對(duì)沖旋流燃燒鍋爐貼壁風(fēng)布置方式對(duì)比研究

陳勤根，陳國(guó)慶，朱青國(guó)，解劍波，張 賢，施鴻飛，馮培良

(1．浙江浙能技術(shù)研究院有限公司，杭州 311121； 2．國(guó)電南京電力試驗(yàn)研究有限公司，南京 210023； 3．浙江浙能中煤舟山煤電有限責(zé)任公司，浙江舟山 316361； 4．浙江省能源集團(tuán)有限公司，杭州 310000； 5．上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，上海 200240； 6．南京寧智能源科技有限公司，南京 200000)

對(duì)沖旋流燃燒鍋爐在超臨界燃煤電站廣泛使用[1-3]。為滿足國(guó)家環(huán)保要求，通常采用低氮燃燒技術(shù)降低NOx排放量。低氮燃燒采用空氣分級(jí)，可營(yíng)造主燃區(qū)缺氧的還原性氣氛，但易導(dǎo)致H2S與水冷壁金屬發(fā)生反應(yīng)，產(chǎn)生高溫腐蝕[4]。水冷壁發(fā)生高溫腐蝕后會(huì)造成非停，嚴(yán)重威脅機(jī)組的安全和經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。有學(xué)者提出設(shè)置貼壁風(fēng)的解決措施，即將少量空氣沿水冷壁送入，提高水冷壁近壁區(qū)氧氣濃度，從而解決高溫腐蝕問(wèn)題[5-7]。對(duì)沖旋流燃燒鍋爐的貼壁風(fēng)技術(shù)主要有3種：前后墻布置方式貼壁風(fēng)、兩側(cè)墻布置方式貼壁風(fēng)及全墻組合布置方式貼壁風(fēng)。

近幾年，已有研究者針對(duì)以上3種布置方式貼壁風(fēng)技術(shù)進(jìn)行了相關(guān)研究。杜智華等[8]在530 MW對(duì)沖燃燒鍋爐前后墻上安裝了非對(duì)稱矩形高速直流貼壁風(fēng)系統(tǒng)，模擬計(jì)算與改造結(jié)果表明，加裝貼壁風(fēng)后燃燒器區(qū)域和還原區(qū)貼壁O2體積分?jǐn)?shù)升高，CO體積分?jǐn)?shù)降低。陳敏生等[9]在600 MW對(duì)沖旋流燃燒鍋爐上安裝前后墻貼壁風(fēng)系統(tǒng)后，發(fā)現(xiàn)水冷壁側(cè)墻壁面強(qiáng)還原性氣氛得到有效改善，改造對(duì)鍋爐效率和NOx排放影響不大。方志星[10]采用數(shù)值模擬方法分析得到如下結(jié)論：前后墻加裝貼壁風(fēng)系統(tǒng)可有效改善近壁區(qū)還原性氣氛、降低側(cè)墻溫度并抑制高溫腐蝕。李文學(xué)等[11]在600 MW對(duì)沖旋流燃燒鍋爐上進(jìn)行了側(cè)墻縫隙式貼壁風(fēng)系統(tǒng)改造后的工業(yè)試驗(yàn)，證明側(cè)墻縫隙式貼壁風(fēng)可以改善鍋爐兩側(cè)墻貼壁煙氣還原性氣氛，并對(duì)不同運(yùn)行工況下貼壁風(fēng)風(fēng)門開(kāi)度進(jìn)行了優(yōu)化。趙瑞松等[12]將貼壁風(fēng)布置在高溫腐蝕最嚴(yán)重的側(cè)墻中部區(qū)域，采用數(shù)值模擬計(jì)算方法確定貼壁風(fēng)口直徑、風(fēng)口寬度和貼壁風(fēng)出口速度，并在某660 MW對(duì)沖燃燒鍋爐上成功應(yīng)用。李春曦等[13]對(duì)加裝側(cè)墻貼壁風(fēng)的對(duì)沖燃燒鍋爐進(jìn)行了全爐膛數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)加裝貼壁風(fēng)裝置后，側(cè)墻壁面的還原性氣氛得到有效改善，且對(duì)爐內(nèi)燃燒和污染物排放的影響較小。姚露等[14]采用數(shù)值模擬方法對(duì)對(duì)沖旋流燃燒鍋爐加裝組合式貼壁風(fēng)后的爐內(nèi)速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)及煙氣組分進(jìn)行了研究。楊希剛等[15]采用數(shù)值模擬方法分析了組合式貼壁風(fēng)取風(fēng)方式、風(fēng)率和噴口風(fēng)速等運(yùn)行參數(shù)對(duì)水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)、NOx排放質(zhì)量濃度和未燃盡碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)的影響，對(duì)貼壁風(fēng)風(fēng)率進(jìn)行了優(yōu)化。日本石川島播磨重工業(yè)(IHI)公司提出了一種貼壁風(fēng)技術(shù)，該貼壁風(fēng)布置在爐膛的冷灰斗區(qū)域，通過(guò)在冷灰斗上取下鰭片形成風(fēng)膜來(lái)防止結(jié)渣和高溫腐蝕[16]。由上述研究可知，學(xué)者們大多針對(duì)某一類貼壁風(fēng)進(jìn)行了相關(guān)專項(xiàng)研究，但將3種不同的貼壁風(fēng)布置方式同時(shí)進(jìn)行橫向比較，以確定優(yōu)選布置方案的研究較少。

