對沖旋流燃燒鍋爐側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛分布特性

李永生， 劉建民， 陳國慶， 黃啟龍， 蔡 培

(國電科學(xué)技術(shù)研究院 清潔高效燃煤發(fā)電與污染物控制國家重點實驗室， 南京 210023)

?

對沖旋流燃燒鍋爐側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛分布特性

李永生， 劉建民， 陳國慶， 黃啟龍， 蔡 培

(國電科學(xué)技術(shù)研究院 清潔高效燃煤發(fā)電與污染物控制國家重點實驗室， 南京 210023)

以某660 MW超臨界對沖旋流燃燒鍋爐為研究對象，采用現(xiàn)場試驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，考察了不同運行工況下鍋爐側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛的分布特征，分析了機組負(fù)荷、運行氧量、燃盡風(fēng)開度及燃燒器二次風(fēng)配風(fēng)方式等燃燒調(diào)整手段對側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)、CO體積分?jǐn)?shù)、H2S質(zhì)量濃度以及脫硝入口NOx質(zhì)量濃度的影響.結(jié)果表明：負(fù)荷越高，側(cè)墻近壁區(qū)還原性氣氛越強，高溫腐蝕主要發(fā)生在高負(fù)荷工況下；提高運行氧量、降低燃盡風(fēng)風(fēng)量，雖可提高側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)，但提高幅度有限，且影響NOx質(zhì)量濃度；提高靠近側(cè)墻燃燒器的二次風(fēng)量，降低二次風(fēng)旋流強度對側(cè)墻近壁區(qū)煙氣組分的影響并不明顯.

高溫腐蝕； 硫化氫； 低氮燃燒； 還原性氣氛

近年來，隨著國家環(huán)保要求的不斷提高，特別是新火電廠排放標(biāo)準(zhǔn)(GB 13223—2011)的實施，燃煤發(fā)電機組普遍進(jìn)行了NOx排放控制技術(shù)改造，普遍采用低氮燃燒技術(shù)與SCR脫硝技術(shù)相結(jié)合的綜合防治措施[1-2].低氮燃燒技術(shù)營造的爐內(nèi)還原性氣氛雖可降低NOx的排放，但若空氣分級過度則會影響鍋爐的安全運行.首先，還原區(qū)含有大量強腐蝕性氣體，如H2S，在一定條件下極易破壞水冷壁表面的氧化鐵保護(hù)膜，導(dǎo)致水冷壁出現(xiàn)硫酸鹽和硫化物型高溫腐蝕[3-4].其次，煤的灰熔點隨還原性氣氛的增強而降低，這不僅會導(dǎo)致水冷壁結(jié)渣，還會加劇高溫腐蝕[5-7].

針對鍋爐水冷壁的高溫腐蝕，國內(nèi)外研究者進(jìn)行了相關(guān)研究.秦明等[8]采用數(shù)值模擬方法，分析了四角切圓鍋爐水冷壁近壁區(qū)H2S的分布特性，確定了空氣分級燃燒爐內(nèi)H2S的主要分布區(qū)域，為防治水冷壁高溫腐蝕提供了重要參考依據(jù).楊揚等[9]采用試驗方法測量了600 MW四角切圓鍋爐水冷壁近壁區(qū)還原性氣體的分布特性，分析了燃盡風(fēng)風(fēng)量、運行氧量和煤種的影響.張知翔等[10]針對四角切圓鍋爐水冷壁高溫腐蝕問題，提出了一種貼壁風(fēng)裝置，并采用數(shù)值模擬方法進(jìn)行了優(yōu)化.鄧念念等[11]采用數(shù)值模擬方法，研究了對沖燃燒鍋爐爐內(nèi)燃燒過程，并重點分析了壁面區(qū)域溫度場對水冷壁結(jié)渣的影響.李敏等[12]采用數(shù)值模擬方法，分析了對沖燃燒鍋爐水冷壁高溫腐蝕的成因，重點分析了流場的影響，并提出了貼壁風(fēng)技術(shù)方案.陳敏生等[13-14]采用數(shù)值模擬方法優(yōu)化了前后墻貼壁風(fēng)噴口布置方案，并給出了貼壁風(fēng)對爐內(nèi)燃燒特性的影響.

