiler[J]. Proceedings of the CSEE，2015，35（20）：5265-5271.

[8] CHOENG Ryul Choi，CHANG Nyung Kim. Numerical investigation on the flow，combustion and NOxemission characteristics in a 500 MW etangentially fired pulverized-coal boiler[J]. Fuel，2013，88：1720-1731.

[9] LI Zhengqi，ZENG Lingyan，ZHAO Guangbo.Numerical simulations of combustion characteristics and NOxemissions for two configurations of swirl coal burners in a 300 MW wall-fired boiler[J].Heat Transfer，2011，60（5）：441-460.

[10] ETTOUATI H，BOUTOUB A，BENTICHA H，et al.Numerical modelling and simulation of pulverized solid-fuel combustion in swirl burners[J].The Canadian Journal of Chemical Engineering，2009，87（3）：350-358.

[11] 方庆艳，汪华剑，陈刚，等. 超超临界锅炉磨煤机组合运行方式优化数值模拟[J]. 中国电机工程学报，2011，31（5）：1-6.FANG Qingyan，WANG Huajian，CHEN Gang，et al. Optimal simulation on the combination model of mills for an ultra-supercritical utility boiler[J]. Proceedings of the CSEE ，2011，31（5）：1-6.

[12] 刘建全，孙保民，张广才，等. 1000 MW超超临界旋流燃烧锅炉稳燃特性数值模拟与优化[J]. 中国电机工程学报，2012，32（8）：19-27.LIU Jianquan，SUN Baomin，ZHANG Guangcai，et al. Numerical simulation and optimization on temperature field of 600MW supercritical swirl combustion boiler[J]. Proceedings of the CSEE，2012，32（8）：19-27（in Chinese）.

[13] 肖祥. 660MW旋流对冲燃烧锅炉燃烧过程的数值模拟[D]. 长沙：长沙理工大学热能系，2013：7-14.XIAO Xiang. Numerical Simulation on the Combustion process of 660MW Swirl-opposed Firing Boiler[D]. Changsha：Department of Thermal Energy，Changsha University of Science and Technology，2013：7-14.

[14] 陈娅丽. 660 MW超临界锅炉炉内流动与燃烧的数值模拟[D]. 武汉：华中科技大学热能系，2008：6-14.CHEN Yali. Numerical simulation of flow and combustion in the 660MW supercritical pressure boiler[D]. Wuhan：Department of Thermal Energy，Huazhong University of Science and Technology ，2008：6-14.

[15] 赵虹，魏勇. 燃煤锅炉水冷壁烟侧高温腐蚀的机理及影响因素[J].动力工程，2002，22（2）：1700-1703.ZHAO Hong，WEI Yong. Discussion on the mechanisms and factors of the gas side high temperature corrosion in water wall tubes for coal fired boilers[J]. Power Engineering，2002，22（2）：1700-1703.

[16] 余常昭. 环境流体力学导论[M]. 北京：清华大学出版社，1992：268-275.YU Changzhao. Introduction to environmental fluid mechanics[M].Beijing：Tsinghua University Press，1992：268-275.

[17] 宋东辉. 横向紊动射流传热特性的数值模拟[D]. 长春：东北电力大学，2006：2-5.SONG Donghui. Numerical simulation of characteristics of heat transfer of turbulent jet into the transflow[D]. Changchun：Northeast Dianli University，2006：2-5.

[18] 郭婷婷. 2种角度横向紊动射流的实验分析[J]. 西安交通大学学报，2003，37（11）：1207-1210.GUO Tingting. Experimental study on turbulent jets injected obliquely into a crossflow[J]. Journal of Xi’an Jiaotong University，2003，37（11）：1207-1210.

[19] 郭婷婷，李少华，徐忠. 横向紊动射流的数值与实验研究进展[J].力学进展，2005，35（2）：211-217.GUO Tingting，LI Shaohua，XU Zhong. Numerical and experimental progresses of the research on the jets in crossflow[J]. Advances in Mechanics，2005，35（2）：211-217.

[20] 姚露，陈天杰，刘建民，等. 组合式贴壁风对660 MW锅炉燃烧过程的影响[J]. 东南大学学报，2015，45（1）：85-90.YAO Lu，CHEN Tianjie，LIU Jianmin，et al. Influence of closing-to-wall air on combustion process in 660MW opposed firing boiler[J]. Journal of Southeast university，2015，45（1）：85-90.

Numerical simulation of near-wall air scheme combined with different jet position

MENG Fanran，GAO Chang，JIN Baosheng，ZHANG Yong
（Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education，Southeast University，Nanjing 210096，Jiangsu，China）

In order to eliminate the high temperature corrosion of the side water-cooled wall in a 600 MW front and rear wall swirl-opposed firing boiler，three layers of opposed near-wall air nozzle were punched in the front and rear walls. The boiler combustion of original condition and near-wall air condition with different nozzle arrangement schemes was simulated by use of Fluent. The distribution of reductive atmosphere of near-wall region was emphatically focused on. The results showed that the simulation results agreed with the actual operation condition of boiler and the anti-corrosion performance of different nozzle patterns was limited. Due to the push of rising flue gases from the bottom，the nozzle arrangement had a great influence on the effect on anti-corrosion. In addition，by adjusting the position of nozzle and combining the nozzle flow characteristics，the coverage of reductive atmosphere in the near-wall region maintained at a low level while the ratio of near-wall air was less than 4%，indicating that the front and rear wall arrangement scheme can effectively restrain the high temperature corrosion of the side water-cooled wall on the basis of the combination of appropriate nozzle positions and nozzle flow velocity.

swirl opposed boiler；high temperature corrosion；scheme with different jet distances；numerical simulation

TQ050.9

：A

：1000-6613（2017）09-3237-06

10.16085/j.issn.1000-6613.2017-2034

2016-11-06；修改稿日期：2016-12-07。

孟凡冉（1992—），男，硕士研究生，研究方向为锅炉燃烧及其污染物控制。E-mail：220140479@seu.edu.cn。联系人：金保昇，教授，博士生导师。E-mail：bsjin@seu.edu.cn。