530 MW超臨界機(jī)組對(duì)沖燃燒鍋爐低氮燃燒貼壁風(fēng)系統(tǒng)數(shù)值計(jì)算

杜智華， 蒙 毅， 孫 軍

(西安熱工研究院有限公司， 西安 710032)

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530 MW超臨界機(jī)組對(duì)沖燃燒鍋爐低氮燃燒貼壁風(fēng)系統(tǒng)數(shù)值計(jì)算

杜智華， 蒙 毅， 孫 軍

(西安熱工研究院有限公司， 西安 710032)

為了有效預(yù)防水冷壁高溫腐蝕、控制NOx排放量，進(jìn)行了某墻式對(duì)沖燃燒鍋爐燃燒器低氮配風(fēng)優(yōu)化設(shè)計(jì)與改造，在主燃燒區(qū)加裝“非對(duì)稱矩形高速直流貼壁風(fēng)”系統(tǒng).結(jié)果表明：實(shí)測(cè)水冷壁貼壁氣氛大幅改善，貼壁O2體積分?jǐn)?shù)明顯升高，由0.3%升高至3.0%；爐膛前后墻貼壁煙溫呈下降趨勢(shì)，降幅100 K左右，有效降低了水冷壁高溫爆管風(fēng)險(xiǎn).

對(duì)沖燃燒鍋爐； 低氮燃燒； 貼壁風(fēng)； 高溫腐蝕； 數(shù)值計(jì)算

隨著國(guó)內(nèi)燃煤鍋爐NOx污染物控制要求和水平的提高，大多數(shù)燃煤鍋爐均采用了嚴(yán)格的低氧與空氣深度分級(jí)等低氮燃燒技術(shù).隨之而來的問題是，爐內(nèi)燃燒不完全與不均勻程度提高，側(cè)墻還原性氣氛范圍增大，存在巨大的高溫腐蝕隱患[1]，影響鍋爐機(jī)組的安全運(yùn)行[2-3].在低氮燃燒條件下，爐膛水冷壁近壁處氧體積分?jǐn)?shù)較低、CO體積分?jǐn)?shù)較高，呈局部強(qiáng)還原性氣氛，并存在大量腐蝕性氣體(主要是H2S氣體)，造成燃燒器至燃盡風(fēng)區(qū)域水冷壁普遍出現(xiàn)嚴(yán)重的高溫腐蝕現(xiàn)象，水冷壁管壁快速腐蝕減薄乃至爆管，嚴(yán)重影響機(jī)組運(yùn)行的安全性和經(jīng)濟(jì)性，并在一定程度上制約了低氮燃燒技術(shù)的深度應(yīng)用.

目前，國(guó)內(nèi)預(yù)防高溫腐蝕的主要措施是在水冷壁管外敷設(shè)防腐材料等表面防腐措施.但這些方法均屬于消極防護(hù)，費(fèi)用較高且需要定期更換[4-5].

為了有效預(yù)防水冷壁高溫腐蝕，控制NOx排放質(zhì)量濃度不大于50 mg/m3，實(shí)現(xiàn)NOx的“超低排放”[6-7]，同時(shí)避免傳統(tǒng)貼壁風(fēng)系統(tǒng)可能導(dǎo)致的諸多問題，對(duì)2臺(tái)530 MW超臨界機(jī)組對(duì)沖燃燒鍋爐進(jìn)行了低氮燃燒配風(fēng)改造，加裝了新型非對(duì)稱高速貼壁風(fēng)系統(tǒng).

1 鍋爐概況與燃煤特性

某超臨界530 MW直流鍋爐機(jī)組為“T”型布置、單爐膛、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、墻式對(duì)沖燃燒、固態(tài)排渣鍋爐.爐膛斷面尺寸為23 080 mm×13 864 mm,鍋爐寬深比為23∶13.8，容積熱負(fù)荷為84.32 kW/m3，截面積熱負(fù)荷為4.047 MW/m2.旋流式燃燒器每側(cè)布置4層(標(biāo)高位置分別為18.35 m、22.95 m、28.95 m和33.55 m)，每層4支.

