600 MW W火焰鍋爐衛(wèi)燃帶改造與結(jié)渣分析

楊　帆，　朱光明，　丁常富，　段學(xué)農(nóng)

(1.華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，河北保定 071003；2.國(guó)網(wǎng)湖南省電力公司電力科學(xué)研究院，長(zhǎng)沙 410007)

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600 MW W火焰鍋爐衛(wèi)燃帶改造與結(jié)渣分析

楊帆1，朱光明2，丁常富1，段學(xué)農(nóng)2

(1.華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，河北保定 071003；2.國(guó)網(wǎng)湖南省電力公司電力科學(xué)研究院，長(zhǎng)沙 410007)

摘要：針對(duì)某600 MW W火焰鍋爐側(cè)墻衛(wèi)燃帶結(jié)渣嚴(yán)重問(wèn)題，為降低側(cè)墻溫度、減輕結(jié)渣，將原側(cè)墻衛(wèi)燃帶局部去除，采用CFD軟件對(duì)多工況下的爐內(nèi)速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，將計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行情況綜合分析了下?tīng)t膛側(cè)墻易結(jié)渣的原因.結(jié)果表明：鍋爐側(cè)墻壓力偏低導(dǎo)致煤粉氣流向側(cè)墻流動(dòng)，過(guò)高的側(cè)墻溫度使結(jié)渣情況加重；減少側(cè)墻衛(wèi)燃帶面積使側(cè)墻溫度降低，可緩解側(cè)墻結(jié)渣.

關(guān)鍵詞：W火焰鍋爐； 衛(wèi)燃帶； 結(jié)渣特性； 改造； 數(shù)值模擬

煤炭是我國(guó)重要的基礎(chǔ)能源，在我國(guó)一次能源消費(fèi)結(jié)構(gòu)中，煤炭所占比例接近70%，總儲(chǔ)量中無(wú)煙煤占13%左右[1]，W火焰鍋爐作為燃用低揮發(fā)分煤種的主力爐型，對(duì)其燃燒性能進(jìn)行研究具有重要意義.近些年，數(shù)值模擬計(jì)算技術(shù)發(fā)展迅速，采用數(shù)值模擬進(jìn)行燃燒計(jì)算的研究成果日漸增多，方慶艷等[2]對(duì)一臺(tái)W火焰鍋爐的結(jié)渣特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了結(jié)渣位置、程度和原因；高正陽(yáng)等[3]對(duì)2臺(tái)使用不同類型燃燒器的W火焰鍋爐進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算，分析了鍋爐本體結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒過(guò)程的影響；汪華劍等[4]采用數(shù)值模擬方法對(duì)一臺(tái)W型火焰鍋爐進(jìn)行研究，分析了F風(fēng)下傾對(duì)爐內(nèi)燃燒過(guò)程的影響.在國(guó)內(nèi)外學(xué)者的研究成果[5-11]中，已有將數(shù)值模擬與實(shí)際改造相結(jié)合的成功先例.筆者所研究的鍋爐在下?tīng)t膛燃燒區(qū)敷設(shè)有大面積衛(wèi)燃帶，該鍋爐自投產(chǎn)以來(lái)，鍋爐兩側(cè)墻和4個(gè)翼角衛(wèi)燃帶上存在較嚴(yán)重的結(jié)渣現(xiàn)象，特別是煤灰熔點(diǎn)較低或煤中含硫量較高時(shí)，結(jié)渣更為嚴(yán)重.經(jīng)過(guò)對(duì)運(yùn)行參數(shù)的長(zhǎng)期收集，筆者提出了新的衛(wèi)燃帶敷設(shè)方案，對(duì)原側(cè)墻衛(wèi)燃帶進(jìn)行部分拆除.為了揭示改造前后爐內(nèi)燃燒特性的變化規(guī)律，采用CFD計(jì)算流體軟件對(duì)新方案進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，為實(shí)際改造提供指導(dǎo)，從而降低改造風(fēng)險(xiǎn).