由上述研究可知，針對四角切圓鍋爐水冷壁高溫腐蝕問題，國內(nèi)學(xué)者從試驗調(diào)整、數(shù)值模擬到貼壁風(fēng)技術(shù)改造已進(jìn)行了非常詳盡的研究，而針對對沖旋流燃燒鍋爐水冷壁高溫腐蝕問題，僅開展了相關(guān)數(shù)值模擬研究工作，主要分析了腐蝕的成因以及貼壁風(fēng)布置方案的優(yōu)化，對爐內(nèi)還原性氣氛的實際分布情況及運行調(diào)整的影響缺乏相關(guān)試驗研究.筆者以某電廠660 MW超臨界對沖旋流燃燒鍋爐為研究對象，采用現(xiàn)場試驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，考察了機組負(fù)荷、運行氧量、燃盡風(fēng)(OFA)開度以及燃燒器內(nèi)外二次風(fēng)配風(fēng)方式等燃燒調(diào)整手段對水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛分布特性的影響，以期為對沖旋流燃燒鍋爐水冷壁高溫腐蝕防治提供參考.

1 鍋爐概況

某電廠DG 2141/25.4-II7型鍋爐為超臨界參數(shù)直流爐，采用一次中間再熱、單爐膛、平衡通風(fēng)、尾部雙煙道.制粉系統(tǒng)為正壓直吹式，配備6臺中速磨煤機.燃燒器為DBC-OPPC型低NOx燃燒器，采用前后墻對沖布置，共36只，前墻18只，后墻18只，各分3層布置，每層6只.分別在前后墻距離最上層燃燒器一定距離處布置一層OFA噴口，每層8只，其中2只側(cè)OFA噴口位置略低于其余6只OFA噴口.每層風(fēng)箱入口處均設(shè)置擋板門用以調(diào)整風(fēng)箱的進(jìn)風(fēng)量，風(fēng)箱入口擋板門由氣動執(zhí)行器進(jìn)行調(diào)節(jié).爐膛四周為全焊膜式水冷壁，由下部螺旋盤繞上升水冷壁和上部垂直上升水冷壁2種結(jié)構(gòu)組成.

該機組整套啟動運行半年后，出現(xiàn)水冷壁高溫腐蝕現(xiàn)象(見圖1).高溫腐蝕主要發(fā)生在第一層燃燒器至燃盡風(fēng)之間的左、右兩側(cè)墻，集中在爐深方向的中間區(qū)域.左側(cè)墻(A側(cè))高溫腐蝕區(qū)呈零星分布，右側(cè)墻(B側(cè))高溫腐蝕區(qū)呈連續(xù)分布，腐蝕特征與文獻(xiàn)中報道的對沖旋流燃燒鍋爐腐蝕特征基本一致.

圖1 側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕形貌Fig.1 High-temperature corrosion morphology of side water walls

2 測點布置及測量方法

2.1 測點的布置

在爐膛兩側(cè)墻安裝了測點，用于測量水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2、CO和H2S體積分?jǐn)?shù)的分布情況，測點位置如圖2所示.

圖2 測點布置示意圖Fig.2 Arrangement diagram of measurement points

第1層測點布置在第1層燃燒器與第2層燃燒器之間，標(biāo)高為22 m.第2層測點布置在第2層燃燒器與第3層燃燒器之間，標(biāo)高為27 m.第3層測點布置在第3層燃燒器與燃盡風(fēng)之間，標(biāo)高為33 m.每層布置3個測點，測點間距取3.5 m，中間測點位于側(cè)墻寬度方向中心線上.為便于分析敘述，左側(cè)墻第1層測點靠近前墻的編號為A1-1，側(cè)墻中心位置的編號為A1-2，靠近后墻的編號為A1-3.左側(cè)墻第2層和第3層測點的編號依次為A2-1、A2-2、A2-3、A3-1、A3-2、A3-3.右側(cè)墻測點編號次序與左側(cè)墻類似，用B表示.

