超临界对冲燃烧锅炉水冷壁向火侧起皮成因分析

殷立宝， 马 仑， 张 成， 方庆艳， 徐齐胜， 陈 刚

（1.广东电网公司电力科学研究院，广州510080；2.华中科技大学 煤燃烧国家重点实验室，武汉430074）

超（超）临界发电技术现已成为成熟的技术，具有效率高、污染物排放少、易于调峰和运行稳定的优点，是我国大力发展的机组［1］.随着锅炉向大容量、高参数发展，锅炉水冷壁壁面温度相应提高，水冷壁管高温氧化现象更加严重，由此引起的锅炉水冷壁爆管等事故的可能性也增加［2］.某电厂在小修期间对炉膛水冷壁进行检查时发现，在螺旋管两侧水冷壁的燃烧器区域水冷壁管壁壁面氧化严重，出现大面积的氧化皮.经调研发现，在另一电厂同型号的锅炉上也发现了同样的问题，由此推断这是该型号锅炉的共性问题.针对此问题，笔者通过现场调查、取样，结合冷态空气动力场试验和数值模拟，分析了该超临界对冲燃烧锅炉水冷壁氧化皮产生的原因，并给出了相应的防治措施和建议.

1 锅炉概况

某电厂DG1900／25.4－2型锅炉是东方锅炉（集团）股份有限公司与东方－日立锅炉有限公司合作设计、联合制造的600 MW 超临界本生直流锅炉.锅炉采用单炉膛、倒U 形布置、平衡通风、一次中间再热、前后墙对冲燃烧、尾部双烟道，再热汽温采用烟气挡板调节，复合变压运行.

制粉系统采用6 台中速磨煤机直吹式制粉系统.燃烧器采用日立－巴布科克公司研制的新型HTNR3低NOx燃烧器.燃烧系统采用对冲布置方式（见图1，其中A、B、C、D、E、F 代表6 台不同磨煤机），共布置16个顶二次风喷口，36个HT－NR3低NOx燃烧器喷口，共52个喷口.燃烧器分3 层，每层共6个，前后墙各布置18个HT－NR3低NOx燃烧器；在前后墙距离最上层燃烧器喷口一定距离处布置一层燃尽风喷口，每层8个.炉膛的四周为全焊膜式水冷壁，炉膛由下部螺旋盘绕上升水冷壁和上部垂直上升水冷壁2个不同的结构组成.其中螺旋盘绕上升水冷壁管材质为SA213T2，规格为直径38.1mm、管壁厚度7.5mm，倾角为19.5°，管子节距为50.8mm，设计温度为435°C／462 ℃（即介质温度／壁面温度），计算温度为428°C／443 ℃（即介质温度／壁面温度），计算管壁厚度为5.46 mm，许用应力为97 MPa.膜式扁钢厚δ＝6 mm，材料为SA－387Cr2.

图1 燃烧器布置示意图Fig.1 Schematic diagram of burner arrangement

2 水冷壁氧化皮宏观检查和成分分析

2.1 水冷壁氧化皮宏观检查

在2008年6月锅炉小修期间对炉膛水冷壁进行检查时发现，在螺旋盘绕上升水冷壁燃烧器区域两侧墙中间宽4m、高约15m（标高20～35m）范围内，即最下层燃烧器以下1m 至最上层燃烧器之间的水冷壁高热负荷区域，管壁向火侧外表面氧化严重，出现大面积的氧化皮，如图2（a）所示，并且在氧化皮出现区域，下部氧化现象比上部严重.

由图2（b）可以看出，未受洗炉水冲刷的水冷壁管发黑，表面氧化起皮，氧化皮外表面沉积了部分黄褐色灰渣.氧化皮基体呈黑色，氧化皮内表面附着部分黄褐色物质.氧化皮与管壁结合不紧密，呈树皮状，最厚可达1 mm，易从外表面剥离.除运行期间和洗炉时从氧化皮破裂间隙渗入的黄褐色灰渣外，氧化皮下面无其他的腐蚀残留物，水冷壁管外表面较光滑，无明显的腐蚀坑.从炉墙上剥落的氧化皮的形貌见图2（c）和图2（d）.由于运行时间较短（约3 000h），管壁的实际减薄量不大.实测管壁最小厚度为7.1mm.