1研究對(duì)象及改造方案

1.1研究對(duì)象

研究對(duì)象為某600 MW超臨界W火焰鍋爐，為垂直爐膛、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、露天布置的Π型鍋爐，鍋爐結(jié)構(gòu)如圖1所示.爐膛以前后拱拱頂水平斷面為界，分為上下?tīng)t膛，24只濃縮型EI-XCL旋流燃燒器對(duì)稱布置在鍋爐的前后拱上，兩側(cè)風(fēng)粉氣流分別從前后拱垂直于拱面斜向下送入爐膛，每個(gè)燃燒器在下?tīng)t膛對(duì)應(yīng)布置有三次風(fēng)和下二次風(fēng).鍋爐燃用煤質(zhì)特性見(jiàn)表1.該煤種的揮發(fā)分較低、灰分較高，屬于典型的難著火、難燃盡煤種.

圖1　鍋爐結(jié)構(gòu)

參數(shù)元素分析工業(yè)分析w(Car)/%w(Har)/%w(Oar)/%w(Nar)/%w(Sar)/%w(Mar)/%w(Aar)/%w(Vdaf)/%w(FCar)/%Qnet,ar/(kJ·kg-1)數(shù)值49.801.511.530.481.309.3736.017.0049.9018839.50

1.2結(jié)渣情況及改造方案

1.2．1現(xiàn)場(chǎng)結(jié)渣情況

為了確定改造前側(cè)墻結(jié)渣情況，對(duì)側(cè)墻看火孔的結(jié)渣情況進(jìn)行了觀測(cè)，右側(cè)墻上排看火孔的觀測(cè)結(jié)果見(jiàn)圖2.看火孔1和看火孔3的渣層厚45 cm，看火孔2的渣層厚40 cm，據(jù)電廠資料記載,渣層厚度曾達(dá)80 cm，觀測(cè)結(jié)果表明側(cè)墻出現(xiàn)了嚴(yán)重的結(jié)渣現(xiàn)象.鍋爐結(jié)渣是個(gè)復(fù)雜的物理化學(xué)過(guò)程，它涉及煤的燃燒、煤的潛在結(jié)渣傾向、爐內(nèi)傳熱以及煤灰與管壁間的黏附等復(fù)雜過(guò)程，降低易結(jié)渣區(qū)域溫度是緩解結(jié)渣最直接有效的辦法之一.

(a) 看火孔1

(b) 看火孔2

(c) 看火孔3

1.2.2改造方案

側(cè)墻結(jié)渣嚴(yán)重表明衛(wèi)燃帶附近溫度過(guò)高，單側(cè)墻原始設(shè)計(jì)衛(wèi)燃帶面積為88.2 m2，衛(wèi)燃帶面積過(guò)大導(dǎo)致熱量集中，需減小衛(wèi)燃帶面積、降低溫度，以緩解結(jié)渣.衛(wèi)燃帶去除后，水冷壁吸熱量會(huì)有所提升，改造前需對(duì)鍋爐煙氣流量、排煙溫度、煤質(zhì)情況和水循環(huán)特性等運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行數(shù)據(jù)收集、整理和分析，核算去除兩側(cè)墻衛(wèi)燃帶后爐膛溫度及爐膛出口溫度是否滿足鍋爐正常運(yùn)行需要.為確定衛(wèi)燃帶敷設(shè)方案，防止大面積去除衛(wèi)燃帶會(huì)影響煤粉著火、導(dǎo)致兩側(cè)墻管壁超溫，前期進(jìn)行了衛(wèi)燃帶拆除試驗(yàn)，在停爐檢修期間，將爐膛側(cè)墻結(jié)渣較嚴(yán)重的衛(wèi)燃帶沿水平方向小面積去除，并將翼墻近側(cè)墻端2 m區(qū)域范圍內(nèi)衛(wèi)燃帶打薄，在40多天的連續(xù)高負(fù)荷運(yùn)行中，拆除區(qū)域未發(fā)生水冷壁管超溫爆管現(xiàn)象，側(cè)墻試驗(yàn)區(qū)域結(jié)渣明顯改善，由此可見(jiàn)衛(wèi)燃帶去除對(duì)鍋爐防結(jié)渣的效果明顯.

本次衛(wèi)燃帶調(diào)整方案以單側(cè)墻原始設(shè)計(jì)衛(wèi)燃帶為基礎(chǔ)，拆除部分衛(wèi)燃帶后，新方案中單側(cè)墻衛(wèi)燃帶面積為44.1 m2(見(jiàn)圖3中陰影區(qū)域，不含兩側(cè)翼墻).