筆者采用數(shù)值模擬方法研究了某600 MW對(duì)沖旋流燃燒鍋爐布置3種貼壁風(fēng)后水冷壁近壁區(qū)氣氛、爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度和未燃盡碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化，并在工程中予以驗(yàn)證。

1 設(shè)備概況

1.1 鍋爐簡(jiǎn)介

研究對(duì)象為某600 MW超臨界鍋爐，采用一次中間再熱、單爐膛、固態(tài)排渣和尾部雙煙道結(jié)構(gòu)。鍋爐爐膛長(zhǎng)度為22.187 3 m，寬度為8.28 m。爐膛四周為全焊膜式水冷壁。前后墻共布置36只旋流燃燒器，每層6只燃燒器，前后墻各布置3層。燃盡風(fēng)噴口布置在頂層燃燒器上方，每層布置6個(gè)。通過(guò)調(diào)整擋板門來(lái)控制每層風(fēng)箱進(jìn)風(fēng)量，擋板門設(shè)置在風(fēng)箱入口處，由氣動(dòng)執(zhí)行器進(jìn)行調(diào)節(jié)。制粉系統(tǒng)采用中速磨正壓直吹系統(tǒng)，每爐配6臺(tái)磨煤機(jī)。

1.2 3種貼壁風(fēng)布置方式

本次研究所考察的3種貼壁風(fēng)布置方式如圖1所示。前后墻布置方式：在鍋爐前后墻靠近側(cè)墻的位置布置噴口，二次風(fēng)通過(guò)噴口進(jìn)入爐膛，到達(dá)側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)，在水冷壁近壁區(qū)形成空氣膜。噴口通常采用圓形噴口，距側(cè)墻約700 mm，噴口直徑為150 mm，噴口風(fēng)速為25～50 m/s。兩側(cè)墻布置方式：在鍋爐的左右兩側(cè)墻上通過(guò)取下鰭片或在鰭片上打孔形成諸多貼壁風(fēng)噴口，二次風(fēng)通過(guò)這些噴口進(jìn)入爐內(nèi)，在水冷壁近壁區(qū)形成空氣膜。噴口通常為長(zhǎng)方形，噴口風(fēng)速較低，通常取5～8 m/s。全墻組合布置方式：在鍋爐的前后墻和兩側(cè)墻同時(shí)布置貼壁風(fēng)噴口，向兩側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)補(bǔ)充空氣。前后墻噴口采用圓形，側(cè)墻噴口采用長(zhǎng)方形。

(a) 前后墻布置方式貼壁風(fēng)

(b) 兩側(cè)墻布置方式貼壁風(fēng)

(c) 全墻組合布置方式貼壁風(fēng)圖1 3種典型布置方式貼壁風(fēng)示意圖Fig.1 Three main closing-to-wall air arrangement modes