图2 氧化皮形貌图Fig.2 Topography of oxide scales

2.2 取样及试验分析

对剥落的氧化皮进行取样，制成粉末状样品，并对样品进行成分分析.所用设备为Philips X＇pert MPD Pro型X 射线衍射仪（XRD），采用Cu－Ka靶，波长λ＝0.154 056nm，扫描速度为2°／min，扫描角度为20°～90°，电压为2 500kV，电流为40mA.利用XRD 设备所配置的分析软件对衍射峰进行分析和标定，标定结果如图3所示.由图3可知，水冷壁管表面氧化皮主要由Fe2O3和Fe3O4组成.另有一些较弱的峰，无法明确标出物相，其所占比例较低.

根据氧化皮的检查情况和氧化皮样品的成分分析结果，初步判断水冷壁侧墙起皮主要是由于在水冷壁氧化起皮区域热负荷偏高造成过热氧化，而不是高温腐蚀所致，原因如下：

图3 氧化皮样品XRD图谱分析结果Fig.3 XRD results of oxide scale samples

（1）氧化皮破裂间隙除渗入的黄褐色灰渣外，氧化皮下无其他的腐蚀残留物，水冷壁管外表面较光滑，无明显高温腐蚀具有的沿向火面浸入、呈坑穴状的腐蚀坑.

（2）氧化皮样品的成分分析结果中没有腐蚀性特征产物［3］FeS、Fe2O3、Fe3O4、SO3和硫酸盐等常见的硫化物.

（3）未受洗炉水冲刷的水冷壁管发黑，表面氧化起皮，属于明显的过热氧化现象.

3 炉内燃烧数值模拟

为了分析和确认燃烧器区域水冷壁向火侧外壁面过热氧化产生的原因，采用CFD 软件对该锅炉在锅炉最大连续蒸发量（BMCR）工况下的炉内流动、燃烧和传热传质等特性进行了模拟.

3.1 计算条件

为了准确模拟燃烧器出口空气动力场，对燃烧器入口区域进行了网格局部加密，总的网格数为180万，同时为了在出口处获得充分发展流，在炉膛出口增加了10 m 的水平段，炉膛结构及网格见图4.

图4 炉膛结构及网格Fig.4 Structural diagram of the boiler and its grid division

锅炉设计煤种为神府东胜煤，校核煤种为晋北烟煤，煤质特性见表1.采用设计煤种进行数值模拟，对取得的煤粉样品进行激光粒度分析，煤粉颗粒粒径按照Rosin－Rammler方法分布：最小粒径为5 μm，最大粒径为250μm，平均粒径为63.8μm，分布指数为1.008.

表1 煤质特性Tab.1 Analysis of coal quality

边界条件设置如下：中心风和一次风采用速度入口边界条件，内二次风和外二次风采用质量入口边界条件；入口处风速、风温和质量流量根据设计参数以及燃烧器出口流动特性进行设置；出口边界条件采用压力出口，压力设置为－80Pa；炉膛壁面采用标准壁面方程，无滑移边界条件；热交换采用第二类边界条件，给定壁面温度为700K，壁面辐射率为0.6.燃烧器具体边界条件见表2.

现场测量数据表明：在炉膛出口屏式过热器区域（即在折焰角上方观火孔）测定的温度约为1 480 K，数值模拟得到的折焰角截面平均温度为1 508K，两者相对误差约为2.4%，说明所采用的网格、边界条件和计算模型能够反映炉内的流动及燃烧特性.

表2 燃烧器入口边界条件Tab.2 Inlet boundary conditions of various burners

3.2 空气动力场分析

图5给出了炉内的空气动力场，其中x、y 和z分别代表锅炉的深度、宽度和高度.由图5 可以看出，一次风在炉膛中具有较强的刚性，燃烧器区域具有较大的回流区，未出现火焰直接冲击对面水冷壁的情况，但中部气流有偏向侧墙的趋势.因此，靠近侧墙两排燃烧器的煤粉射流在气流的作用下，有可能出现部分气流撞击水冷壁的情况.由图5（a）可以看出，气流在炉膛中心碰撞后，大部分向上流动，气流在炉膛中的充满度较好，分布较合理.最下层燃烧器一次风没有使气流上升的作用，左右两侧气流撞击后冲向两侧墙的可能性较大.

图5 不同截面的速度分布Fig.5 Velocity distribution in different sections

3.3 温度场分析

由于锅炉采用对冲燃烧方式，上、中、下3层燃烧器截面的温度分布特征大致相同.图6 给出了y＝9.6m 和中层燃烧器截面的温度分布.由图6可以看出，炉膛烟气温度整体呈对称分布，燃烧器出口的温度变化梯度较大，温升快，可以保证煤粉的及时着火.炉膛中心区域的煤粉燃烧最为剧烈，最高温度可达到1 700 ℃；越靠近下部，火焰越集中于炉膛中心区域.由图6（b）可以看出，靠近水冷壁的最外侧燃烧器火焰偏向水冷壁，容易对侧墙水冷壁造成高温过热.