為了在爐內(nèi)實(shí)現(xiàn)空氣分級(jí)燃燒，降低煙氣NOx排放質(zhì)量濃度，在兩側(cè)墻的頂層燃燒器上方約7.75 m標(biāo)高處單側(cè)墻設(shè)置10個(gè)燃盡風(fēng)(OFA)噴口.在燃盡風(fēng)上部6.4 m標(biāo)高處前后墻分別不均等分布有8只防焦風(fēng)(FJ)噴口，燃燒器主要結(jié)構(gòu)及布置方式如圖1和圖2所示.

圖1 燃燒器示意圖

鍋爐燃煤主要以神華混煤為主，摻燒部分準(zhǔn)格爾煤.設(shè)計(jì)煤種為m(神華混煤2號(hào)煤)∶m(準(zhǔn)格爾煤2號(hào)煤)=7∶3的混煤，校核煤種為m(神華混煤3號(hào)煤)∶m(準(zhǔn)格爾煤2號(hào)煤)=7∶3的混煤，主要煤質(zhì)參數(shù)見表1.

2 數(shù)值模擬及分析

利用數(shù)值計(jì)算軟件，通過冷態(tài)速度場(chǎng)計(jì)算和熱態(tài)流動(dòng)與反應(yīng)耦合計(jì)算，考察增設(shè)貼壁風(fēng)后爐膛水冷壁近壁處的氣流速度、溫度和煙氣組分濃度，優(yōu)化貼壁風(fēng)設(shè)計(jì)參數(shù)，設(shè)計(jì)合理的貼壁風(fēng)噴口形式、尺寸、水平擺角、下傾角度及貼壁風(fēng)風(fēng)速和風(fēng)量.優(yōu)化目標(biāo)是以最小的貼壁風(fēng)量實(shí)現(xiàn)水冷壁易腐蝕區(qū)域的有效覆蓋、防止高溫腐蝕，同時(shí)盡量減小貼壁風(fēng)對(duì)鍋爐運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性的影響.

圖2 鍋爐結(jié)構(gòu)示意圖

參數(shù)設(shè)計(jì)煤種校核煤種w(Mt)/%16.2014.40w(Mad)/%10.298.27w(Aar)/%15.8019.41w(Vdaf)/%37.0534.44Qnet,ar/(kJ·kg-1)2137019960w(Car)/%56.3252.87w(Har)/%3.402.89w(Oar)/%10.039.08w(Nar)/%0.770.69w(Sar)/%0.490.65可磨性指數(shù)(HGI)6670

2.1 數(shù)學(xué)模型

湍流流動(dòng)采用k-ε方程模型[8-10]；燃燒采用非預(yù)混燃燒/概率密度函數(shù)即PDF方法；煤顆粒位移計(jì)算采用顆粒隨機(jī)軌道模型；揮發(fā)分釋放過程使用雙方程平行反應(yīng)；焦炭燃燒模型為動(dòng)力/擴(kuò)散控制反應(yīng)模型；輻射傳熱計(jì)算采用P1法[9-12].

爐膛結(jié)構(gòu)和網(wǎng)格如圖3所示.

2.2 數(shù)值計(jì)算工況安排

在基準(zhǔn)工況下，控制排煙O2體積分?jǐn)?shù)為3.2%，經(jīng)優(yōu)化后最終推薦O2體積分?jǐn)?shù)為2.7%.數(shù)值計(jì)算工況安排見表2.

工況1～工況5的比較結(jié)果表明：圓形噴口的覆蓋效果不如矩形噴口，選定了噴口形式；工況6～工況9表明噴口風(fēng)速越大，貼壁風(fēng)對(duì)爐墻的覆蓋效果越好，并確定貼壁風(fēng)風(fēng)速為80 m/s；工況10～工況14表明，優(yōu)化調(diào)整噴口下傾角度，可達(dá)到較好的保護(hù)爐墻效果；工況15表明將上層噴口風(fēng)量的5%移至第二層噴口，可達(dá)到理想的破壞還原氣氛、防止高溫腐蝕的效果.筆者以工況15作為此次設(shè)計(jì)貼壁風(fēng)系統(tǒng)的基本方案，并與未加貼壁風(fēng)的工況進(jìn)行了對(duì)比.