圖3　改造后側(cè)墻衛(wèi)燃帶布置示意圖

2數(shù)值模擬方法與計(jì)算工況

筆者著重研究衛(wèi)燃帶改造前后對(duì)爐內(nèi)燃燒的影響，深入分析側(cè)墻易結(jié)渣的原因，模擬計(jì)算區(qū)域?yàn)槔浠叶放旁谥翣t膛出口，鍋爐網(wǎng)格劃分如圖4所示.計(jì)算區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，采用合理的劃分手段使網(wǎng)格盡量適應(yīng)計(jì)算區(qū)域的流動(dòng)特性，避免因偽擴(kuò)散影響造成計(jì)算偏差，對(duì)下?tīng)t膛燃燒器區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行合理加密，在垂直爐膛寬度的中心位置設(shè)置對(duì)稱面，選取對(duì)稱爐膛的一半作為計(jì)算區(qū)域，網(wǎng)格總數(shù)為144萬(wàn).對(duì)鍋爐進(jìn)行多工況模擬，計(jì)算工況見(jiàn)表2.

(a)燃燒區(qū)網(wǎng)格(b)縱截面網(wǎng)格

圖4鍋爐網(wǎng)格劃分

Fig.4Computational grid of the boiler

3計(jì)算結(jié)果分析

3.1計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比

為了判斷計(jì)算結(jié)果與運(yùn)行現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果誤差的大小，確保計(jì)算結(jié)果的合理性，改造前采用抽氣熱電偶在工況4下對(duì)看火孔進(jìn)行爐內(nèi)煙氣溫度測(cè)量，測(cè)點(diǎn)位置與實(shí)測(cè)結(jié)果見(jiàn)表3，其中測(cè)點(diǎn)入爐深度均為2.5 m.從表3可以看出，計(jì)算溫度與實(shí)測(cè)溫度基本相符，計(jì)算溫度比實(shí)測(cè)溫度略高，兩者存在誤差的原因有以下3方面：(1)由于計(jì)算邊界條件將衛(wèi)燃帶設(shè)為絕熱壁面，而實(shí)際上衛(wèi)燃帶也會(huì)向受熱面導(dǎo)熱；(2)由于計(jì)算流體力學(xué)發(fā)展水平有限，盡管從各方面努力做到使模擬條件與現(xiàn)場(chǎng)情況相接近，仍無(wú)法做到完全一致；(3)司爐和燃料變化等原因造成爐膛溫度在合理范圍內(nèi)波動(dòng).

表2　計(jì)算工況表

表3　計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的比較

3.2速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)

圖5為工況8下距離右側(cè)墻8.9 m處爐膛截面的速度矢量圖.圖5反映了爐內(nèi)煙氣的流動(dòng)特性，形成了清晰的“W”形狀，可以看出有4個(gè)明顯的渦狀回流區(qū)(即a、b、c和d)，分別稱為主回流區(qū)(a)、背側(cè)回流區(qū)(b)、引射回流區(qū)(c)和冷灰斗回流區(qū)(d).主回流區(qū)影響W火焰的形成，主回流區(qū)過(guò)大會(huì)干擾主氣流，導(dǎo)致?tīng)t內(nèi)流場(chǎng)紊亂，造成火焰貼墻結(jié)渣；主回流區(qū)過(guò)小則容易使火焰短路或者火焰中心上移，影響煤粉顆粒的穩(wěn)定燃燒，主回流區(qū)對(duì)煤粉的著火和燃盡有重要影響，其延長(zhǎng)了煤粉顆粒在爐內(nèi)燃燒的行程，有利于煤粉顆粒的燃盡，且燃燒產(chǎn)生的高溫有利于新煤粉的點(diǎn)燃，從而強(qiáng)化了對(duì)煤粉主氣流的加熱作用.背側(cè)回流區(qū)是由三次風(fēng)氣流引射作用和主回流區(qū)的殘余旋轉(zhuǎn)共同產(chǎn)生的，位于一次風(fēng)與三次風(fēng)之間，背側(cè)回流區(qū)過(guò)大容易導(dǎo)致一次風(fēng)氣流偏斜.引射回流區(qū)位于三次風(fēng)與下二次風(fēng)之間，由2股氣流的引射作用共同產(chǎn)生.冷灰斗回流區(qū)位于冷灰斗斜面水冷壁上方，由下二次風(fēng)引射作用產(chǎn)生，該回流區(qū)影響火焰下沖深度，回轉(zhuǎn)氣流卷吸下游的煤粉顆粒，延長(zhǎng)了煤粉在爐內(nèi)的停留時(shí)間，二次風(fēng)下行形成的空氣膜可以避免冷灰斗結(jié)渣，調(diào)整下二次風(fēng)角度可以調(diào)節(jié)冷灰斗回流區(qū)的位置，要提高火焰的下沖深度，應(yīng)減小冷灰斗回流區(qū)尺寸并降低其位置.