2.2 測量方法及試驗條件

試驗中，采用NGA2000、TESTO350、煙氣預(yù)處理器和煙氣流量稀釋器測量水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)、CO體積分?jǐn)?shù)和H2S質(zhì)量濃度以及脫硝入口NOx質(zhì)量濃度.為減弱取樣中煙氣冷凝對H2S質(zhì)量濃度測量結(jié)果的影響，在取樣過程中將煙氣先經(jīng)冷凝器急冷，然后再稀釋通入煙氣分析儀.試驗煤質(zhì)見表1.

表1 煤種特性Tab.1 Analyses of the coal quality

2.3 數(shù)值模擬方法

關(guān)于爐內(nèi)流動、燃燒過程的數(shù)值模擬，筆者選用的數(shù)學(xué)模型、網(wǎng)格劃分方式、邊界條件及數(shù)值求解方法與參考文獻(xiàn)[14]中一致.硫化物氣體生成模型采用文獻(xiàn)[8]和文獻(xiàn)[15]中的計算模型.

3 結(jié)果與分析

3.1 水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)分布

圖3給出了爐膛四周水冷壁近壁區(qū)(距水冷壁管中心線100 mm處)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)分布的模擬結(jié)果.由圖3可知，左、右兩側(cè)墻OFA噴口以下，除靠近前、后墻區(qū)域外，煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)均低于0.005，OFA噴口以上區(qū)域煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)較高，大于0.02.前、后墻水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)沿著爐膛高度的分布與左、右兩側(cè)墻分布趨勢相反，在OFA噴口以下水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)高，約0.1，而在OFA噴口以上水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)相對較低，但仍高于0.01.由此可知，對沖旋流燃燒鍋爐水冷壁近壁區(qū)出現(xiàn)還原性氣體的區(qū)域主要集中在左、右兩側(cè)墻OFA噴口以下的區(qū)域，這也是極易發(fā)生高溫腐蝕的區(qū)域.

(a)前墻(b)后墻

(c)左側(cè)(A側(cè))墻(d)右側(cè)(B側(cè))墻

圖3 爐膛四周水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)

Fig.3 O2concentration close to water walls

3.2 機組負(fù)荷的影響

圖4給出了不同機組負(fù)荷下B側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)、CO體積分?jǐn)?shù)和H2S質(zhì)量濃度的分布.由圖4可知，隨著機組負(fù)荷的升高，各測點測得的O2體積分?jǐn)?shù)基本呈降低的趨勢.360 MW機組負(fù)荷下，各測點測得的O2體積分?jǐn)?shù)均高于0.5%，高于1%的測點數(shù)量占60%，而500 MW及以上機組負(fù)荷，第2、第3層測點測得的O2體積分?jǐn)?shù)極低，最高值為0.9%，最低值為0.01%.另外，近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)沿著爐膛高度方向逐漸降低，對同層測點對比后發(fā)現(xiàn)，前墻近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)高于后墻.

比較不同機組負(fù)荷下H2S質(zhì)量濃度和CO體積分?jǐn)?shù)可以發(fā)現(xiàn)，隨著機組負(fù)荷的升高，各測點測得的H2S質(zhì)量濃度和CO體積分?jǐn)?shù)逐漸升高.360 MW機組負(fù)荷下，除B1-3和B2-3外，其余各測點的H2S質(zhì)量濃度均小于150 mg/m3，而600 MW機組負(fù)荷下除B1-1和B1-2外，其余各測點的H2S質(zhì)量濃度均高于450 mg/m3，其中B2-3和B3-2測點的H2S質(zhì)量濃度超過儀器量程1 518 mg/m3.比較測得的H2S質(zhì)量濃度和CO體積分?jǐn)?shù)分布可以發(fā)現(xiàn)，H2S質(zhì)量濃度和CO體積分?jǐn)?shù)分布沿著爐膛高度方向呈遞增趨勢，與O2體積分?jǐn)?shù)分布趨勢相反，在寬度方向上靠近前墻區(qū)域的H2S質(zhì)量濃度和CO體積分?jǐn)?shù)明顯低于靠近后墻區(qū)域.

