貼壁風(fēng)對300 MW四角切圓鍋爐高溫腐蝕特性影響的數(shù)值模擬

萬中平, 劉基昌, 毛曉飛, 方慶艷, 張 成, 陳 剛

(1. 國電科學(xué)技術(shù)研究院武漢電力技術(shù)分院，武漢 430066；2.華中科技大學(xué) 煤燃燒國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430074)

近年來，低氮燃燒技術(shù)在火力發(fā)電領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。雖然低氮燃燒技術(shù)能夠顯著降低NOx的排放，但是卻在主燃區(qū)形成了較強(qiáng)的還原性氣氛，在燃用含硫量較高的煤時(shí)，很容易在部分區(qū)域水冷壁附近造成高溫腐蝕。高溫腐蝕作用下水冷壁管壁變薄，強(qiáng)度降低，容易發(fā)生泄漏和爆管等事故，嚴(yán)重影響了鍋爐機(jī)組的安全、經(jīng)濟(jì)運(yùn)行[1-4]。

目前，針對緩解鍋爐運(yùn)行過程中高溫腐蝕問題的研究已經(jīng)取得了諸多行之有效的技術(shù)成果。李敏等[5]在某電廠300 MW前后墻對沖燃煤鍋爐上添加了貼壁風(fēng)噴口，當(dāng)貼壁風(fēng)風(fēng)率為4%時(shí)，該方案可以有效改善高溫腐蝕情況。陳天杰等[6]基于某電廠660 MW前后墻對沖燃煤鍋爐，設(shè)計(jì)了前后墻開孔與側(cè)墻開槽相結(jié)合的貼壁風(fēng)布置方案，當(dāng)貼壁風(fēng)風(fēng)率為4.35%時(shí)，水冷壁高溫腐蝕區(qū)域的還原性氣氛基本被破壞。陳鴻偉等[7]在四角切圓鍋爐底層雙通道主燃區(qū)采用了側(cè)邊風(fēng)技術(shù)，實(shí)爐熱態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，該改造方案能夠有效解決高溫腐蝕問題，并且改造之后低負(fù)荷穩(wěn)燃及熱效率所受影響較小。

某電廠在其低氮燃燒改造工程中，兼顧到降低低氮燃燒過程中高溫腐蝕的危害，采用了一種新的貼壁風(fēng)技術(shù)。與傳統(tǒng)的在墻上安裝貼壁風(fēng)不同，針對BC層和燃盡風(fēng)(OFA)層燃燒器附近高溫腐蝕最嚴(yán)重的問題，該技術(shù)將貼壁風(fēng)加裝在BC層二次風(fēng)室和緊湊燃盡風(fēng)(CCOFA)室兩側(cè)，貼壁風(fēng)由中間的二次風(fēng)室引出。增加這種雙尺度燃燒技術(shù)特有的附壁射流的貼壁風(fēng)噴口能有效增強(qiáng)近壁區(qū)域的氧化性氣氛，降低高溫腐蝕危害。對于這種貼壁風(fēng)技術(shù)的相關(guān)研究目前還比較少見，筆者基于某300 MW四角切圓鍋爐，對不同貼壁風(fēng)工況在主燃區(qū)的防腐蝕效果展開數(shù)值模擬研究。

1 鍋爐本體情況

某300 MW四角切圓鍋爐為單爐膛、一次再熱、平衡通風(fēng)、露天布置、鋼爐架、固態(tài)排渣型Π爐，共有16層燃燒器，其中每層有4個(gè)燃燒器對稱分布于4個(gè)墻角上。圖1為數(shù)值模擬計(jì)算的三維模型示意圖，其中x軸為深度方向，y軸為寬度方向，z軸為高度方向，SOFA為分離燃盡風(fēng)。

(a)鍋爐三維結(jié)構(gòu)(b)主燃區(qū)燃燒器布置

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.1 Structure diagram of the boiler

該電廠改造工程中的燃用煤含硫量較高，其煤質(zhì)分析見表1。燃用煤含硫量越高，爐膛內(nèi)越容易發(fā)生水冷壁高溫腐蝕，所以采用低氮燃燒技術(shù)時(shí)，要注意降低高溫腐蝕的不利影響。

