OPCC型旋流燃燒器大面積燒損的關(guān)鍵原因及改造措施

李德波， 沈躍良， 鄧劍華， 狄萬豐， 徐齊勝

（1.廣東電網(wǎng)公司電力科學(xué)研究院，廣州510060；2.華潤電力（賀州）有限公司，賀州542709）

隨著我國火力發(fā)電事業(yè)的快速發(fā)展，國內(nèi)投產(chǎn)了一大批超臨界和超超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組.四角切圓鍋爐殘余旋轉(zhuǎn)給過熱器和再熱器受熱面溫度偏差控制帶來了非常大的困難和挑戰(zhàn)，尤其對于超臨界和超超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組，這種偏差對溫度的影響更加明顯，因此采用旋流燃燒器組織爐內(nèi)空氣動力場逐漸成為超臨界和超超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組首選的燃燒方式［1－9］.

國內(nèi)先后引進(jìn)的超臨界和超超臨界鍋爐均采用了新型旋流煤粉燃燒技術(shù)，其目標(biāo)是實現(xiàn)煤粉的高效燃燒、低NOx排放、低負(fù)荷不投油穩(wěn)定燃燒，保證水冷壁可靠運行和減小受熱面熱偏差.國產(chǎn)化超臨界和超超臨界鍋爐采用與B＆W公司、三井巴布科克能源有限公司、日立集團(tuán)、三菱集團(tuán)和阿爾斯通集團(tuán)等合作研發(fā)的新型旋流煤粉燃燒器.國內(nèi)某制造廠自行開發(fā)設(shè)計了OPCC型旋流燃燒器，目前已經(jīng)投入使用［1－9］.

在2012年1月某電廠一臺660MW超臨界鍋爐停爐檢修時，發(fā)現(xiàn)旋流燃燒器大面積燒損，給電廠帶來了嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失，同時給今后同類型超臨界旋流燃燒煤粉鍋爐安全、穩(wěn)定運行造成了較大的安全隱患.為了分析旋流燃燒器大面積燒損的原因，筆者對全爐膛進(jìn)行熱態(tài)數(shù)值模擬，提出了旋流燃燒器運行的關(guān)鍵改造措施，為今后該類型旋流燃燒器的安全運行提供理論指導(dǎo).

1 旋流燃燒器設(shè)備

該旋流燃燒器為某制造廠自行開發(fā)設(shè)計的外濃內(nèi)淡型低NOx旋流煤粉燃燒器（OPCC型旋流燃燒器），燃燒方式為對沖燃燒.燃燒用空氣分為4部分：一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)（即三次風(fēng)）和中心風(fēng).旋流燃燒器的結(jié)構(gòu)見圖1.內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)道內(nèi)布置有軸向旋流器，外二次風(fēng)風(fēng)道內(nèi)布置有切向旋流器.內(nèi)二次風(fēng)軸向葉片角度為60°，外二次風(fēng)切向葉片角度為45°.為了進(jìn)一步降低NOx的排放量，在旋流燃燒器上方設(shè)置了燃盡風(fēng)和側(cè)燃盡風(fēng).旋流燃燒器采用前后墻對沖燃燒方式布置，共有36只旋流燃燒器，分3層布置在前墻和后墻上，每層有6只旋流燃燒器.在前墻和后墻旋流燃燒器上方各布置了一層燃盡風(fēng)和一層側(cè)燃盡風(fēng).

該電廠3號鍋爐于2011年1月6日投入運行，在2012年1月17日（運行時間為4 166h）檢修時發(fā)現(xiàn)旋流燃燒器一次風(fēng)風(fēng)室的耐磨陶瓷脫落，風(fēng)筒前端出現(xiàn)燒損和變形等現(xiàn)象.中、上層旋流燃燒器損壞嚴(yán)重，下層旋流燃燒器損壞程度相對較輕（見圖2）.由圖2可以看出，旋流燃燒器的中心風(fēng)和一次風(fēng)風(fēng)筒燒損嚴(yán)重，前端耐磨陶瓷均脫落，煤粉濃縮器前端減薄，一次風(fēng)風(fēng)筒前端燒損非常嚴(yán)重.