(a) O2體積分?jǐn)?shù)

(b) H2S質(zhì)量濃度

(c) CO體積分?jǐn)?shù)圖4 機組負(fù)荷對水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)、H2S 質(zhì)量濃度和CO體積分?jǐn)?shù)的影響Fig.4 Effect of unit load on the O2, H2S and CO concentration close to water walls

綜上，對比不同機組負(fù)荷下B側(cè)墻近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)、CO體積分?jǐn)?shù)和H2S質(zhì)量濃度分布可知，低負(fù)荷下近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)相對較高，而H2S質(zhì)量濃度較低，高負(fù)荷下近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)較低，而H2S質(zhì)量濃度較高，易發(fā)生高溫腐蝕.結(jié)合高溫腐蝕的機理可以推測，對沖旋流燃燒鍋爐左右兩側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕主要發(fā)生在高負(fù)荷工況下.比較高負(fù)荷下左右兩側(cè)墻近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)和H2S質(zhì)量濃度分布特征可知，易發(fā)生高溫腐蝕的區(qū)域在高度上位于第2層燃燒器至燃盡風(fēng)之間區(qū)段，在寬度上主要集中在左右兩側(cè)墻中間及偏后區(qū)域.

3.3 運行氧量的影響

在500 MW機組負(fù)荷下，保持各層風(fēng)箱擋板門開度不變，考察了運行氧量對B側(cè)墻近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)、CO體積分?jǐn)?shù)和H2S質(zhì)量濃度以及脫硝入口NOx質(zhì)量濃度的影響，試驗結(jié)果見圖5和表2.由圖5(a)可知，隨著運行氧量的升高，各測點測得的O2體積分?jǐn)?shù)基本呈遞增趨勢.對比各測點O2體積分?jǐn)?shù)的增加幅度可以發(fā)現(xiàn)，靠近前墻的B1-1、B2-1和B3-1 測點變化比較明顯，而靠近側(cè)墻中心和后墻位置的測點變化并不顯著，特別是位于還原區(qū)的第3層測點，O2體積分?jǐn)?shù)基本無明顯變化，均低于0.3%.由圖5(b)和圖5(c)可知，提高運行氧量，側(cè)墻近壁區(qū)煙氣中H2S質(zhì)量濃度和CO體積分?jǐn)?shù)雖有所降低，但是位于還原區(qū)的第3層測點H2S質(zhì)量濃度仍極高，B3-2和B3-3測點的H2S質(zhì)量濃度仍超過儀器量程1 518 mg/m3.

(a) O2體積分?jǐn)?shù)

(b) H2S質(zhì)量濃度

(c) CO體積分?jǐn)?shù)圖5 運行氧量對水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)、H2S質(zhì)量濃度和 CO體積分?jǐn)?shù)的影響Fig.5 Effect of operation oxygen volume on the O2, H2S and CO concentration close to water walls

由此可知，提高運行氧量雖可提高主燃區(qū)煙氣中的O2體積分?jǐn)?shù)，降低CO體積分?jǐn)?shù)和H2S質(zhì)量濃度，但由于采用空氣分級燃燒，主燃區(qū)和還原區(qū)過量空氣系數(shù)仍小于1，側(cè)墻近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)仍較低.

表2 不同運行氧量下脫硝入口NOx質(zhì)量濃度1)Tab.2 Effect of operation oxygen volume on the NOxconcentration at SCR inlet

注：1) NOx質(zhì)量濃度為折算到標(biāo)態(tài)、干基、6%O2體積分?jǐn)?shù)下的值.

表2給出了運行氧量對脫硝入口NOx質(zhì)量濃度的影響.由表2可知，隨著運行氧量的提高，脫硝入口NOx質(zhì)量濃度呈遞增趨勢，運行氧量由2.34%升高至4.7%，兩側(cè)脫硝入口平均NOx質(zhì)量濃度由336 mg/m3提高到400.5 mg/m3，升高了19%.由此可知，提高運行氧量雖可提高水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)，降低CO體積分?jǐn)?shù)和H2S質(zhì)量濃度，但會大幅度提高脫硝入口NOx質(zhì)量濃度.