2 數(shù)學(xué)模型及計(jì)算方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

氣相湍流流動(dòng)的模擬采用可實(shí)現(xiàn)的k-ε模型，氣固兩相選用拉格朗日隨機(jī)軌道模型。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”，即PSIC(Particle Source In Cell)法。輻射換熱計(jì)算采用P-1輻射模型，揮發(fā)分熱解模擬采用雙競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)熱解模型(Two Competing Rates Model)，揮發(fā)分燃燒采用混合分?jǐn)?shù)PDF法模擬，焦炭燃燒模擬采用擴(kuò)散-動(dòng)力模型。爐內(nèi)NOx生成計(jì)算采用后處理的方法，且只考慮熱力型NOx和燃料型NOx[17]，飛灰含碳量的計(jì)算采用碳平衡法，硫化氫氣體的生成模型采用文獻(xiàn)[18]和文獻(xiàn)[19]中的計(jì)算模型。

2.2 求解方法與邊界條件

進(jìn)行燃燒模擬時(shí)，首先對(duì)燃燒器內(nèi)部及其噴口區(qū)域的氣固兩相流場(chǎng)進(jìn)行冷態(tài)模擬，獲得燃燒器內(nèi)部和噴口流場(chǎng)分布結(jié)果。然后采用UDF(User Defined Functions)編譯程序?qū)@得的燃燒器噴口流場(chǎng)作為爐內(nèi)燃燒計(jì)算的入口邊界條件輸入，并進(jìn)行熱態(tài)計(jì)算，直至收斂。連續(xù)相與顆粒相之間的相互耦合計(jì)算采用組分運(yùn)輸模型和離散相(DPM)模型，壓力和速度的耦合計(jì)算采用半隱格式壓力關(guān)聯(lián)方程(Simple)算法。

入口邊界條件的設(shè)定依據(jù)鍋爐運(yùn)行數(shù)據(jù)、煤質(zhì)情況和運(yùn)行O2體積分?jǐn)?shù)計(jì)算結(jié)果而確定。爐膛出口為壓力出口，設(shè)定值為-100 Pa。3種布置方式的貼壁風(fēng)總風(fēng)率均為3.91%，其中全墻組合布置方式貼壁風(fēng)前后墻噴口風(fēng)率為2.23%，側(cè)墻噴口風(fēng)率為1.68%。本文模擬工況為鍋爐額定負(fù)荷，6臺(tái)磨煤機(jī)運(yùn)行，爐膛出口過(guò)量空氣系數(shù)為1.2。計(jì)算所用煤質(zhì)數(shù)據(jù)見(jiàn)表1。

表1 煤質(zhì)分析Tab.1 Proximate and ultimate analysis of the coal

2.3 數(shù)據(jù)處理方法

通常，高溫腐蝕發(fā)生傾向性較大的區(qū)域多為水冷壁貼壁煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)低于2.0%的區(qū)域。定義φ2.0為高溫腐蝕發(fā)生傾向性較大區(qū)域的面積(S1)與側(cè)墻折焰角下沿至冷灰斗轉(zhuǎn)折點(diǎn)之間面積(S0)之比，用φ2.0來(lái)定量分析不同布置方式下貼壁風(fēng)對(duì)側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)煙氣組分的改善效果。

(1)

具體計(jì)算方法為：首先由模擬計(jì)算結(jié)果得到距離側(cè)墻水冷壁100 mm處縱截面上的煙氣O2體積分?jǐn)?shù)云圖，見(jiàn)圖2。設(shè)定云圖中O2體積分?jǐn)?shù)的數(shù)值范圍為0～2.0%，這樣可將圖中O2體積分?jǐn)?shù)大于2.0%的區(qū)域全部變?yōu)闇\灰色，則所得深黑色區(qū)域即為O2體積分?jǐn)?shù)小于2.0%的區(qū)域。其次，使用圖形處理軟件將前面得到的深黑色區(qū)域與淺灰色區(qū)域分離成單獨(dú)的2個(gè)圖形，分別計(jì)算這2個(gè)圖形的面積S1和S2，再根據(jù)式(1)即可計(jì)算得到高溫腐蝕發(fā)生傾向性較大區(qū)域所占的比例。