表1 煤質(zhì)分析

在BC層二次風(fēng)室和SOFA風(fēng)室兩側(cè)安裝貼壁風(fēng)后，貼壁風(fēng)沿著與水冷壁壁面平行的方向送入爐膛，圖2給出了貼壁風(fēng)入射角度的示意圖。為了研究貼壁風(fēng)對鍋爐運(yùn)行中高溫腐蝕的影響，設(shè)置了4組不同貼壁風(fēng)參數(shù)工況(見表2)。其中工況1沒有加裝貼壁風(fēng)，工況2和工況3所有貼壁風(fēng)均投入運(yùn)行，從工況1、工況2到工況3，貼壁風(fēng)風(fēng)率逐漸增加。工況4關(guān)閉了與主流方向相反的貼壁風(fēng)，并將這部分風(fēng)率分配給未關(guān)閉的貼壁風(fēng)和輔助風(fēng)。在這4個(gè)工況中，工況3為基本工況。

圖2 貼壁風(fēng)入射角度

Tab.2 Ratio of various air distributions under differentnozzle operating conditions%

2 數(shù)學(xué)模型與計(jì)算

2.1 數(shù)學(xué)模型

鍋爐爐膛內(nèi)的煤粉燃燒過程由多個(gè)子過程互相耦合而成，主要包含湍流過程、顆粒相的輸運(yùn)、煤粉顆粒的熱解和燃燒、氣相反應(yīng)物參與的均相燃燒反應(yīng)、輻射和對流傳熱過程以及NOx生成和還原過程等。針對四角切圓鍋爐的具體特點(diǎn)，確定了模擬該煤粉鍋爐燃燒過程的三維數(shù)學(xué)模型[8-12]：采用Euler方法描述爐內(nèi)氣相湍流流動(dòng)，湍流模型選擇帶旋流修正的k-ε模型；由于煤粉顆粒占?xì)庀嗟捏w積分?jǐn)?shù)小于10%，因此選用離散相模型來描述顆粒相的運(yùn)動(dòng)；煤粉在流動(dòng)的同時(shí)還伴隨著揮發(fā)分析出和燃燒過程，因此采用雙平行競爭反應(yīng)模型模擬煤粉揮發(fā)分的析出，應(yīng)用動(dòng)力/擴(kuò)散控制燃燒模型模擬焦炭燃燒，基于混合分?jǐn)?shù)-概率密度函數(shù)模型模擬氣相湍流燃燒；氣相與固相之間的耦合計(jì)算采用計(jì)算單元內(nèi)顆粒源項(xiàng)算法；選用P-1輻射模型來模擬爐內(nèi)輻射換熱過程。NOx的計(jì)算采用后處理方法。在分配揮發(fā)分N和焦炭N時(shí)，通過化學(xué)滲透揮發(fā)分(CPD)模型計(jì)算得出揮發(fā)分N和焦炭N在總氮中的比例分別為0.326和0.674。

2.2 網(wǎng)格劃分

采用結(jié)構(gòu)化的網(wǎng)格劃分方法，使用六面體網(wǎng)格。為了減少計(jì)算過程中的偽擴(kuò)散，通過合適的網(wǎng)格劃分使得燃燒器出口區(qū)域的網(wǎng)格線與流體流動(dòng)方向基本一致[13-14]，并將該區(qū)域網(wǎng)格加密，以準(zhǔn)確模擬該區(qū)域物理量的大梯度特性。網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖3所示。

傳統(tǒng)的泡菜制作方式都是采用自然發(fā)酵法，發(fā)酵周期較長，產(chǎn)品質(zhì)量不穩(wěn)定，亞硝酸鹽含量也較高[5]。亞硝酸鹽的生成和積累極大地影響了泡菜的食用安全性，因?yàn)閬喯跛猁}在酸性條件下能與胺類及氨基酸等含氮化合物反應(yīng)，生成具有致癌作用的亞硝胺和亞硝酰胺[6，7]。亞硝酸鹽的生成主要在泡菜發(fā)酵初期，隨著發(fā)酵時(shí)間的延長，亞硝酸鹽的含量也會(huì)逐漸降低。但是工業(yè)化生產(chǎn)為了提高生產(chǎn)效率，往往縮短發(fā)酵周期，亞硝酸鹽可能仍維持在較高的濃度。因此，篩選降解亞硝酸鹽能力強(qiáng)且生長速率快的乳酸菌菌株對泡菜的生產(chǎn)和推廣應(yīng)用十分重要。