3.4 燃盡風(fēng)風(fēng)門開度的影響

在360 MW和500 MW機組負(fù)荷下，保持運行氧量和各層風(fēng)箱擋板門開度不變，改變?nèi)急M風(fēng)風(fēng)門開度，考察其對脫硝入口NOx質(zhì)量濃度和側(cè)墻近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)、CO體積分?jǐn)?shù)和H2S質(zhì)量濃度的影響，試驗中燃盡風(fēng)風(fēng)門開度的變化見表3，試驗結(jié)果見圖6.由圖6可知，2個試驗負(fù)荷下減小燃盡風(fēng)風(fēng)門開度，第2層和第3層測點測得的O2體積分?jǐn)?shù)均有所上升，但幅度均不大，側(cè)墻中心和靠近后墻測點測得的O2體積分?jǐn)?shù)仍低于1%，而第1層測點測得的O2體積分?jǐn)?shù)隨著燃盡風(fēng)風(fēng)門開度的降低，360 MW機組負(fù)荷下呈降低趨勢，500 MW機組負(fù)荷下呈升高趨勢.由2個試驗負(fù)荷下近壁區(qū)H2S質(zhì)量濃度的分布特征可知，減小燃盡風(fēng)風(fēng)門開度，H2S質(zhì)量濃度降低.

減小燃盡風(fēng)風(fēng)門開度，可將更多的二次風(fēng)分配到主燃區(qū)，有利于提高主燃區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)，因此側(cè)墻近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)提高.但由于各層風(fēng)箱擋板門開度及燃燒器阻力不同，致使各層燃燒器配風(fēng)并不均勻，因此減小燃盡風(fēng)風(fēng)門開度對各層燃燒器風(fēng)量的影響并不同，以致各層測點測得的O2體積分?jǐn)?shù)增加幅度并不相同.另外，煤在燃燒過程中硫有2種轉(zhuǎn)化形式，在氧氣充足的條件下生成SO2，在缺氧條件下生成H2S.在爐膛中這2種產(chǎn)物并存，各自的份額取決于O2體積分?jǐn)?shù).增加主燃區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)，可以提高S向SO2的轉(zhuǎn)化，從而抑制H2S生成，因此，隨著燃盡風(fēng)風(fēng)門開度的減小，H2S質(zhì)量濃度降低.

(a) O2體積分?jǐn)?shù)

(b) H2S質(zhì)量濃度圖6 燃盡風(fēng)風(fēng)門開度對水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)和H2S 質(zhì)量濃度的影響Fig.6 Effect of OFA volume on the O2 and H2S concentration close to water walls

在實際運行中，由于高負(fù)荷下無法將燃盡風(fēng)風(fēng)門全關(guān)，為此采用數(shù)值模擬方法對比了燃盡風(fēng)風(fēng)門全開和全關(guān)2個工況下水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)的分布情況，結(jié)果見圖7.由圖7可知，若燃盡風(fēng)風(fēng)門全關(guān)，水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)顯著升高，最低值為1%，平均值為4.2%.

(a)全關(guān)工況(b)全開工況

圖7 燃盡風(fēng)風(fēng)門全開和全關(guān)工況下水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)

Fig.7 O2concentration close to water walls in the case of fully closed and opened OFA

表3給出了360 MW和500 MW機組負(fù)荷下燃盡風(fēng)風(fēng)門開度對脫硝入口NOx質(zhì)量濃度的影響.由表3可知，360 MW機組負(fù)荷下，將燃盡風(fēng)A側(cè)風(fēng)門開度由54%減小至32%，B側(cè)風(fēng)門開度由38%減小至25%，A側(cè)脫硝入口NOx質(zhì)量濃度由350 mg/m3升高到355 mg/m3，B側(cè)脫硝入口NOx質(zhì)量濃度由322 mg/m3升高到338 mg/m3.500 MW機組負(fù)荷下，將燃盡風(fēng)A側(cè)風(fēng)門開度由71%減小至50%，B側(cè)風(fēng)門開度由65%減小至40%，A側(cè)脫硝入口NOx質(zhì)量濃度由362 mg/m3升高到385 mg/m3，B側(cè)脫硝入口NOx質(zhì)量濃度由354 mg/m3升高到373 mg/m3.