圖5　工況8下?tīng)t內(nèi)速度場(chǎng)

圖6給出了工況8下垂直于爐膛寬度方向、距離右側(cè)墻8.9 m處爐膛截面溫度分布.圖6的溫度場(chǎng)與圖5的速度場(chǎng)是相互耦合的，改造后W火焰形成較好，溫度場(chǎng)沿爐膛深度方向的對(duì)稱性較好，沒(méi)有出現(xiàn)“前墻壓后墻”或“后墻壓前墻”的現(xiàn)象.爐內(nèi)的高溫說(shuō)明煤粉在爐內(nèi)發(fā)生了劇烈燃燒，溫度分布均勻，火焰充滿度較好，煤粉顆粒進(jìn)入爐膛后在高溫?zé)煔饣亓骶砦洼椛浼訜岬淖饔孟轮鸩⒀杆偃紵?，釋放大量的熱量，爐內(nèi)最高溫度在1 800 K以上.

圖6　爐膛截面溫度場(chǎng)

3.3結(jié)渣特性分析

煤灰在受熱面的結(jié)渣機(jī)理較為復(fù)雜，煤灰的化學(xué)組分、爐內(nèi)的環(huán)境氣氛和受熱面表面的熱物理狀況都會(huì)影響整個(gè)結(jié)渣過(guò)程.衛(wèi)燃帶的敷設(shè)會(huì)增大煙氣與水冷壁之間的傳熱熱阻，減少受熱面吸熱量，使衛(wèi)燃帶表面溫度大幅提高，一般情況下衛(wèi)燃帶表面溫度比附近水冷壁溫度高400～600 K，高溫使附近的煤灰顆粒更易處于熔化狀態(tài)，進(jìn)而產(chǎn)生了衛(wèi)燃帶表面易結(jié)渣的現(xiàn)象.圖7給出了改造前距離右側(cè)墻4.79 m的燃燒器噴口顆粒軌跡.理想的顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡應(yīng)為：煤粉顆粒從一次風(fēng)口噴出后，在一次風(fēng)和二次風(fēng)的共同作用下，斜向下沖入燃燒區(qū)一定高度后轉(zhuǎn)折向上，經(jīng)過(guò)劇烈燃燒后飛出爐膛，完成整個(gè)燃燒過(guò)程.從圖7可以看出，大部分煤粉顆粒斜向下運(yùn)動(dòng)一段距離后，氣流在三次風(fēng)口附近發(fā)生偏斜，并逐漸向側(cè)墻衛(wèi)燃帶區(qū)域聚集，處于熔融狀態(tài)的灰渣具有極高的黏性，撞擊到衛(wèi)燃帶后附著在上面，造成了結(jié)渣.煤粉燃燒釋放大量的熱量，爐膛中心區(qū)域產(chǎn)生的高溫使氣流迅速膨脹，促使氣流向壓力較低的側(cè)墻方向流動(dòng)，進(jìn)一步分析爐膛高度為21 m、22 m、23 m、24 m和25 m截面中心平均壓力分布(見(jiàn)圖8)，表明平均壓力沿爐膛寬度方向從中心到兩側(cè)逐漸降低，導(dǎo)致氣流向側(cè)墻流動(dòng)，前后墻下二次風(fēng)的貼壁流動(dòng)以及側(cè)墻區(qū)域缺少冷卻并處于還原性氣氛中，使結(jié)渣情況加劇.