圖1 旋流燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structural diagram of the swirl burner

圖2 現(xiàn)場檢修時前墻旋流燃燒器的燒損情況Fig.2 Burnout photos of front－wall swirl burner taken in on－site inspection

2 旋流燃燒器運行工況

2.1 煤質(zhì)信息

鍋爐實際燃用煤種為印尼煤，其揮發(fā)分、硫、全水分質(zhì)量分?jǐn)?shù)較大，可磨指數(shù)較低，爆炸性較強(qiáng).因此，在燃用高揮發(fā)分印尼煤時要合理控制燃燒空氣動力場，否則著火提前容易造成旋流燃燒器燒損.

2.2 旋流燃燒器一次風(fēng)風(fēng)速

對磨煤機(jī)出口的粉管風(fēng)速進(jìn)行現(xiàn)場測量，得到6條粉管的平均風(fēng)速為25～28m／s，與設(shè)計風(fēng)速22.4m／s比較接近，一次風(fēng)的實際運行風(fēng)速比設(shè)計風(fēng)速偏大，可以推遲煤粉著火的時間，使得回流區(qū)起始點遠(yuǎn)離旋流燃燒器噴口附近的位置.因此，習(xí)慣運行工況下一次風(fēng)風(fēng)速偏大，不可能是旋流燃燒器燒損的原因.

2.3 旋流燃燒器習(xí)慣運行工況下的開度

通過現(xiàn)場查看，得到了旋流燃燒器和燃盡風(fēng)燃燒器開度.

（1）旋流燃燒器：調(diào)整外二次風(fēng)風(fēng)門至45°（滿量程75°）和內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)門至80%開度（即將拉桿拉至400mm）.

（2）側(cè)燃盡風(fēng)燃燒器（SAP）：調(diào)整直流風(fēng)擋板至100%開度（即將拉桿拉至400mm）和旋流二次風(fēng)調(diào)風(fēng)器至100%開度（即將拉桿拉至400mm）.

（3）燃盡風(fēng)燃燒器（AAP）：調(diào)整直流風(fēng)擋板至100%開度（即將拉桿拉至400mm）和旋流二次風(fēng)調(diào)風(fēng)器至100%開度（即將拉桿拉至400mm）.

3 旋流燃燒器燒損原因分析

3.1 旋流燃燒器材料

通過對現(xiàn)場旋流燃燒器燒損的情況進(jìn)行仔細(xì)分析，發(fā)現(xiàn)旋流燃燒器在設(shè)計上存在以下缺陷：

（1）旋流燃燒器前端550mm為高溫耐磨合金鋼整體鑄件，一次風(fēng)風(fēng)筒材質(zhì)為碳鋼，材料的耐熱等級不夠.

（2）陶瓷粘貼工藝不妥易造成陶瓷脫落，從而使得耐熱等級不高的一次風(fēng)風(fēng)筒在旋流燃燒器停運后直接受到火焰的高溫輻射，加劇了損壞.陶瓷主要目的是防磨，由于噴口處受爐膛高溫輻射，溫度較高，陶瓷與一次風(fēng)風(fēng)管熱膨脹系數(shù)不一致而脫落，脫落后造成一次風(fēng)噴口截面不規(guī)則，從而改變了一次風(fēng)氣流（流速相對減?。植棵悍蹪舛仍龃?，噴口受熱不均，會因局部過熱而被燒損.

（3）中心風(fēng)風(fēng)筒為耐熱鋼，現(xiàn)場觀察到其氧化嚴(yán)重，材料制造質(zhì)量差造成中心風(fēng)風(fēng)筒端部燒損.

3.2 旋流燃燒器運行

旋流燃燒器在運行方面主要有以下缺陷：

（1）現(xiàn)場檢查時發(fā)現(xiàn)，停運的一次風(fēng)風(fēng)筒無冷卻風(fēng)保護(hù)，因而更容易被燒損.中心風(fēng)取自二次風(fēng)大風(fēng)箱，當(dāng)管徑較小、風(fēng)量相對少、風(fēng)門開度小時，冷卻能力不足，燒損情況加劇.

（2）由于揮發(fā)分較高的印尼煤著火比較容易，當(dāng)內(nèi)二次風(fēng)軸向葉片按照設(shè)計的角度60°運行時，旋流強(qiáng)度太大，著火過分提前，容易造成旋流燃燒器區(qū)域結(jié)渣和燒損，同時內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度過大會導(dǎo)致旋流燃燒器的阻力損失較大.