表3 不同燃盡風(fēng)風(fēng)門開度下脫硝入口NOx質(zhì)量濃度Tab.3 Effect of OFA volume on the NOx concentration at SCR inlet

綜上，減小燃盡風(fēng)風(fēng)門開度，雖可降低燃盡風(fēng)風(fēng)率，提高主燃區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)，但會導(dǎo)致NOx質(zhì)量濃度升高，破壞低氮改造分級燃燒降低NOx質(zhì)量濃度的技術(shù)意圖.另外，脫硝入口NOx質(zhì)量濃度升高，增加了SCR脫硝系統(tǒng)NOx控制負(fù)擔(dān)，會導(dǎo)致脫硝系統(tǒng)噴氨量增加、氨逃逸率升高，影響空氣預(yù)熱器和除塵器的安全穩(wěn)定運行.

3.5 二次風(fēng)配風(fēng)方式的影響

為了提高側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)，降低H2S質(zhì)量濃度和CO體積分?jǐn)?shù)，緩解水冷壁高溫腐蝕，進(jìn)行了燃燒器內(nèi)外二次風(fēng)配風(fēng)的調(diào)整試驗.筆者主要對比2種配風(fēng)方式，方式1為常規(guī)的均等配風(fēng)，即同層各只燃燒器內(nèi)外二次風(fēng)開度相同.方式2是將靠近側(cè)墻的燃燒器內(nèi)二次風(fēng)關(guān)小，只留少許開度冷卻噴口，將外二次風(fēng)擋板調(diào)為直流，增大靠近側(cè)墻燃燒器的二次風(fēng)量和穿透深度.調(diào)整后測得的近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)和H2S質(zhì)量濃度見圖8.

(a) O2體積分?jǐn)?shù)

(b) H2S質(zhì)量濃度圖8 二次風(fēng)配風(fēng)方式對水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)和H2S質(zhì)量濃度的影響Fig.8 Effect of secondary air distribution mode on the O2 and H2S concentration close to water walls

由圖8可以看出，提高靠近側(cè)墻燃燒器的二次風(fēng)風(fēng)量及射流剛性，可以顯著提高第1層測點測得的O2體積分?jǐn)?shù)，但對第2、第3層測點測得的O2體積分?jǐn)?shù)影響并不明顯.分析其原因為，將外二次風(fēng)由旋流改為直流，雖可提高二次風(fēng)風(fēng)量和射流剛性，但由于靠側(cè)墻燃燒器距側(cè)墻距離(3.461 m)較大，擴(kuò)散到側(cè)墻近壁區(qū)氣流氧量已基本耗盡，因此，對近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)影響并不明顯.

為進(jìn)一步分析燃燒器內(nèi)外二次風(fēng)配風(fēng)方式對側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)的影響，采用數(shù)值模擬方法分析了外二次風(fēng)葉片角度的影響，模擬結(jié)果見圖9.由圖9可以看出，在保證各只燃燒器風(fēng)量不變的條件下，將外二次風(fēng)葉片角度由55°降低到35°，側(cè)墻中間近壁區(qū)煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)變化不明顯，而靠近前后墻區(qū)域的O2體積分?jǐn)?shù)略有提高，但幅度不大，這進(jìn)一步說明了燃燒器二次風(fēng)配風(fēng)調(diào)整對側(cè)墻近壁區(qū)煙氣組分影響不大.