圖7　顆粒軌跡

3.4改造影響分析

圖9給出了100%負(fù)荷下衛(wèi)燃帶改造前后(工況4和工況7)右側(cè)墻的溫度對(duì)比.從圖9可以看出，2個(gè)工況下最高溫度均出現(xiàn)在爐膛高度25 m處，改造前衛(wèi)燃帶區(qū)域的最高溫度達(dá)到1 589 K，高于鍋爐燃用煤的變形溫度(1 473 K)和軟化溫度(1 573 K)，處于熔化狀態(tài)的煤灰顆粒具有極高的黏性，當(dāng)其運(yùn)動(dòng)到高溫衛(wèi)燃帶壁面時(shí)會(huì)黏附在上面，熔化狀態(tài)的煤灰顆粒得不到有效冷卻，順著衛(wèi)燃帶往下流動(dòng)、流動(dòng)到中溫區(qū)時(shí)，由于溫度降低便逐漸凝固，越積越厚，煤渣附著在受熱面上，對(duì)爐膛產(chǎn)生保溫效應(yīng)，使結(jié)渣情況進(jìn)一步惡化.從圖9還可以看出，拆除部分衛(wèi)燃帶后，右側(cè)墻溫度比改造前降低約70 K，壁面高溫區(qū)的溫度約為1 518 K，右側(cè)墻兩端和兩翼墻的溫度在1 200～1 300 K，相比改造前明顯降低.

圖8　平均壓力分布

(a) 改造前

(b) 改造后

Fig.9Comparison of the right side-wall temperature before and after retrofit

衛(wèi)燃帶部分拆除必然會(huì)導(dǎo)致?tīng)t膛溫度降低，改造前需對(duì)方案進(jìn)行模擬計(jì)算，以檢驗(yàn)新的改造方案能否保證鍋爐安全運(yùn)行.圖10中曲線a、曲線b和曲線c分別對(duì)應(yīng)工況1、工況7和工況4下?tīng)t膛水平截面沿爐膛高度方向的平均溫度，定義爐膛水平截面溫度最高處為火焰中心位置.對(duì)比曲線a、曲線b和曲線c可以看出，隨著衛(wèi)燃帶面積的增加，火焰中心位置有所上升，爐內(nèi)溫度上升，煤粉顆粒著火提前.當(dāng)衛(wèi)燃帶面積從141 m2(工況1)增加到410 m2(工況4)時(shí)，爐內(nèi)最高溫度上升約200 K.對(duì)比曲線b和曲線c可以看出，衛(wèi)燃帶拆除后，即衛(wèi)燃帶面積由410 m2(工況4)減少至365.9 m2(工況7)時(shí)，爐內(nèi)最高溫度下降約20 K，下降幅度為1.1%.

圖10　爐膛水平截面平均溫度沿爐膛高度方向的變化

Fig.10Average temperature variation curves at different heights of the furnace

煤粉從一次風(fēng)口噴出后快速點(diǎn)燃著火是保證鍋爐安全運(yùn)行的重要因素，隨著電網(wǎng)負(fù)荷越來(lái)越大，電網(wǎng)峰谷差也逐步增加，部分燃煤機(jī)組承擔(dān)著深度調(diào)峰的重任，這對(duì)機(jī)組的負(fù)荷適應(yīng)性提出了更高的要求.低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，鍋爐滅火情況時(shí)有發(fā)生，在鍋爐改造前需要充分計(jì)算，確保機(jī)組運(yùn)行安全.圖11～圖13給出了不同負(fù)荷下衛(wèi)燃帶面積對(duì)著火距離的影響，其中曲線a、曲線b、曲線c分別對(duì)應(yīng)衛(wèi)燃帶的敷設(shè)位置為僅爐拱區(qū)域，爐拱、燃燒區(qū)前后墻及部分側(cè)墻和爐拱、燃燒區(qū)前后墻及側(cè)墻.一般認(rèn)為煤粉的著火點(diǎn)為1 000 K，定義從一次風(fēng)口到煤粉達(dá)到著火點(diǎn)的距離為著火距離，從圖11～圖13可以看出，隨著衛(wèi)燃帶面積的增加，著火距離逐漸縮短.由圖11中曲線a可以看出，50%負(fù)荷下著火距離達(dá)到3.2 m，過(guò)低的爐膛溫度表明衛(wèi)燃帶面積不足；曲線c為改造前的計(jì)算結(jié)果，可以看出著火距離明顯縮短，煤粉進(jìn)入爐膛后能夠快速點(diǎn)燃；曲線b反映了衛(wèi)燃帶改造后的煤粉著火情況，由于部分側(cè)墻衛(wèi)燃帶拆除，爐內(nèi)溫度降低，導(dǎo)致著火距離延長(zhǎng)約0.1 m.50%負(fù)荷下衛(wèi)燃帶面積變化對(duì)著火距離的影響最明顯，在75%負(fù)荷(見(jiàn)圖12)和100%負(fù)荷(見(jiàn)圖13)下，改造后對(duì)著火距離的影響不明顯，表明衛(wèi)燃帶的拆除沒(méi)有影響煤粉的及時(shí)著火和穩(wěn)定燃燒.