4 旋流燃燒器熱態(tài)數(shù)值模擬

由于回流區(qū)起始點靠近旋流燃燒器出口，為了獲得旋流燃燒器出口附近的溫度場分布，進(jìn)行旋流燃燒器熱態(tài)數(shù)值模擬.

4.1 網(wǎng)格劃分

由于爐膛結(jié)構(gòu)相對規(guī)則且尺寸很大，而旋流燃燒器區(qū)域的結(jié)構(gòu)復(fù)雜且尺寸相對較小，如果采用統(tǒng)一的網(wǎng)格劃分規(guī)則，整個爐膛的網(wǎng)格數(shù)量將會很大.為避免這一問題，將爐膛分為灰斗、下爐膛、旋流燃燒器、上爐膛、折焰角和爐膛出口6個區(qū)域，對旋流燃燒器和折焰角區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格局部加密.整個爐膛采用正六面體網(wǎng)格，旋流燃燒器的網(wǎng)格按照電廠提供的實際參數(shù)進(jìn)行劃分，整個爐膛的幾何尺寸與電廠實際的結(jié)構(gòu)按照1∶1比例，經(jīng)過反復(fù)的數(shù)值模擬試驗和網(wǎng)格無關(guān)性檢驗，在保證計算結(jié)果精度的前提下，最后確定網(wǎng)格總數(shù)約為231萬（見圖3）.

圖3 爐膛網(wǎng)格Fig.3 Grid division of the furnace

4.2 數(shù)學(xué)模型

數(shù)值模擬采用三維穩(wěn)態(tài)計算和Simple算法.湍流模型采用帶旋流修正的Realizablek－ε模型；采用混合分?jǐn)?shù)－概率密度函數(shù)（mixture－fraction／PDF）模擬氣相湍流燃燒；采用P－1輻射模型（P－1radiation model）計算輻射傳熱；采用雙平行競爭反應(yīng)模型（the two competing rates model）模擬煤粉揮發(fā)分的析出；采用動力／擴(kuò)散控制燃燒模型（kinetics／diffusion－limited char combustion model）模擬焦炭燃燒；采用隨機(jī)軌道方法（stochastic tracking）模擬煤粉顆粒跟蹤.動量方程、能量方程、k方程和ε方程均采用二階迎風(fēng)格式離散.對于邊界條件，旋流燃燒器進(jìn)口速度根據(jù)現(xiàn)場冷態(tài)試驗結(jié)果進(jìn)行設(shè)定，采用近壁函數(shù)法處理近壁區(qū)域方程的過渡計算.

4.3 旋流燃燒器的風(fēng)溫和風(fēng)速

為了得到旋流燃燒煤粉鍋爐習(xí)慣運行工況下的燃燒情況，數(shù)值模擬中旋流燃燒器的風(fēng)速由現(xiàn)場試驗測量得到.

4.4 數(shù)值模擬工況

在額定負(fù)荷下，該電廠投入C、D、E、A和F層燃燒器，B層燃燒器備用.旋流燃燒器區(qū)域的過量空氣系數(shù)為0.94，一次風(fēng)總風(fēng)量為137kg／s，燃盡風(fēng)總風(fēng)量為111.2kg／s，二次風(fēng)（不含燃盡風(fēng)）總風(fēng)量為385.6kg／s，實際給煤量為254.66t／h.數(shù)值模擬中旋流燃燒器、燃盡風(fēng)和側(cè)燃盡風(fēng)的入口邊界條件采用速度進(jìn)口條件，入口速度和溫度根據(jù)該電廠習(xí)慣運行工況參數(shù)進(jìn)行設(shè)定，其主要目的是為了盡可能地模擬實際運行工況下爐內(nèi)的燃燒.出口邊界條件采用壓力出口.煤粉顆粒直徑按照Rosin－Rammler方法分布，顆粒最小直徑為4μm，最大直徑為246μm，平均直徑為51μm，分布指數(shù)為1.15，煤粉細(xì)度R90＝23%.