(a)35°(b)45°(c)55°

圖9 外二次風(fēng)葉片角度對水冷壁近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)的影響

Fig.9 Effect of vane angles of outer secondary air on the O2concentration close to water walls

4 結(jié) 論

(1) 對沖旋流燃燒鍋爐側(cè)墻水冷壁近壁區(qū)還原性氣氛隨著機組負(fù)荷的升高而增強，高溫腐蝕主要發(fā)生在高負(fù)荷工況下，易腐蝕區(qū)域位于第2層燃燒器至燃盡風(fēng)區(qū)段，主要集中在側(cè)墻中間和偏后墻區(qū)域.

(2) 減小燃盡風(fēng)風(fēng)門開度，側(cè)墻近壁區(qū)CO體積分?jǐn)?shù)和H2S質(zhì)量濃度均降低，主燃區(qū)上部O2體積分?jǐn)?shù)略有升高，但幅度不大，側(cè)墻中心和靠近后墻區(qū)域O2體積分?jǐn)?shù)依然較低，仍存在高溫腐蝕的風(fēng)險，且脫硝入口NOx質(zhì)量濃度升高.

(3) 隨著運行氧量的增加，側(cè)墻近壁區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)略有升高，H2S質(zhì)量濃度降低，但NOx質(zhì)量濃度顯著增加；改變靠近側(cè)墻燃燒器的內(nèi)外二次風(fēng)葉片角度，增加二次風(fēng)量和射流剛性，對側(cè)墻近壁區(qū)還原性氣氛的影響并不明顯.

(4) 采用燃燒調(diào)整的手段可提高兩側(cè)墻水冷壁局部區(qū)域煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)，減弱還原性氣氛，在一定程度上可緩解高溫腐蝕，但尚無法從根本上解決該問題.

[1] 蔣敏華, 黃斌. 燃煤發(fā)電技術(shù)發(fā)展展望[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2012, 32(29): 1-8.

JIANG Minhua, HUANG Bin. Prospects on coal-fired power generation technology development[J]. Proceedings of the CSEE, 2012, 32(29): 1-8.

[2] 孫紹增, 秦裕琨, 許煥煥. 因地制宜制定適合國情的NOx排放標(biāo)準(zhǔn)[J]. 中國電力企業(yè)管理, 2011(9): 28-29.

SUN Shaozeng, QIN Yukun, XU Huanhuan. According to the local conditions develop NOxemission standard suitable for the national conditions[J]. China Power Enterprise Management, 2011(9): 28-29.

[3] 殷立寶, 馬侖, 張成, 等. 超臨界對沖燃燒鍋爐水冷壁向火側(cè)起皮成因分析[J]. 動力工程學(xué)報, 2015, 35(4): 257-262, 269.

YIN Libao, MA Lun, ZHANG Cheng, et al. Cause analysis on water-wall fireside oxidation in a supercritical opposed firing boiler[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2015, 35(4): 257-262, 269.

[4] PRONOBIS M, LITKA R. Rate of corrosion of waterwalls in supercritical pulverised fuel boilers[J]. Chemical and Process Engineering, 2012, 33(2): 263-277.

[5] BRYERS R W. Fireside slagging, fouling, and high-temperature corrosion of heat-transfer surface due to impurities in steam-raising fuels[J]. Progress in Energy and Combustion Science,1996, 22(1): 29-120.

[6] 周武, 莊正寧, 劉泰生, 等. 切向燃燒鍋爐爐膛結(jié)渣問題的研究[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2005, 25(4): 131-135.

ZHOU Wu, ZHUANG Zhengning, LIU Taisheng, et al. Study on slagging problem in the furnace of a tangential fired boiler[J]. Proceedings of the CSEE, 2005, 25(4): 131-135.

[7] 黨林貴, 陳國喜, 王春玉, 等. 前后墻對沖旋流燃燒鍋爐爐膛結(jié)渣試驗研究和改造實踐[J]. 動力工程學(xué)報, 2015, 35(10): 781-785.

DANG Lingui, CHEN Guoxi, WANG Chunyu, et al. Experimental study on slagging mechanism in an opposite firing boiler and the countermeasures[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2015, 35(10): 781-785.