圖11　50%負(fù)荷下著火距離的對(duì)比

Fig.11Comparison of fire length among different working conditions at 50% load

圖12　75%負(fù)荷下著火距離的對(duì)比

Fig.12Comparison of fire length among different working conditions at 75% load

圖13　100%負(fù)荷下著火距離的對(duì)比

Fig.13Comparison of fire length among different working conditions at 100% load

4結(jié)論

(1) 該類型爐膛中心高兩側(cè)低的爐內(nèi)流場(chǎng)壓力分布是導(dǎo)致側(cè)墻易結(jié)渣的重要原因，煤灰顆粒從側(cè)邊燃燒器噴口噴出后在爐膛高度22 m處明顯向側(cè)墻運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致側(cè)墻易結(jié)渣.

(2) 計(jì)算結(jié)果表明，隨著衛(wèi)燃帶面積的增加，爐內(nèi)溫度升高，煤粉著火距離縮短，火焰中心位置升高；側(cè)墻衛(wèi)燃帶拆除后，爐內(nèi)最高溫度降低約20 K，衛(wèi)燃帶面積變化對(duì)低負(fù)荷時(shí)煤粉著火的影響較大.

(3) 將原側(cè)墻衛(wèi)燃帶沿爐膛高度方向局部拆除后，右側(cè)墻溫度降低明顯，100%負(fù)荷下右側(cè)墻溫度降低約70 K，壁面溫度低于鍋爐燃用煤的軟化溫度，可緩解結(jié)渣情況.

參考文獻(xiàn)：

[1]王忠會(huì)，孟建剛. 我國(guó)發(fā)展超臨界“W”火焰鍋爐狀況的分析[J].電力建設(shè)，2007，28(9)：68-69.

WANG Zhonghui，MENG Jiangang. Analysis of development status of supercritical W-shaped flame boiler in China[J].Electric Power Construction，2007，28(9)：68-69.

[2]方慶艷，周懷春，汪華劍，等.W火焰鍋爐結(jié)渣特性數(shù)值模擬[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2008，28(23)：1-7.

FANG Qingyan，ZHOU Huaichun，WANG Huajian，etal. Numerical simulation of the ash deposition characteristics in the W-flame boiler furnace[J].Proceedings of the CSEE，2008，28(23)：1-7.

[3]高正陽(yáng)，孫小柱，宋瑋，等.W火焰鍋爐結(jié)構(gòu)效應(yīng)對(duì)火焰影響的數(shù)值模擬[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2009，29(29)：13-18.

GAO Zhengyang，SUN Xiaozhu，SONG Wei，etal. Numerical simulation on the effects of structure on flame for W flame boiler[J]. Proceedings of the CSEE， 2009，29(29)：13-18.

[4]汪華劍，方慶艷，姚斌，等.F風(fēng)下傾對(duì)W型爐內(nèi)燃燒及NOx排放的影響[J].工程熱物理學(xué)報(bào)，2009，30(6)：1055-1058.

WANG Huajian，F(xiàn)ANG Qingyan，YAO Bin，etal. Effect of declination of F secondary air on coal com-bustion and NOxemission in an arch fired furnace[J].Journal of Engineering Thermophysics， 2009，30(6)：1055-1058.

[5]鄧念念，周臻，肖祥，等.660 MW旋流對(duì)沖燃煤鍋爐燃燒過(guò)程的數(shù)值模擬及結(jié)渣分析[J].動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2014，34(9)：673-676.