由于全爐膛旋流燃燒的數(shù)值模擬具有控制方程強(qiáng)非線性的特點，在實際模擬中發(fā)現(xiàn)，如果一開始就耦合所有的控制方程，數(shù)值模擬的結(jié)果很容易發(fā)散.因此，在計算迭代時首先進(jìn)行冷態(tài)下控制方程（包括連續(xù)性方程和動量方程）的求解.當(dāng)計算迭代5 000步時，殘差曲線基本無變化，通過后處理分析冷態(tài)空氣動力場的特點，發(fā)現(xiàn)旋流燃燒器回流區(qū)的形成比較合理，并未出現(xiàn)射流偏斜的現(xiàn)象，同時二次風(fēng)沒有貼墻，說明冷態(tài)下數(shù)值模擬已經(jīng)收斂，可以進(jìn)行熱態(tài)數(shù)值模擬.在熱態(tài)數(shù)值模擬中，將能量方程收斂的殘差設(shè)為10－6，其他控制方程的殘差設(shè)為10－3，開始熱態(tài)下控制方程組的迭代，在迭代過程中通過設(shè)置監(jiān)視點（包括質(zhì)量守恒性和能量守恒性的監(jiān)視）來查看數(shù)值模擬迭代收斂的情況.整個數(shù)值計算步數(shù)超過了100 000步，從而保證了整個數(shù)值計算的結(jié)果已完全達(dá)到穩(wěn)態(tài).

4.5 數(shù)值模擬結(jié)果與熱力計算結(jié)果的對比

由于旋流燃燒器燒損，通過現(xiàn)場試驗獲得爐膛的溫度分布相當(dāng)困難.因此，評估數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確程度主要是與熱力計算結(jié)果進(jìn)行對比（見表1），其中理論燃燒溫度、爐膛出口平均煙氣溫度和屏底溫度的相對偏差分別為2%、5%和2.6%.由表1可知，數(shù)值模擬與熱力計算結(jié)果的溫度偏差在40～80 K，相對偏差在5%以內(nèi).除了爐膛出口平均煙氣溫度有較大的偏差，理論燃燒溫度和屏底溫度的偏差均較小，雖然數(shù)值模擬本身模型也存在一定的缺陷，但數(shù)值模擬結(jié)果仍具有較高的可行性和準(zhǔn)確度.

4.6 全爐膛燃燒器截面上溫度的定量分布

通過分析旋流燃燒器截面上溫度分布的規(guī)律，尤其是旋流燃燒器噴口附近的溫度場，從而得到旋流燃燒器燒損的內(nèi)在原因.圖4為旋流燃燒器截面上溫度場的分布，其中前墻旋流燃燒器從左墻到右墻的編號依次為1號、2號、3號、4號、5號和6號；后墻旋流燃燒器從左墻到右墻的編號依次為1號、2號、3號、4號、5號和6號，即前墻和后墻旋流燃燒器對應(yīng)位置的編號相同；x表示鍋爐深度方向，m；z表示鍋爐寬度方向，m.由圖4（a）可以看出，旋流燃燒器出口附近的最高溫度能達(dá)到800℃左右，由于旋流燃燒器形成的高溫回流區(qū)卷吸了大量高溫氣體，使得回流區(qū)溫度高達(dá)1 600℃左右.旋流燃燒器附近的火焰溫度超過800℃，因此強(qiáng)烈的高溫氣體輻射熱會燒壞旋流燃燒器.由圖4（a）還可以看出，爐膛中心氣體的溫度最高，前墻左、右邊上的1號和6號旋流燃燒器附近的溫度較低.沿著旋流燃燒器寬度方向，溫度分布不均勻，中間旋流燃燒器的溫度較高，靠近左墻和右墻的旋流燃燒器溫度較低，說明旋流燃燒器沿寬度方向的配風(fēng)不均勻.

表1 數(shù)值模擬與熱力計算結(jié)果的對比Tab.1 Comparison between numerical simulation and thermodynamic calculation K

由圖4（b）可以看出，相比于第一層旋流燃燒器的溫度場，第二層旋流燃燒器高溫區(qū)范圍較寬，整體溫度水平高于第一層旋流燃燒器的溫度水平.旋流燃燒器出口附近的最高溫度能達(dá)到850℃以上，最高溫度比第一層旋流燃燒器的高了100K.前墻和后墻左、右邊上的1號和6號旋流燃燒器附近溫度均較低，這與第一層旋流燃燒器得到的結(jié)果一致，說明第二層旋流燃燒器沿著寬度方向的配風(fēng)不均勻造成了中間旋流燃燒器的空氣量較大，燃燒充分，導(dǎo)致溫度較高，靠近左墻和右墻的旋流燃燒器配風(fēng)不夠，燃燒不充分造成溫度偏低.