表2 數(shù)值計(jì)算工況

3 貼壁風(fēng)優(yōu)化選型結(jié)果

3.1 風(fēng)道布置方案

在二、三、四層燃燒器同層以及四層燃燒器與燃盡風(fēng)之間(即標(biāo)高22.95 m、28.95 m、33.55 m和38.55 m)共增加4層貼壁風(fēng)噴口，每層2個(gè)貼壁風(fēng)噴口分別布置在對(duì)應(yīng)水冷壁上，噴口中心法向向量距離最近水冷壁1.0 m，貼壁風(fēng)管道布置及安裝位置見圖4.

貼壁風(fēng)由防焦風(fēng)母管的防焦風(fēng)電動(dòng)風(fēng)門擋板(標(biāo)高42 m)前引出，貼壁風(fēng)引出位置標(biāo)高為37.45 m，引出后分2路在爐膛左右側(cè)形成2個(gè)貼壁風(fēng)風(fēng)道，左側(cè)貼壁風(fēng)風(fēng)道在引出標(biāo)高水平引至爐膛左側(cè)距左墻6.13 m處；右側(cè)貼壁風(fēng)風(fēng)道在引出標(biāo)高水平引至爐膛右側(cè)距右墻6.13 m處.

每個(gè)貼壁風(fēng)風(fēng)道分為2路，每一路分別形成貼壁風(fēng)聯(lián)絡(luò)風(fēng)道(距兩側(cè)墻3.88 m)，供應(yīng)一側(cè)爐墻一角(一列4支貼壁風(fēng)噴口)所需風(fēng)量.

3.2 噴口選型

選擇矩形貼壁風(fēng)噴口形式，采用高速直流風(fēng).矩形高速直流噴口設(shè)計(jì)可使貼壁風(fēng)形成覆蓋面積較大的風(fēng)幕，有效改善前后墻水冷壁處的還原性氣氛，同時(shí)提高貼壁風(fēng)剛性，保證風(fēng)幕對(duì)水冷壁的有效覆蓋.

圖4 貼壁風(fēng)改造安裝位置示意圖

Fig.4 Arrangement drawing of the near-wall air distribution system

通過對(duì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果的不斷優(yōu)化，最終各層噴口采用非對(duì)稱設(shè)計(jì)，得出具體參數(shù)如下：貼壁風(fēng)風(fēng)率為5%；第一層貼壁風(fēng)燃燒器的設(shè)計(jì)風(fēng)速為80 m/s(額定工況)，噴口尺寸(寬×高×壁厚)為146 mm×280 mm×12 mm，水平下傾5°；第二層貼壁風(fēng)燃燒器的設(shè)計(jì)風(fēng)速為80 m/s(額定工況)，噴口尺寸(寬×高×壁厚)為158 mm×304 mm×12 mm，水平下傾10°；第三層貼壁風(fēng)燃燒器的設(shè)計(jì)風(fēng)速為80 m/s(額定工況)，噴口尺寸為146 mm×280 mm×12 mm(寬×高×壁厚)，水平下傾10°；第四層貼壁風(fēng)燃燒器的設(shè)計(jì)風(fēng)速為80 m/s(額定工況)，噴口尺寸(寬×高×壁厚)為133 mm×254 mm×12 mm，水平下傾5°.

貼壁風(fēng)燃燒器示意圖見圖5.

圖5 貼壁風(fēng)燃燒器示意圖

4 模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比分析

通過觀火孔測(cè)取爐內(nèi)8個(gè)有代表性的測(cè)點(diǎn)溫度，并與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果(圖6)進(jìn)行比較.由表3可知，數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果較接近實(shí)測(cè)值，兩者的相對(duì)誤差控制在允許誤差5%以內(nèi)，能夠應(yīng)用于實(shí)際工程中[11-12].