圖2 高溫腐蝕發(fā)生傾向性較大區(qū)域所占比例計(jì)算方法示意圖

3 結(jié)果與分析

3.1 側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)分布

圖3和圖4給出了600 MW對(duì)沖旋流燃燒鍋爐未加裝貼壁風(fēng)基礎(chǔ)工況與加裝3種布置方式貼壁風(fēng)工況下側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)的分布情況。不同的是圖3中O2體積分?jǐn)?shù)的范圍為0%～21%，圖4中O2體積分?jǐn)?shù)的范圍為0%～2%。由圖3可知，基礎(chǔ)工況下側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)幾乎全部為0%，而3種布置方式貼壁風(fēng)均可以顯著提高側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)的O2體積分?jǐn)?shù)。由此可知，加裝貼壁風(fēng)后，通過(guò)向側(cè)墻水冷壁附近區(qū)域定向補(bǔ)風(fēng)，可大幅提高側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)，顯著改善側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛，減小高溫腐蝕發(fā)生區(qū)域面積。

圖3 3種布置方式貼壁風(fēng)水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)分布情況(φ(O2)=0%～21%)

圖4 3種布置方式貼壁風(fēng)水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)分布情況(φ(O2)=0%～2%)

Fig.4 Distribution of O2 fraction in the flue gas components close to water wall under three closing-to-wall air arrangement modes

進(jìn)一步對(duì)3種布置方式貼壁風(fēng)的高溫腐蝕傾向性指標(biāo)φ2.0進(jìn)行對(duì)比，按照第2.3節(jié)所述方法進(jìn)行數(shù)據(jù)處理后，得到基礎(chǔ)工況下φ2.0為65.79%，上述2種布置方式下O2體積分?jǐn)?shù)大于2%的區(qū)域面積占比分別為68.80%和61.38%，而全墻組合布置方式貼壁風(fēng)的φ2.0最低，僅為16.16%，O2體積分?jǐn)?shù)大于2%的區(qū)域面積占比可達(dá)83.84%。可見(jiàn)，在3種布置方式貼壁風(fēng)中，全墻組合布置方式貼壁風(fēng)最能有效改善側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛。

3.2 側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)分布

圖5給出了基礎(chǔ)工況與3種布置方式貼壁風(fēng)工況下側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)的分布情況。由圖5可知，基礎(chǔ)工況下側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)普遍高于30 000 μL/L。加裝貼壁風(fēng)后，側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)大幅降低，普遍低于10 000 μL/L。比較3種布置方式貼壁風(fēng)可以發(fā)現(xiàn)，全墻組合布置方式貼壁風(fēng)對(duì)應(yīng)的側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)最低，降低側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)的效果最佳。這表明在相同貼壁風(fēng)率的情況下，選取全墻組合布置方式貼壁風(fēng)可獲得最佳抑制高溫腐蝕的效果。

圖5 3種布置方式貼壁風(fēng)水冷壁近壁區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)分布情況

3.3 側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)H2S體積分?jǐn)?shù)分布

圖6給出了基礎(chǔ)工況與3種布置方式貼壁風(fēng)工況下側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)H2S體積分?jǐn)?shù)的分布情況。由圖6可知，基礎(chǔ)工況下側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)H2S體積分?jǐn)?shù)普遍高于150 μL/L。與基礎(chǔ)工況相比，3種布置方式貼壁風(fēng)均可將側(cè)墻近壁區(qū)大部分區(qū)域的H2S體積分?jǐn)?shù)降到150 μL/L以下，說(shuō)明加裝貼壁風(fēng)可降低側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)H2S體積分?jǐn)?shù)，改善水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛。比較3種布置方式貼壁風(fēng)的效果可知，全墻組合布置方式貼壁風(fēng)在降低水冷壁近壁區(qū)H2S體積分?jǐn)?shù)的同時(shí)，還使得該區(qū)域H2S體積分?jǐn)?shù)分布更為均勻，可大大降低高溫腐蝕發(fā)生的可能性。