3.4 烟气成分分布

图7和图8给出了y＝9.6m 和中层燃烧器截面上烟气成分的分布.由图7（a）和图8（a）可知，炉膛中心位置处O2摩尔分数很低，随着炉膛高度的增加，O2摩尔分数整体呈下降趋势.由于燃烧器区域的过量空气系数为0.8，因此在该区域形成了强还原性气氛，不仅有大量的CO 生成，还有部分CO2被还原成CO.由图7（b）和图8（b）可知，侧墙中部的O2摩尔分数很低，呈现强烈的还原性气氛，同时该区域的烟气温度较高，形成高温低氧区，在此环境下水冷壁易发生高温腐蚀.但由于电厂燃煤含硫量较低（不高于1%），出现高温腐蚀的可能性较小.

图6 不同截面的温度分布Fig.6 Temperature distribution in different sections

图7 O2 摩尔分数分布Fig.7 O2concentration distribution

图8 CO 摩尔分数分布Fig.8 CO concentration distribution

4 水冷壁氧化皮成因分析

通过上述的炉内燃烧过程数值模拟计算，结合现场进行的冷态空气动力场试验，燃烧器高负荷区水冷壁产生氧化皮主要有以下几个方面的原因.

4.1 燃烧器区域壁面热负荷的影响

燃烧器区域壁面热负荷反映了该区域的火焰分布情况和温度水平.燃烧器区域壁面热负荷越大，说明火焰越集中，温度越高，对燃料的着火越有利.但燃烧器区域壁面热负荷过大，该区域水冷壁壁面的吸热量也越大，越容易造成水冷壁超温.该锅炉的设计煤种和校核煤种具有强结渣性，选用了较小的容积热负荷和截面热负荷来解决锅炉的结渣倾向.为了降低NOx排放量，采用分级燃烧方式，但燃烧器层间布置太过紧密，造成燃烧器区域壁面热负荷过大.该锅炉的燃烧器区域壁面热负荷为1.72 MW／m2，而对应的推荐值如下：褐煤为0.93～1.16 MW／m2，无烟煤及贫煤为1.4～2.1 MW／m2，烟煤为1.28～1.4MW／m2.图9给出了该电厂锅炉与巴布科克日立（BHK）公司设计制造的同类型不同大小的超临界对冲燃烧锅炉的燃烧器区域壁面热负荷的对比，其中设计煤质均为无烟煤或贫煤，且燃烧器区域壁面热负荷为设计工况下的热负荷.由图9可以看出，该电厂锅炉燃烧器区域壁面热负荷（约1.72 MW／m2）远大于BHK 公司设计制造的同级别某超临界对冲燃烧锅炉对应的参数（约1.50 MW／m2）.

图9 燃烧器区域壁面热负荷的对比Fig.9 Comparison of heat load over water wall in burner zones

4.2 高温低氧区的影响

当炉膛局部还原性气氛很强时，容易对水冷壁的致密氧化铁保护膜产生破坏作用，将致密的氧化铁保护膜还原成疏松多孔的FeO［4］.

运行中为了防止屏式过热器和再热器等汽温超温，经常会关闭最上层的燃尽风喷口或减小其开度.造成上层风下移，使得下层燃烧器处的空气量增加，氧量相应增加.因此当运行中炉膛近壁面处出现氧化性气氛时，特别是氧化还原气氛呈现交替状态时，FeO 会被氧化成结构疏松的Fe2O3或Fe3O4，从而加剧水冷壁的过热氧化.

4.3 最外侧燃烧器离侧墙距离的影响

图1中每层最外侧燃烧器到侧墙中心线的距离均为3 461.2mm.在小修期间进行了冷态空气动力场试验，在外侧燃烧器外二次风风门100%和50%开度2个工况下，测量了两侧墙的贴壁风速，发现风门100%开度工况下，3层燃烧器的贴壁风速都比较低，基本在3m／s以下；风门开度50%工况下，靠近燃烧器的贴壁风速明显增大，但衰减较快，离前后墙约3m 处以后，风速已减小到3m／s以下.从贴壁风速来看，燃烧器射流对两侧墙的影响并不强烈，结合模拟结果来看，煤粉射流直接冲墙的概率较小.但从图6的温度分布来看，最外侧燃烧器的火焰在炉膛中心处偏向两侧墙，火焰虽没有直接冲墙，但由于距离过近也加剧了水冷壁的过热.