5 設(shè)計(jì)計(jì)算結(jié)果與分析

5.1 貼壁O2體積分?jǐn)?shù)

圖7給出了貼壁O2體積分?jǐn)?shù)計(jì)算結(jié)果.由圖7可知，加裝矩形高速(80 m/s)直流貼壁風(fēng)燃燒器后，根據(jù)鍋爐實(shí)際情況進(jìn)行貼壁風(fēng)不均等配風(fēng)和噴口不同水平角度設(shè)置，燃燒器區(qū)域和還原區(qū)貼壁O2體積分?jǐn)?shù)明顯升高，距前后墻0.4 m和1.0 m近壁處O2體積分?jǐn)?shù)均由原來的接近0升高至3.0%以上，貼壁氧化性氣氛明顯改善且均勻性良好，可實(shí)現(xiàn)對(duì)前后墻燃燒器區(qū)域和還原區(qū)水冷壁的有效覆蓋.

圖6 模擬溫度梯度

Tab.3 Comparison of in-furnace temperature between actual measurement and numerical simulation

測(cè)點(diǎn)編號(hào)計(jì)算溫度/℃測(cè)量溫度/℃相對(duì)誤差/%1131713100.53212961298-0.15313221327-0.38412871297-0.775133412314.146133312443.017134913003.778131012443.64

(a)原始工況距墻0.4mO2體積分?jǐn)?shù)(b)最優(yōu)工況距墻0.4mO2體積分?jǐn)?shù)

(c) 近壁煙氣O2體積分?jǐn)?shù)比較

5.2 貼壁CO體積分?jǐn)?shù)

圖8給出了貼壁煙氣CO體積分?jǐn)?shù)計(jì)算結(jié)果.由圖8可知，未加裝貼壁風(fēng)燃燒器的原始工況，在第二層燃燒器以上水冷壁區(qū)域逐漸出現(xiàn)大量未燃盡的CO，加裝矩形高速(80 m/s)直流貼壁風(fēng)燃燒器后，燃燒器區(qū)域和還原區(qū)貼壁CO體積分?jǐn)?shù)明顯降低，距前后墻0.4 m和1.0 m近壁處線平均值(標(biāo)高處前后墻水平連線所有節(jié)點(diǎn)平均值)和對(duì)應(yīng)水平線中間點(diǎn)(標(biāo)高處前后墻水平連線中心點(diǎn))CO體積分?jǐn)?shù)均由原來的超過20 000×10-6降低至2 000×10-6以下.同時(shí)，在距前后墻1.0 m處局部區(qū)域仍有一定量CO存在，但在距前后墻0.4 m處CO體積分?jǐn)?shù)已明顯降低，貼壁風(fēng)覆蓋有效.

5.3 貼壁煙溫

圖9給出了貼壁溫度計(jì)算結(jié)果.由圖9可知，加裝矩形高速(80 m/s)直流貼壁風(fēng)燃燒器后，貼壁處有少量冷風(fēng)補(bǔ)充，且擾動(dòng)加強(qiáng)，因此二層燃燒器以上區(qū)域平均貼壁煙氣溫度有所降低，由超過1 400 ℃降低至不高于1 300 ℃.同時(shí)，水冷壁貼壁煙溫趨于一致，局部高溫區(qū)顯著減少，有利于防止燃燒器側(cè)墻區(qū)域管壁超溫爆管.

(a)原始工況距墻0.4mCO體積分?jǐn)?shù)(b)最優(yōu)工況距墻0.4mCO體積分?jǐn)?shù)

(c) 近壁煙氣CO體積分?jǐn)?shù)比較

(a)原始工況距墻0.4m煙氣溫度(b)最優(yōu)工況距墻0.4m煙氣溫度

(c) 近壁煙氣溫度比較

5.4 貼壁煙氣流速

圖10給出了貼壁煙氣流速計(jì)算結(jié)果.由圖10可知，加裝矩形高速(80 m/s)直流貼壁風(fēng)燃燒器后，近壁0.4 m處線平均煙氣流速和對(duì)應(yīng)水平線中間點(diǎn)煙氣流速較未加裝貼壁風(fēng)燃燒器略有提高，可提高3～5 m/s；近壁1.0 m處，線平均煙氣流速在燃燒器區(qū)域明顯提高，可提高20 m/s左右，對(duì)應(yīng)水平線中間點(diǎn)煙氣流速略有提高，也可提高3 m/s左右.加裝貼壁風(fēng)燃燒器后，可加強(qiáng)對(duì)前后墻水冷壁近壁區(qū)域煙氣的擾動(dòng)，改善近壁區(qū)域煙氣氣氛.同時(shí)，近壁0.4 m以內(nèi)風(fēng)速提高有限，不會(huì)沖刷管壁或造成磨損.