圖6 3種布置方式貼壁風(fēng)水冷壁近壁區(qū)硫化氫(H2S) 體積分?jǐn)?shù)分布情況

綜上分析可知，在改善鍋爐兩側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛方面，全墻組合布置方式貼壁風(fēng)較其他2種布置方式貼壁風(fēng)有更明顯的優(yōu)勢(shì)。就前后墻布置方式貼壁風(fēng)而言，當(dāng)噴口射流速度較高時(shí)，雖然可以向鍋爐兩側(cè)墻的中心區(qū)域補(bǔ)充氧量，但是由于射流剛性較強(qiáng)，初始階段擴(kuò)散性差，導(dǎo)致側(cè)墻水冷壁在靠近鍋爐前后墻的區(qū)域存在大面積無(wú)法被射流覆蓋的區(qū)域，貼壁風(fēng)的覆蓋性不夠。當(dāng)噴口射流速度較低時(shí)，射流剛性較差，雖然可以向側(cè)墻靠近前后墻區(qū)域補(bǔ)充氧量，但射流無(wú)法到達(dá)側(cè)墻中心區(qū)域，導(dǎo)致該區(qū)域仍存在高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)。因此，前后墻布置方式貼壁風(fēng)無(wú)法同時(shí)向整個(gè)側(cè)墻的中心和兩側(cè)補(bǔ)充氧量。就兩側(cè)墻布置方式貼壁風(fēng)而言，由于側(cè)墻布置貼壁風(fēng)噴口的成膜特性受貼壁風(fēng)率、噴口布置方式及類型的影響，因此其改善效果也不及全墻組合布置方式貼壁風(fēng)。

3.4 爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度

圖7給出了不同布置方式貼壁風(fēng)工況下?tīng)t膛出口NOx排放質(zhì)量濃度的變化。由圖7可以看出，基礎(chǔ)工況下NOx排放質(zhì)量濃度為241 mg/m3，前后墻布置方式貼壁風(fēng)NOx排放質(zhì)量濃度為264.68 mg/m3，兩側(cè)墻布置方式貼壁風(fēng)NOx排放質(zhì)量濃度為252.62 mg/m3，全墻組合布置方式貼壁風(fēng)NOx排放質(zhì)量濃度為268.15 mg/m3。與基礎(chǔ)工況相比，加裝貼壁風(fēng)后爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度均有所增加。分析原因是數(shù)值模擬計(jì)算時(shí)，3種布置方式貼壁風(fēng)均取自燃盡風(fēng)，即在保持各層燃燒器配風(fēng)和風(fēng)量不變的條件下，減少燃盡風(fēng)的風(fēng)量，減弱了分級(jí)燃燒的效果，因此NOx排放量會(huì)增加。比較3種布置方式貼壁風(fēng)可知，全墻組合布置方式貼壁風(fēng)NOx排放質(zhì)量濃度最高，兩側(cè)墻布置方式貼壁風(fēng)NOx排放質(zhì)量濃度最低。這主要是由于全墻組合布置方式貼壁風(fēng)為從爐膛四周均勻送風(fēng)，更有利于使燃盡風(fēng)噴口以下范圍水冷壁近壁區(qū)附近的煙氣組分分布均勻，從而使主燃區(qū)燃燒更均勻、更充分，導(dǎo)致產(chǎn)生較多的NOx。

圖7 3種布置方式貼壁風(fēng)爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度Fig.7 NOx emission concentration at furnace outlet under three closing-to-wall air arrangement modes

3.5 未燃盡碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)

圖8給出了不同布置方式貼壁風(fēng)未燃盡碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化。由圖8可以看出，基礎(chǔ)工況下未燃盡碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)為6.18%，前后墻布置方式貼壁風(fēng)未燃盡碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)為3.59%，兩側(cè)墻布置方式貼壁風(fēng)未燃盡碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)為6.30%，全墻組合布置方式貼壁風(fēng)未燃盡碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)為3.18%；加裝貼壁風(fēng)后爐內(nèi)焦炭的燃盡效果均不同程度地提高。這是由于貼壁風(fēng)提高了爐內(nèi)主燃區(qū)的O2體積分?jǐn)?shù)，使得煤粉燃盡效果得到改善。其中，全墻組合布置方式貼壁風(fēng)的燃盡效果最佳，兩側(cè)墻布置方式貼壁風(fēng)的燃盡效果最差。這與第3.4節(jié)中爐膛出口NOx排放質(zhì)量濃度的分析結(jié)果基本一致。

圖8 3種布置方式貼壁風(fēng)未燃盡碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.8 Unburned carbon content of boiler under three closing-to- wall air arrangement modes