(a)主燃區(qū)水平截面(b)鍋爐豎直截面

圖3 爐膛網(wǎng)格結(jié)構(gòu)

Fig.3 Meshing of the furnace

2.3 邊界條件與數(shù)值求解

在數(shù)值模擬計(jì)算中，入口邊界條件采用速度入口，出口邊界條件采用壓力出口?？紤]到實(shí)際水冷壁壁面有灰的污染，將水冷壁溫度設(shè)為690 K。方程的求解采用逐線性迭代法和低松弛因子，壓力與速度耦合采用SIMPLE算法[15]，壓力項(xiàng)離散采用PRESTO格式，其他項(xiàng)的離散格式為一階迎風(fēng)格式。獲得收斂解的判斷標(biāo)準(zhǔn)為能量方程和輻射傳熱計(jì)算的殘差小于10-6，其他方程殘差小于10-3。

3 模擬結(jié)果與討論

3.1 網(wǎng)格無關(guān)性檢查

進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算之前，在網(wǎng)格數(shù)為200萬的網(wǎng)格系統(tǒng)基礎(chǔ)上，對主燃區(qū)網(wǎng)格進(jìn)行加密得到網(wǎng)格數(shù)為258萬和342萬的網(wǎng)格系統(tǒng)，并進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢測。在具體的檢測中，分別選取B層一次風(fēng)截面上的直線line-b(即x=0～11.76 m，y=5.985 m，z=12.511 m)和C層一次風(fēng)截面上的直線line-c(即x=0～11.76 m，y=5.985 m，z=14.376 m)為對象，具體考察不同網(wǎng)格系統(tǒng)在這兩條直線上的溫度和y方向上速度分量Vy的變化。網(wǎng)格無關(guān)性檢測結(jié)果見圖4。

從圖4可以看出，這3種網(wǎng)格系統(tǒng)計(jì)算所得結(jié)果相差不大，其中網(wǎng)格數(shù)為258萬與網(wǎng)格數(shù)為342萬時(shí)的計(jì)算結(jié)果更為接近。權(quán)衡考慮提高計(jì)算精度和計(jì)算機(jī)性能對網(wǎng)格數(shù)的限制，選取網(wǎng)格數(shù)為258萬的網(wǎng)格系統(tǒng)來完成相關(guān)計(jì)算。

3.2 模擬結(jié)果驗(yàn)證

在研究改變貼壁風(fēng)參數(shù)對部分水冷壁區(qū)域高溫腐蝕狀況的影響之前，將工況3爐膛出口部分參數(shù)的模擬計(jì)算值與現(xiàn)場測量值進(jìn)行了比較，結(jié)果見表3。實(shí)際測量爐膛出口部分參數(shù)時(shí)，采用網(wǎng)格法在出口兩側(cè)取多點(diǎn)測量，然后取其平均值。由表3可知，爐膛出口部分參數(shù)的模擬計(jì)算值與現(xiàn)場測量值較吻合，本文所建立的幾何模型、網(wǎng)格劃分結(jié)構(gòu)和數(shù)學(xué)模型能夠合理地模擬爐膛內(nèi)的流動(dòng)、傳熱以及燃燒過程，可用于對實(shí)際鍋爐運(yùn)行過程中高溫腐蝕狀況的模擬。

(a)line-b上溫度分布

(b)line-c上溫度分布

(c)line-b上Vy分布

(d)line-c上Vy分布

表3 模擬結(jié)果驗(yàn)證

3.3 變貼壁風(fēng)風(fēng)率模擬結(jié)果分析

3.3.1 BC層和OFA層截面上O2和CO的體積分?jǐn)?shù)分布

圖5和圖6給出了BC層截面上不同貼壁風(fēng)風(fēng)率下O2和CO體積分?jǐn)?shù)分布。從圖5可以看出，工況1的貼壁風(fēng)風(fēng)率為0，氣流僅從二次風(fēng)噴口噴出，其各噴口附近O2體積分?jǐn)?shù)較高區(qū)域的面積明顯比其他工況小。由于沒有沿水冷壁壁面方向的空氣射流，工況1的BC層截面上水冷壁附近O2被大量消耗后無法得到及時(shí)補(bǔ)充，所以還原性氣氛比其他3個(gè)工況強(qiáng)。對于工況2和工況3，并非貼壁風(fēng)風(fēng)率越大水冷壁附近的還原性氣氛越弱，工況2水冷壁附近的還原性氣氛反而要比工況3弱。從圖5還可以看出，添加貼壁風(fēng)后，水冷壁附近流動(dòng)方向與主氣流旋轉(zhuǎn)方向相同的貼壁風(fēng)氣流輪廓比較明顯，而與主氣流旋轉(zhuǎn)方向相反的貼壁風(fēng)氣流由于受到主氣流的阻擋，其輪廓并不明顯。