(a)原始工況距墻0.4m煙氣流速(b)最優(yōu)工況距墻0.4m煙氣流速

(c) 近壁煙氣流速比較

6 一次風(fēng)可行性模擬試驗(yàn)

貼壁風(fēng)系統(tǒng)總阻力損失在3.0 kPa左右，如圖11所示，對(duì)于一次風(fēng)靜壓裕度較大，但對(duì)于二次風(fēng)則無法滿足貼壁風(fēng)系統(tǒng)阻力的要求，因此采用一次風(fēng)作為貼壁風(fēng)風(fēng)源合理可靠.

圖11 貼壁風(fēng)管道阻力計(jì)算結(jié)果

7 工程實(shí)例驗(yàn)證

某電廠2臺(tái)530 MW機(jī)組鍋爐完成貼壁風(fēng)改造后，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果表明：平均貼壁O2體積分?jǐn)?shù)由0.3%升高至2.0%以上；平均貼壁CO體積分?jǐn)?shù)由10 000×10-6以上降低至3 486×10-6；最大貼壁H2S體積分?jǐn)?shù)由350×10-6降低至50×10-6以下.貼壁風(fēng)門開度與貼壁煙氣組分變化如圖12所示.

(a) 貼壁O2體積分?jǐn)?shù)變化

(b) 貼壁CO體積分?jǐn)?shù)變化

(c) 貼壁H2S體積分?jǐn)?shù)變化

在保證水冷壁安全運(yùn)行的前提下，適當(dāng)降低運(yùn)行O2體積分?jǐn)?shù)，使SCR脫硝反應(yīng)器入口NOx體積分?jǐn)?shù)進(jìn)一步降低，提高機(jī)組運(yùn)行的環(huán)保性能.

8 結(jié) 論

(1) 加裝非對(duì)稱矩形高速直流貼壁風(fēng)系統(tǒng)，水冷壁貼壁氣氛呈非還原性，平均貼壁O2體積分?jǐn)?shù)明顯升高，由0.3%升高至3.0%，還原性氣體體積分?jǐn)?shù)大幅降低，水冷壁貼壁氣氛改善.

(2) 貼壁風(fēng)改造后，一次風(fēng)壓滿足管道布置阻力條件的限制.

(3) 通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)驗(yàn)證，數(shù)值模擬結(jié)果完全可以指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)工程改造方案.

[1] 陳鴻偉, 李永華, 梁化忠.鍋爐高溫腐蝕實(shí)驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 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] 陳天杰, 姚露,劉建民, 等.某660 MW前后墻對(duì)沖燃煤鍋爐貼壁風(fēng)優(yōu)化方案的數(shù)值模擬[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 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 660 MW front and rear wall opposed coal-fired boiler[J]. Proceedings of the CSEE, 2015,35(20): 5265-5271.

[3] 李明, 歐宗現(xiàn),崔金雷, 等.燃煤鍋爐低NOx燃燒技術(shù)節(jié)點(diǎn)功能區(qū)的應(yīng)用[J]. 熱力發(fā)電, 2012, 41(5): 27-30.

LI Ming,OU Zongxian,CUI Jinlei, et al. Application of node function zone in low NOxburner technology for coal-fired boilers[J]. Thermal Power Generation, 2012,41(5): 27-30.

[4] 張知翔, 成丁南,王云剛, 等.新型貼壁風(fēng)裝置的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及優(yōu)化模擬[J]. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào), 2011, 31(2):79-84.

ZHANG Zhixiang, CHENG Dingnan,WANG Yungang, et al.Structure design and optimizing simulation of a new type closing-to-wall air device[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2011, 31(2):79-84.

[5] 姚露, 陳天杰, 劉建民, 等.組合式貼壁風(fēng)對(duì)660 MW鍋爐燃燒過程的影響[J]. 東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2015, 45(1): 85-90.