4 工程應(yīng)用

將上述研究結(jié)果應(yīng)用于某600 MW對(duì)沖旋流燃燒鍋爐。其中，全墻組合布置方式貼壁風(fēng)系統(tǒng)的前后墻噴口布置于各層燃燒器靠近側(cè)墻的位置，前后墻各3層，每層2個(gè)。前后墻噴口為圓形，通過(guò)在水冷壁上彎曲管子形成噴口，支吊在二次風(fēng)箱內(nèi)，采用電動(dòng)調(diào)節(jié)風(fēng)量。前后墻噴口所用風(fēng)源為同層燃燒器風(fēng)箱兩側(cè)擋板門前的二次風(fēng)，噴口風(fēng)速設(shè)計(jì)為 25 m/s，風(fēng)率為2.23%。

全墻組合布置方式貼壁風(fēng)系統(tǒng)的側(cè)墻噴口布置在爐膛左右兩側(cè)墻靠近中間區(qū)域，分3層布置，每層5個(gè)噴口，上下錯(cuò)列布置，以防止噴口掛焦，便于風(fēng)量控制。第1層側(cè)墻噴口位于第2層燃燒器中心線標(biāo)高以上1.5 m，第2層側(cè)墻噴口位于第3層燃燒器中心線標(biāo)高以上1.5 m，第3層側(cè)墻噴口位于燃盡風(fēng)噴口中心標(biāo)高以下3 m。側(cè)墻噴口的風(fēng)源也是二次風(fēng)大風(fēng)箱，噴口設(shè)計(jì)風(fēng)速為3 m/s，設(shè)計(jì)風(fēng)率為1.68%。

安裝全墻組合布置方式貼壁風(fēng)后的運(yùn)行參數(shù)見(jiàn)表2，其中參數(shù)所用的測(cè)量方法參見(jiàn)文獻(xiàn)[17]。由表2可知，安裝全墻組合布置方式貼壁風(fēng)后，水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)明顯提高，CO和H2S體積分?jǐn)?shù)顯著降低。左、右兩側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)平均值分別由0.24%和0.26%升高到3.02%和2.52%，H2S體積分?jǐn)?shù)平均值分別由284.80 μL/L和294.60 μL/L降低至69.57 μL/L和85.27 μL/L，分別降低了75.57%和71.06%；CO體積分?jǐn)?shù)平均值分別由5.59%和5.48%降低到1.68%和1.96%，分別降低了69.95%和64.23%。加裝全墻組合布置方式貼壁風(fēng)前后，鍋爐效率、過(guò)熱器和再熱器減溫水質(zhì)量流量、SCR入口NOx質(zhì)量濃度以及飛灰含碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化不明顯。這是由于進(jìn)入爐膛的貼壁風(fēng)總量較小，約為二次風(fēng)總量的4%，運(yùn)行中保證進(jìn)入爐膛的總風(fēng)量、一二次風(fēng)配比不變，因而未影響主燃區(qū)的燃燒狀況。

表2 工程應(yīng)用測(cè)試結(jié)果Tab.2 Results of engineering application

5 結(jié) 論

(1) 加裝貼壁風(fēng)可提高水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)，降低H2S體積分?jǐn)?shù)，顯著改善水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛，緩解側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕；若貼壁風(fēng)取自燃盡風(fēng)，會(huì)減弱爐內(nèi)空氣分級(jí)效果，使?fàn)t膛出口NOx排放質(zhì)量濃度不同程度地升高，但可以改善煤粉的燃盡。

(2) 與前后墻布置方式貼壁風(fēng)和兩側(cè)墻布置方式貼壁風(fēng)相比，全墻組合布置方式貼壁風(fēng)是性能最佳的布置方式，可以顯著改善對(duì)沖旋流燃燒鍋爐左右兩側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛，高溫腐蝕發(fā)生傾向性較高區(qū)域面積所占比例可降低至20%以下，而其他2種布置方式為30%～40%。

(3) 全墻組合布置方式貼壁風(fēng)技術(shù)在600 MW對(duì)沖旋流燃燒鍋爐上的運(yùn)行結(jié)果表明，加裝全墻組合布置方式貼壁風(fēng)后，側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)平均值由0.25%升高到2.5%以上，H2S體積分?jǐn)?shù)平均值降低70%以上，CO體積分?jǐn)?shù)平均值約降低65%，但鍋爐效率、過(guò)熱器和再熱器減溫水質(zhì)量流量、SCR入口NOx質(zhì)量濃度和飛灰含碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)等未見(jiàn)明顯變化，防高溫腐蝕效果十分顯著。