(a)工況1(b)工況2(c)工況3

圖5 BC層截面上O2體積分?jǐn)?shù)分布

圖6 BC層截面上CO體積分?jǐn)?shù)分布

Fig.6 Distribution of CO concentration in BC cross section

圖7和圖8給出了OFA層截面上不同貼壁風(fēng)風(fēng)率下O2和CO體積分?jǐn)?shù)分布。從圖8可以看出，工況2在水冷壁附近的還原性氣氛仍然要比工況1和工況3弱。OFA層截面上不同風(fēng)率貼壁風(fēng)的補(bǔ)氧效果總體要比BC層截面上不同風(fēng)率貼壁風(fēng)的補(bǔ)氧效果明顯。在OFA層截面上，貼壁風(fēng)沿壁面附近流動(dòng)的距離更遠(yuǎn)，水冷壁附近的CO體積分?jǐn)?shù)均明顯降低。這是因?yàn)镺FA層截面離主燃燒器的中心區(qū)域比BC層截面要遠(yuǎn)，OFA層截面附近燃燒的劇烈程度沒有主燃燒器中心區(qū)域劇烈，貼壁風(fēng)補(bǔ)充的O2沒有在沿壁面流動(dòng)過程中被迅速消耗掉。

(a)工況1(b)工況2(c)工況3

圖7 OFA層截面上O2體積分?jǐn)?shù)分布

圖8 OFA層截面上CO體積分?jǐn)?shù)分布

Fig.8 Distribution of CO concentration in OFA cross section

通過上述貼壁風(fēng)所在燃燒器層截面上O2和CO體積分?jǐn)?shù)分布可以發(fā)現(xiàn)，在水冷壁附近還原性氣氛較強(qiáng)。為了更加詳細(xì)地考察水冷壁附近的還原性氣氛，在BC層和OFA層截面上距離右側(cè)墻水冷壁壁面0.2 m處從左到右沿深度方向各取一條線段，分別記為line-bc和line-ofa(見圖1)。

(a)line-bc上CO體積分?jǐn)?shù)分布

(b)line-ofa上CO體積分?jǐn)?shù)分布

由此可見，在line-bc和line-ofa上較高體積分?jǐn)?shù)的CO主要集中在中間到右邊的區(qū)域。

3.3.2 水冷壁附近高度方向上各參數(shù)的變化

考慮到四角切圓鍋爐4個(gè)墻面附近的流場、組分及溫度場具有相似性，在右側(cè)墻水冷壁附近0.2 m處，沿高度方向自下而上選取一條線段line-1，其位置示意圖見圖1。選取的這條線段位于爐膛深度方向二分之一的位置，其起點(diǎn)坐標(biāo)為(5.88 m,0.2 m,9.305 m)，終點(diǎn)坐標(biāo)為(5.88 m,0.2 m,33.74 m)。