YAO Lu,CHEN Tianjie, LIU Jianmin, et al. Influence of closing-to-wall air on combustion process in 660 MW opposed firing boiler[J]. Journal of Southeast University (Natural Science Edition), 2015,45(1): 85-90.

[6] 陳敏生, 廖曉春.600 MW超臨界鍋爐防止高溫腐蝕技術(shù)改造和運(yùn)行調(diào)整[J]. 中國(guó)電力, 2014, 47(4): 56-59.

CHEN Minsheng, LIAO Xiaochun. The retrofit of high-temperature corrosion prevention and operation adjustment for 600 MW supercritical boiler[J]. Electric Power, 2014, 47(4): 56-59.

[7] 林敏杜, 劉亞明.600 MW超臨界鍋爐高溫腐蝕改造方案的數(shù)值模擬研究[J]. 廣東電力, 2013, 26(8): 37-40.

LIN Mindu, LIU Yaming.Numerical simulation study on high temperature corrosion reform scheme for 600 MW supercritical boiler[J]. Guangdong Electric Power,2013,26(8): 37-40.

[8] 丘紀(jì)華, 李敏,孫學(xué)信, 等.對(duì)沖燃燒布置鍋爐水冷壁高溫腐蝕問題的研究[J]. 華中理工大學(xué)學(xué)報(bào), 1999, 27(1): 63-65.

QIU Jihua,LI Min, SUN Xuexin, et al. The corrosion of water wall in wall fired boiler[J]. Journal of Huazhong University of Science and Technology, 1999,27(1): 63-65.

[9] 許濤, 李敏, 李春曦.對(duì)沖燃燒鍋爐水冷壁高溫硫腐蝕分析及防治[J]. 熱力發(fā)電,2015, 44(8): 104-112.

XU Tao, LI Min, LI Chunxi. Cause analysis and countermeasures of high-temperature sulfur corrosion of water wall in an opposed firing boiler[J]. Thermal Power Generation, 2015, 44(8): 104-112.

[10] 李永華, 陳鴻偉, 梁化忠.反切及貼壁風(fēng)技術(shù)減輕高溫腐蝕實(shí)驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)電力, 2002, 35(9): 7-9.

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): 7-9.

[11] 賈宏祿.鍋爐低氮燃燒改造與高溫腐蝕控制分析[J]. 電力科學(xué)與工程, 2015, 31(6): 68-73.

JIA Honglu. Analysis of low NOxcombustion system retrofit and high temperature corrosion control[J]. Electric Power Science and Engineering, 2015, 31(6): 68-73.

[12] 李敏, 丘紀(jì)華,向軍, 等.鍋爐水冷壁高溫腐蝕運(yùn)行工況的防腐模擬[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 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.

Numerical Analysis on Low NOxCombustion Near-wall Air Distribution System of an Opposed Firing Boiler for 530 MW Supercritical Units

DU Zhihua, MENG Yi, SUN Jun

(Xi'an Thermal Power Research Institute Co., Ltd., Xi'an 710032, China)

To reduce NOxemission of an opposed firing boiler and to prevent high-temperature corrosion of the water wall, a low-NOxcombustion retrofit was carried out by adding an air distribution system in the main combustion zone to supply a non-symmetrical rectangular high-speed direct-flow air curtain over the wall. Results show that after retrofit, the measured near-wall atmosphere has been improved significantly with a remarkable increase in volume fraction of near-wall oxygen from 0.3% to 3.0%, while the near-wall gas temperature around front and back wall has been reduced by about 100 K, lowering the risk of high-temperature tube burst of the water wall.

opposed firing boiler; low-NOxcombustion; near-wall air curtain; high-temperature corrosion; numerical simulation

2016-05-31

杜智華 (1990-)，男，陜西西安人，助理工程師，碩士研究生，研究方向?yàn)闇?zhǔn)東煤摻燒、鍋爐燃燒污染物排放控制的數(shù)值模擬. 電話(Tel.):18292169206；E-mail：duzhihua@tpri.com.cn.

1674-7607(2017)06-0425-07

TK227.1

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470.30