[8] 秦明, 姜文婷, 吳少華. 空氣分級燃燒爐內(nèi)壁面硫化物分布的數(shù)值模擬[J]. 動力工程學(xué)報, 2016, 36(2): 91-98.

QIN Ming, JIANG Wenting, WU Shaohua. Numerical simulation of sulfide distribution on furnace walls with air-staged combustion[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2016, 36(2): 91-98.

[9] 楊揚. 600 MW超臨界機組低NOx燃燒協(xié)調(diào)優(yōu)化研究[D]. 杭州: 浙江大學(xué), 2013.

[10] 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)計及優(yōu)化模擬[J]. 動力工程學(xué)報, 2011, 31(2): 79-84, 102.

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, 102.

[11] 鄧念念, 周臻, 肖祥, 等. 660 MW旋流對沖燃煤鍋爐燃燒過程的數(shù)值模擬及結(jié)渣分析[J]. 動力工程學(xué)報, 2014, 34(9): 673-677.

DENG Niannian, ZHOU Zhen, XIAO Xiang, et al. 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): 673-677.

[12] 李敏, 丘紀(jì)華, 向軍, 等. 鍋爐水冷壁高溫腐蝕運行工況的防腐模擬[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2002, 22(7): 150-154.

LI Min, QIU Jihua, XIANG Jun, et al. Ananti-corrosion simulation for the high temperature corrosion on boiler water-wall during different operation[J]. Proceedings of the CSEE, 2002, 22(7): 150-154.

[13] 陳敏生, 廖曉春. 600 MW超臨界鍋爐防止高溫腐蝕技術(shù)改造和運行調(diào)整[J]. 中國電力, 2014, 47(4): 56-59, 117.

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, 117.

[14] 陳天杰, 姚露, 劉建民, 等. 某660 MW前后墻對沖燃煤鍋爐貼壁風(fēng)優(yōu)化方案的數(shù)值模擬[J]. 中國電機工程學(xué)報, 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.

[15] 李永華, 陳鴻偉, 劉吉臻, 等. 煤粉燃燒排放特性數(shù)值模擬[J].中國電機工程學(xué)報, 2003, 23(3): 166-169.

LI Yonghua, CHEN Hongwei, LIU Jizhen, et al. Numerical simulation on emission characteristics of pulverized coal combustion[J]. Proceedings of the CSEE, 2003, 23(3): 166-169.

Distribution Characteristics of Reductive Atmosphere Close to the Water Wall of an Opposed Firing Boiler

LIYongsheng,LIUJianmin,CHENGuoqing,HUANGQilong,CAIPei

(State Key Laboratory of Clean and Efficient Coal-fired Power Generation and Pollution Control,Guodian Science and Technology Research Institute, Nanjing 210023, China)

Taking a 660 MW supercritical opposed firing boiler as an object of study, experimental tests and numerical simulations were conducted to investigate the distribution characteristics of reductive atmosphere close to the side wall under different operation conditions, so as to analyze the effects of following factors on the O2, CO and H2S concentration close to the water wall, and on the NOxconcentration at the inlet of SCR system, such as the unit load, operation oxygen volume, over fire air (OFA) volume and the secondary air distribution mode of burners, etc. Results show that the higher the unit load, the stronger the reductive atmosphere; high-temperature corrosion mainly occurs in the case of high unit load. The O2concentration close to side walls can be improved by means of changing the volume of operation oxygen and OFA, but in a limited extent and with negative effect on NOxemission. Increasing the volume and reducing the swirl intensity of secondary air for burners close to side walls have no obvious effect on the reductive atmosphere.

high-temperature corrosion; hydrothion; low-NOxcombustion; reductive atmosphere

2016-07-11

清潔高效燃煤發(fā)電與污染物控制國家重點實驗室科技資助項目

李永生(1964-)，男，山西嵐縣人，高級工程師，碩士，研究方向為潔凈煤燃燒技術(shù). 陳國慶(通信作者)，男，博士，電話(Tel．)：025-89620929；E-mail：chengqhit@163.com.

1674-7607(2017)07-0513-07

TK229.2

A

470.30