由圖4（c）可以看出，相比于第一層和第二層旋流燃燒器的溫度場，第三層旋流燃燒器高溫區(qū)范圍更寬，整體溫度水平更高.旋流燃燒器出口的最高溫度達(dá)到了900℃以上，這是在現(xiàn)場試驗中上層旋流燃燒器燒壞的程度明顯比中、下層旋流燃燒器嚴(yán)重的原因.

綜上，對于OPCC型旋流燃燒器，中、上層旋流燃燒器的溫度明顯比下層旋流燃燒器的溫度高.當(dāng)燃用揮發(fā)分較高、灰熔點較低的印尼煤時，在保證燃燒穩(wěn)定的情況下，應(yīng)該避免出現(xiàn)大的回流區(qū)，防止回流區(qū)卷吸的高溫?zé)煔饬窟^大而造成旋流燃燒器燒壞.該電廠旋流燃燒器出現(xiàn)大面積燒壞的一個關(guān)鍵原因是旋流燃燒器內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度過大，造成回流區(qū)過大，加上燃用印尼煤，從而加劇了中、上層旋流燃燒器大面積燒壞的程度.

由圖4（d）可以看出，前墻水冷壁附近的溫度較高，最高溫度能達(dá)到1 600℃，這是實際檢查中側(cè)燃盡風(fēng)附近旋流燃燒器嚴(yán)重?zé)龎模瑫r水冷壁出現(xiàn)高溫結(jié)渣的原因.

由圖4（e）可以看出，由于燃盡風(fēng)風(fēng)速較大，射流剛性較強(qiáng)，回流區(qū)明顯遠(yuǎn)離旋流燃燒器，旋流燃燒器附近的火焰溫度不高，約為500～600℃.現(xiàn)場檢查發(fā)現(xiàn)燃盡風(fēng)層旋流燃燒器區(qū)域沒有出現(xiàn)燒壞的情況，水冷壁區(qū)域也沒有出現(xiàn)高溫結(jié)渣現(xiàn)象.燃盡風(fēng)層溫度比下層旋流燃燒器溫度低的主要原因是燃盡風(fēng)層的高溫氣體不斷換熱，整體溫度水平降低，另外燃盡風(fēng)風(fēng)速較大，回流區(qū)遠(yuǎn)離旋流燃燒器出口.

5 旋流燃燒器改造措施

5.1 旋流燃燒器材質(zhì)和結(jié)構(gòu)改造

針對旋流燃燒器材料方面的缺陷，根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，在旋流燃燒器的設(shè)計上進(jìn)行如下改造：

（1）旋流燃燒器一次風(fēng)風(fēng)筒應(yīng)采用高溫耐磨合金鋼整體鑄造，耐熱度、耐磨度和材料強(qiáng)度應(yīng)合格.

（2）在保證旋流燃燒器安全運行方面可以進(jìn)一步優(yōu)化旋流燃燒器的擴(kuò)錐和旋流葉片角度［10－12］.該電廠旋流燃燒器出現(xiàn)大面積燒損的一個原因是旋流燃燒器內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度過大造成回流區(qū)過大，加上燃用印尼煤，從而加劇了中、上層旋流燃燒器大面積燒損的程度.因此，當(dāng)燃用揮發(fā)分較高、灰熔點較低的印尼煤時，在保證燃燒穩(wěn)定的情況下，應(yīng)該減小內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度和軸向葉片的角度，避免出現(xiàn)大的回流區(qū)，防止回流區(qū)卷吸高溫?zé)煔饬窟^大而造成旋流燃燒器燒損［3］.

（3）中心風(fēng)風(fēng)筒為耐熱鋼，現(xiàn)場觀察到其氧化嚴(yán)重，材料制造質(zhì)量差，從而造成中心風(fēng)風(fēng)筒端部燒損，應(yīng)該改進(jìn)中心風(fēng)風(fēng)筒材料制造的工藝.

（4）陶瓷粘貼工藝不妥易造成陶瓷脫落，使得耐熱等級不高的一次風(fēng)風(fēng)筒在燃燒停運后直接受到火焰的高溫輻射，加劇了損壞，因此建議改進(jìn)陶瓷粘貼工藝，避免陶瓷脫落.