4.4 水冷壁管壁厚度的影响

与其他几个电厂600 MW 超临界机组同样容量和参数的锅炉水冷壁相比，该电厂锅炉选用了较厚的管壁，比其他几个电厂锅炉管壁厚1.5～1.8 mm［5］.研究表明［5－6］，采用较厚的管壁时，水冷壁管壁温度分布偏差较大，容易导致热应力增大，造成金属疲劳或横向裂纹.张志正等［5］对水冷壁管壁厚度在原始厚度基础上减小1.5mm 后的水冷壁壁面温度及热应力场进行了数值模拟，结果表明在满足强度要求的情况下，适当减小管壁厚度，能有效提高水冷壁壁面温度分布的均匀性，从而减小水冷壁的热应力.

4.5 管壁热应力的影响

当金属材料的工作温度或膨胀系数有差别时，各部分的膨胀和收缩会相互约束产生热应力.当锅炉在吹灰、启停、调峰阶段以及水冷壁出现结渣、掉渣等现象时，水冷壁的壁面温度就会发生改变，热应力也随之变化.同时水冷壁不同位置的热负荷不同，局部温度也不同，同样会产生热应力.研究表明［7］，管壁温度和热应力的变化规律与热负荷的变化规律一致.在燃烧器区域高热负荷区，水冷壁壁面温度最高，热应力也最大，容易产生超温、金属疲劳、横向裂纹和拉裂等现象.当应力足够大时，水冷壁外表面氧化皮便会开裂或脱落.

5 采取的措施及效果

水冷壁氧化起皮区域是由于热负荷偏高造成过热氧化而引起的，因此可以采取以下措施来抑制水冷壁的氧化起皮：

（1）对起皮区域的水冷壁管进行了全面的宏观检查，对发现鼓疱的管段立即进行更换.对氧化皮较厚的区域进行管壁厚度测量，确保剩余厚度满足要求.

（2）根据HT－NR3低NOx燃烧器的特点，进行燃烧配风调整，调节各燃烧器的内二次风和外二次风风量分配比例及外二次风旋流强度，尽量使炉内温度场较均匀，减小了靠近两侧墙燃烧器的出力，避免火焰冲墙.同时，由于燃烧器密封冷却风量较其他同类型机组大，易导致燃烧延迟，从而使得沿炉膛深度中心线附近的热负荷高，导致该区域超温.因此，在保证燃烧器充分冷却的前提下，尽量减少燃烧器的冷却风量.

（3）防腐涂层材料能有效地减少水冷壁超温氧化，在大修期间对起皮区域的水冷壁管进行了防腐涂层材料的喷涂.

（4）低负荷运行时，水冷壁管内质量流速较低，内螺旋管的旋流强度减弱，当管内质量流速低于500kg／（m2·s）时，旋流强度明显减弱，接近光管，从而使得管内介质冷却能力迅速下降，此时特别容易在高热负荷区域出现传热恶化现象，使得水冷壁管超温氧化.如有可能，尽量避免在低负荷区域长时间运行.

采取上述措施后，经过了连续1年时间的运行，在小修期间检测发现，水冷壁氧化起皮现象得到了明显抑制，没有出现大面积氧化掉皮现象.

6 现场冷态试验

为了解减小靠近两侧墙燃烧器出力后炉内气流的分布和扩散等情况，对该锅炉进行了冷态空气动力场烟花示踪试验.烟花工况主要目的是判断减小靠近两侧墙燃烧器出力时两侧燃烧器射流是否对两侧墙有冲墙现象，烟花安装在中、下层两侧燃烧器上，每个燃烧器上安装8支冷态专用烟花，其中一次风喷口4支、二次风喷口4支.分别在中、下层靠近侧墙的燃烧器燃放了烟花，观察并录像烟花气流，烟花示踪燃烧器风门开度及速度测试结果见表3，示踪结果见图10.由图10可以看出，火焰并无明显冲墙现象.

7 结 论

通过数值模拟对炉内流动、燃烧和传热传质等进行了研究，冷态空气动力场试验和现场取样分析表明，燃烧器区域水冷壁向火侧过热氧化是产生氧化皮的主要原因.采取燃烧调整、减小靠近两侧墙燃烧器的出力、喷涂防腐涂层和定期检查并更换水冷壁管等措施后，水冷壁氧化起皮现象得到了明显抑制.

表3 烟花示踪燃烧器风门开度及速度测试结果Tab.3 Fireworks tracing results of flow velocity under different openings of air damper

图10 烟花示踪结果Fig.10 Tracing diagram of the fireworks

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