圖10～圖12給出了line-1沿高度方向上O2體積分?jǐn)?shù)、溫度及CO體積分?jǐn)?shù)的分布。由圖10可知，line-1上對應(yīng)主燃區(qū)的高度范圍內(nèi)，不同貼壁風(fēng)風(fēng)率下的O2體積分?jǐn)?shù)都小于2%，這是因?yàn)檫@部分的燃燒非常劇烈，對O2的消耗很大。line-1上對應(yīng)主燃區(qū)的高度范圍內(nèi)，工況2總體的氧化性氣氛最強(qiáng)，在接近一半的高度范圍內(nèi)O2的體積分?jǐn)?shù)都大于1%。當(dāng)OFA層燃燒器的貼壁風(fēng)噴入爐膛后，line-1上3個(gè)工況對應(yīng)的O2體積分?jǐn)?shù)均開始上升，其中工況2的O2體積分?jǐn)?shù)峰值最大。雖然高度繼續(xù)上升后有SOFA噴入爐膛，但是由于SOFA切圓偏離line-1較遠(yuǎn)，對line-1上的O2體積分?jǐn)?shù)幾乎沒有影響。從整個(gè)line-1上O2體積分?jǐn)?shù)分布來看，工況2的氧化性氣氛仍然是最強(qiáng)的。line-1上工況2在超過一半高度上的O2體積分?jǐn)?shù)都在1%以上，而小于1%的那部分O2體積分?jǐn)?shù)偏離1%的程度都較小。在line-1上，工況1、工況2和工況3對應(yīng)的溫度始終都相差較小，并且隨著各噴口空氣的噴入其溫度變化幅度較小。由文獻(xiàn)[7]可知，當(dāng)CO體積分?jǐn)?shù)小于3%時(shí)，可認(rèn)為煙氣處于弱還原性或接近中性狀態(tài)，即使O2體積分?jǐn)?shù)稍小，水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的可能性也非常小。在主燃區(qū)，由于燃燒劇烈line-1上各工況的CO體積分?jǐn)?shù)都相對較大。工況2和工況3由于添加了貼壁風(fēng)，水冷壁附近line-1上還原性氣氛相對于工況1均有較大幅度的減弱。在主燃區(qū)內(nèi)，工況2的CO體積分?jǐn)?shù)最小，有超過一半高度上的CO體積分?jǐn)?shù)都小于3%，其最大值約為7.5%；工況1的CO體積分?jǐn)?shù)最大，基本上都大于3%，其最大值約為11.5%。當(dāng)OFA層燃燒器對應(yīng)的貼壁風(fēng)噴入爐膛后，line-1上這3個(gè)工況對應(yīng)的CO體積分?jǐn)?shù)在逐漸降低，最終維持在小于3%的較低水平。

圖10 line-1沿高度方向上O2體積分?jǐn)?shù)分布

Fig.10 Distribution of O2concentration in height direction along line-1

圖11 line-1沿高度方向上溫度分布

圖12 line-1沿高度方向上CO體積分?jǐn)?shù)分布

Fig.12 Distribution of CO concentration in height direction along line-1

3.3.3 爐膛出口參數(shù)

表4給出了不同風(fēng)率貼壁風(fēng)對爐膛出口參數(shù)的影響。從表4可以看出，從工況1、工況2到工況3，爐膛出口的NOx質(zhì)量濃度逐漸上升，而飛灰含碳量和CO體積分?jǐn)?shù)逐漸下降。這是因?yàn)榕c主氣流旋轉(zhuǎn)方向相反的貼壁風(fēng)受到上游主氣流的沖擊之后混入主氣流中，使得燃燒初期的化學(xué)當(dāng)量比增大，O2體積分?jǐn)?shù)和煤粉燃燒速率增大，NOx生成速率增大；隨著貼壁風(fēng)風(fēng)率的增加，這種作用加強(qiáng)，飛灰含碳量和CO體積分?jǐn)?shù)降低，NOx質(zhì)量濃度則上升。

表4 不同工況下的爐膛出口參數(shù)

3.4 關(guān)閉與主氣流旋轉(zhuǎn)方向相反的貼壁風(fēng)的模擬結(jié)果分析

為了提高貼壁風(fēng)的補(bǔ)氧效果，在工況3的基礎(chǔ)上，工況4關(guān)閉了與主流旋轉(zhuǎn)方向相反的貼壁風(fēng)，并將這部分風(fēng)率分配給未關(guān)閉貼壁風(fēng)和輔助風(fēng)，適當(dāng)提高未關(guān)閉貼壁風(fēng)的風(fēng)速，以期獲得更好的貼壁風(fēng)效果。

3.4.1 BC層和OFA層截面上O2和CO體積分?jǐn)?shù)的分布

圖13和圖14給出了工況3和工況4下BC層和OFA層截面上O2和CO體積分?jǐn)?shù)分布。從圖13可以看出，工況4下BC層截面上水冷壁附近氣流的O2體積分?jǐn)?shù)明顯提高，還原性氣氛得到了有效的削弱。出現(xiàn)這種效果主要有2個(gè)原因：首先，與主氣流旋轉(zhuǎn)方向相同的貼壁風(fēng)風(fēng)速提高后，氣流的穿透能力得到有效加強(qiáng)；其次，由于與主氣流旋轉(zhuǎn)方向相反的貼壁風(fēng)關(guān)閉后，有一部分風(fēng)率分配到BC層和OFA層燃燒器下方的輔助風(fēng)上，BC層和OFA層燃燒器上游的還原性氣氛得到一定程度的削弱。