（5）提高中心風(fēng)的速度，使得回流區(qū)的起始位置遠(yuǎn)離旋流燃燒器出口.

（6）對于揮發(fā)分較高的印尼煤，應(yīng)該適當(dāng)增大一次風(fēng)風(fēng)速，減緩煤粉著火的速度，使著火點遠(yuǎn)離旋流燃燒器噴口附近位置.

（7）對于OPCC型旋流燃燒器，建議內(nèi)二次風(fēng)軸向葉片角度設(shè)計為可調(diào)節(jié)，減小內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度，擴(kuò)展這種旋流燃燒器對煤種的適應(yīng)性.

5.2 旋流燃燒器運行方面的改造

為了確保旋流燃燒器安全、穩(wěn)定運行，防止出現(xiàn)旋流燃燒器大面積燒損的惡性事故，在實際運行中需要按照如下運行要求進(jìn)行調(diào)整：

（1）對于沒有投運的旋流燃燒器，應(yīng)增大冷卻風(fēng)風(fēng)量，減少對高溫?zé)煔獾木砦?，要注意檢查風(fēng)門擋板的開度與風(fēng)量是否真實，確保旋流燃燒器的冷卻風(fēng)量，防止冷卻風(fēng)量不足造成旋流燃燒器燒損.

（2）旋流燃燒器一次風(fēng)風(fēng)筒的冷卻能力不足，需要增加冷卻風(fēng)保護(hù).

（3）減小內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)量，將開度由90%減小為60%，先觀察調(diào)整內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)量的結(jié)果，然后根據(jù)調(diào)整結(jié)果進(jìn)行觀察.

（4）將一次風(fēng)粉管的風(fēng)速增大至25～28m／s，延遲煤粉著火的時間，使得回流區(qū)起始點遠(yuǎn)離旋流燃燒器的出口，尤其是針對揮發(fā)分較高的印尼煤（w（Vdaf）＝40.45%），可以適當(dāng)增大一次風(fēng)風(fēng)速.

（5）外二次風(fēng)的開度設(shè)置如下：同層1號和6號旋流燃燒器開度設(shè)置為80%；同層2號、3號、4號和5號旋流燃燒器開度設(shè)置為50%～60%.

（6）停運時中心風(fēng)的風(fēng)量開度設(shè)置為50%，運行時設(shè)置為100%.

（7）對于燃盡風(fēng)旋流燃燒器，將旋流風(fēng)擋板拉桿由400mm減小為200mm.

（8）采用熱電偶定期對旋流燃燒器溫度進(jìn)行測量，保證噴口溫度在材質(zhì)許用溫度范圍內(nèi)，一般以800～900℃為宜.

（9）對于停運的旋流燃燒器層，將二次風(fēng)風(fēng)箱兩側(cè)風(fēng)門擋板的開度設(shè)置為10%，將中心風(fēng)擋板的開度設(shè)置為50%.

6 結(jié) 論

（1）內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度過大是造成OPCC型旋流燃燒器燒損的關(guān)鍵原因，建議減小內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度，擴(kuò)展這種旋流燃燒器對煤種的適應(yīng)性.

（2）旋流燃燒器一次風(fēng)風(fēng)筒應(yīng)采用高溫耐磨合金鋼整體鑄造，耐熱度、耐磨度和材料強(qiáng)度應(yīng)合格.

（3）中心風(fēng)風(fēng)筒為耐熱鋼，現(xiàn)場觀察到其氧化嚴(yán)重，應(yīng)改進(jìn)中心風(fēng)風(fēng)筒材料制造的工藝.

（4）陶瓷粘貼工藝不妥易造成陶瓷脫落，建議改進(jìn)陶瓷粘貼工藝以避免陶瓷脫落.

［1］ 樊泉桂.新型煤粉燃燒器的燃燒機(jī)理分析［J］.廣東電力，2010，23（4）：45－50.FAN Quangui.Combustion mechanism analysis of new type pulverized coal burner［J］.Guangdong Electric Power，2010，23（4）：45－50.