DENG Niannian，ZHOU Zhen，XIAO Xiang，etal. Simulation on combustion process and analysis on slagging behavior of a 660 MW swirl-opposed coal-fired boiler[J].Journal of Chinese Society of Power Engineering，2014，34(9)：673-676.

[6]孫超凡，李乃釗，楊華，等.W火焰鍋爐燃用劣質(zhì)無(wú)煙煤的穩(wěn)燃技術(shù)[J].動(dòng)力工程，2005，25(2)：201-206.

SUN Chaofan，LI Naizhao，YANG Hua，etal. Technical research on stable combustion of the lambskin-fired W-flame boilers[J].Chinese Journal of Power Engineering， 2005，25(2)：201-206.

[7]陳吟穎，閻維平，石惠芳.330 MW燃煤機(jī)組鍋爐爐膛結(jié)渣性能的研究[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2005，25(11)：79-84.

CHEN Yinying，YAN Weiping，SHI Huifang. Research on furnace slagging of 330 MW boiler of Dalate power station[J]. Proceedings of the CSEE，2005，25(11)：79-84.

[8]HUANG W，HARB J N. Modeling of ash deposition in large scale combustion facilities burning pulverized coal[J].Progress in Energy and Combustion Science，1997，23(3)：267-282.

[9]王為術(shù)，劉軍，王保文，等.600 MW超臨界W火焰鍋爐無(wú)煙煤燃燒NOx釋放規(guī)律研究[J].煤炭學(xué)報(bào)，2011，36(6)：993-998.

WANG Weishu，LIU Jun，WANG Baowen，etal. Study on the NOxemission during the combustion of anthracite coal in 600 MW supercritical pressure W-flame boiler[J].Journal of China Coal Society，2011，36(6)：993-998.

[10]楊雄文.W火焰鍋爐結(jié)渣分析及對(duì)策[J].熱能動(dòng)力工程，2002，17(5)：527-530.

YANG Xiongwen. Analysis of the slag-formation in a W-shaped flame boiler and measures taken for its alleviation[J]. Journal of Power Engineering for Thermal Energy & Power，2002，17(5)：527-530.

[11]薛國(guó)琪.W型火焰鍋爐燃燒帶與結(jié)渣的關(guān)系[J].河北電力技術(shù)，2004，23(4)：52-54.

XUE Guoqi. Relation between refractory zone in W-flame furnace and slagging[J].Hebei Electric Power， 2004，23(4)：52-54.

Slagging Analysis and Retrofit of a Refractory Belt in the 600 MW W-flame Boiler

YANGFan1,ZHUGuangming2,DINGChangfu1,DUANXuenong2

(1.School of Energy, Power and Mechanical Engineering, North China Electric Power University,Baoding 071003, Hebei Province, China; 2. State Grid Hunan Electric Power Corporation Research Institute, Changsha 410007, China)

Abstract：To solve the problem of heavy slagging existing in the side-wall refractory belt of a 600 MW W-flame boiler, a retrofit was carried out by removing partial area of the refractory belt so as to reduce the temperature of the side wall, and thus to alleviate the slagging condition. Meanwhile, numerical simulations were conducted on the in-furnace velocity field and temperature field using CFD software under different working conditions, following which the simulation results were compared with experimental data in order to validate the accuracy of the calculation model. In addition, causes leading to slagging on the side wall of lower furnace were comprehensively analyzed based on actual operation conditions. Results show that the slagging is caused by the deviated pulverized-coal flow to side wall due to low pressure there and is aggravated by too high side-wall temperature, which could be alleviated by cutting partial area of the refractory belt to reduce the side-wall temperature.

Key words：W-flame boiler; refractory belt; slagging characteristic; retrofit; numerical simulation

收稿日期：2015-08-11

修訂日期：2015-09-06

作者簡(jiǎn)介：楊帆(1989-)，男，蒙古族，內(nèi)蒙古赤峰人，碩士研究生，研究方向?yàn)榇笮突痣姍C(jī)組高效節(jié)能技術(shù).電話(Tel.)：18600218393；E-mail：yfaabb@163.com.

文章編號(hào)：1674-7607(2016)06-0421-07中圖分類號(hào)：TK227.3

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A學(xué)科分類號(hào)：470.30