3.4.2 水冷壁附近沿高度方向各參數(shù)的變化

圖15～圖17給出了工況3和工況4在水冷壁附近line-1上O2體積分?jǐn)?shù)、溫度及CO體積分?jǐn)?shù)的變化。從圖15可以看出，工況3與工況4在line-1上O2體積分?jǐn)?shù)變化趨勢相差較大。line-1上12～<19 m高度區(qū)間內(nèi)，工況4的O2體積分?jǐn)?shù)要大于工況3。這是因?yàn)橄鄬τ诠r3，工況4在主燃區(qū)的輔助風(fēng)風(fēng)率較大，使得這部分水冷壁附近的O2體積分?jǐn)?shù)有所提高。而在19～32 m高度區(qū)間內(nèi)，工況3的O2體積分?jǐn)?shù)要大于工況4。這是因?yàn)楣r3在OFA層燃燒器上的貼壁風(fēng)風(fēng)率較大，這部分貼壁風(fēng)使得下游O2體積分?jǐn)?shù)有所提高。從圖16可以看出，工況3與工況4在line-1上的溫度變化趨勢基本相同。在O2體積分?jǐn)?shù)與溫度的共同影響下，line-1上工況3與工況4的CO體積分?jǐn)?shù)分布相差也較大。在9～<20 m高度區(qū)間內(nèi)，工況4的CO體積分?jǐn)?shù)相對較?。欢?0～34 m高度區(qū)間內(nèi)，工況3的CO體積分?jǐn)?shù)相對較小。在整個(gè)line-1上，工況4的CO體積分?jǐn)?shù)基本都小于3%，且最大值不超過5%，水冷壁附近的還原性氣氛更有利于高溫腐蝕的消除。

工況3工況4工況3工況4(a)O2體積分?jǐn)?shù)分布(b)CO體積分?jǐn)?shù)分布

圖13 BC層截面上O2和CO體積分?jǐn)?shù)分布

圖14 OFA層截面上O2和CO體積分?jǐn)?shù)分布

Fig.14 Distributions of O2and CO concentration in OFA cross section

圖15 line-1沿高度方向上O2體積分?jǐn)?shù)分布

圖16 line-1 沿高度方向上溫度分布

圖17 line-1沿高度方向上CO體積分?jǐn)?shù)分布

3.4.3 爐膛出口參數(shù)

表5給出了工況3和工況4爐膛出口各參數(shù)的比較。由表5可知，相對于工況3，工況4關(guān)閉了與主氣流旋轉(zhuǎn)方向相反的貼壁風(fēng)，使得燃燒初期的化學(xué)當(dāng)量比減小，O2體積分?jǐn)?shù)降低，煤粉燃燒速率減小，NOx的生成速率減小，因此爐膛出口的CO體積分?jǐn)?shù)和飛灰含碳量有所升高，但NOx質(zhì)量濃度下降。

表5 工況3和工況4爐膛出口參數(shù)

4 結(jié) 論

(1)添加貼壁風(fēng)后，爐膛水冷壁附近的O2體積分?jǐn)?shù)總體上較貼壁風(fēng)風(fēng)率為0時(shí)明顯上升，同時(shí)CO體積分?jǐn)?shù)降低，有利于消除水冷壁附近的高溫腐蝕。

(2)在貼壁風(fēng)噴口全部投入運(yùn)行，貼壁風(fēng)風(fēng)率逐漸增加的3個(gè)工況中，工況2消除水冷壁附近還原性氣氛的整體效果最明顯。相對于基本工況，工況2出口NOx質(zhì)量濃度和飛灰含碳量的變化對鍋爐安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行的影響很小。

(3)在貼壁風(fēng)所在截面上，由于主氣流按照逆時(shí)針方向旋轉(zhuǎn)，與主氣流旋轉(zhuǎn)方向相反的貼壁風(fēng)受到上游氣流的沖擊，沿壁面方向噴射的距離非常小，補(bǔ)氧效果不明顯，這部分的貼壁風(fēng)可以關(guān)閉，同時(shí)適當(dāng)提高與主氣流旋轉(zhuǎn)方向相同的貼壁風(fēng)風(fēng)速，增強(qiáng)其射流的穿透能力。從模擬結(jié)果可知，該方法能夠有效消除水冷壁的高溫腐蝕，并保證較好的燃燒效果。