［2］ 樊泉桂.超臨界和超超臨界鍋爐煤粉燃燒新技術(shù)分析

［J］.電力設(shè)備，2006，7（2）：23－25.FAN Quangui.Analysis of new pulverized coal combustion technology of supercritical pressure boiler［J］.Electrical Equipment，2006，7（2）：23－25.

［3］ 岑可法，周昊，池作和.大型電站鍋爐安全及優(yōu)化運行技術(shù)［M］.北京：中國電力出版社，2002.

［4］ 李庚，彭三瓏，鐘斌，等.DG 1900／25.4－Ⅱ4型煤粉鍋爐爐內(nèi)過程的數(shù)值模擬［J］.動力工程學(xué)報，2011，31（5）：325－329.LI Geng，PENG Sanlong，ZHONG Bin，etal.Numerical simulation on flow and combustion process in the furnace of a DG 1900／25.4－Ⅱ4coal－fired boiler［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（5）：325－329.

［5］ 匡江紅，曹漢鼎，林碧玉.旋流燃燒鍋爐爐內(nèi)溫度場優(yōu)化的數(shù)值研究［J］.動力工程，2009，29（7）：613－619.KUANG Jianghong，CAO Handing，LIN Biyu.Optimization of temperature field in the furnace of boiler with swirling burners［J］.Journal of Power Engineering，2009，29（7）：613－619.

［6］ 劉泰生，周武，葉恩清.燃盡風(fēng)對爐內(nèi)流動和燃燒過程影響的數(shù)值模擬［J］.動力工程，2006，26（1）：116－120.LIU Taisheng，ZHOU Wu，YE Enqing.Numerical simulation of the effect of overfire air on flow and combustion in furnaces［J］.Journal of Power Engineering，2006，26（1）：116－120.

［7］ 高正陽，宋瑋，方立軍，等.1 000MW 超超臨界機(jī)組雙切圓鍋爐NO排放特性的數(shù)值模擬［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報，2009，29（32）：12－18.GAO Zhengyang，SONG Wei，F(xiàn)ANG Lijun，etal.Numerical simulation of NO emission of a dual circle trangential firing boiler of a 1 000MW ultra supercritical unit［J］.Proceedings of the CSEE，2009，29（32）：12－18.

［8］ 劉建全，孫保民，張廣才，等.1 000MW 超超臨界旋流燃燒器鍋爐穩(wěn)燃特性數(shù)值模擬與優(yōu)化［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報，2012，32（8）：19－27.LIU Jianquan，SUN Baomin，ZHANG Guangcai，et al.Numerical simulation and optimation of stable combustion of a 1 000MW ultra supercritical unit swirl combustion boiler［J］.Proceedings of the CSEE，2012，32（8）：19－27.

［9］ 劉建全，孫保民，白濤，等.穩(wěn)燃特性對1 000MW 超超臨界鍋爐NOx排放特性影響的數(shù)值模擬［J］.機(jī)械工程學(xué)報，2011，47（22）：132－139.LIU Jianquan，SUN Baomin，BAI Tao，etal.Numerical simulation of NOxemission of 1 000MW ultra supercritical swirl combustion boiler on different combustion stability conditions［J］.Journal of Mechanical Engineering，2011，47（22）：132－139.

［10］ 溫志華，文作偉，周建松.低NOx軸向旋流燃燒器燒損原因分析及對策［J］.電站系統(tǒng)工程，2010，26（5）：27－28.WEN Zhihua，WEN Zuowei，ZHOU Jiansong.The causes and counter measures of low NOxaxial swirl burner burnout［J］.Power System Engineering，2010，26（5）：27－28.

［11］ 吳磊，魏剛，劉文獻(xiàn)，等.邯鄲熱電廠EI－XCL型旋流燃燒器冷態(tài)特性分析［J］.河北電力技術(shù)，2002，21（1）：32－34.WU Lei，WEI Gang，LIU Wenxian，etal.Analysis of cold－state features of type EI－XCL vortex burners in Handan cogeneration on power plant［J］.Hebei E－lectrical Technology，2002，21（1）：32－34.

［12］ 張玉斌，李明，都淑麗.空氣動力特性對旋流燃燒器性能影響的研究［J］.發(fā)電設(shè)備，2012，26（3）：145－148.ZHANG Yubin，LI Ming，DOU Shuli.Effects of aerodynamic characteristics on the swirl burner performance［J］.Power Equipment，2012，26（3）：145－148.