新型組合貼壁風(fēng)對(duì)鍋爐水冷壁高溫腐蝕氣氛影響的模擬研究

徐順生，冉偉鈴，趙冬勇，羅潔，王控瑤

（1.湘潭大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湖南 湘潭 411105；2.中南大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410083）

據(jù)統(tǒng)計(jì)，我國(guó)大約80%以上大型電站燃煤鍋爐存在不同程度的高溫腐蝕問(wèn)題[1]。對(duì)于旋流對(duì)沖燃煤鍋爐，由于煤粉從旋流燃燒器出來(lái)對(duì)沖后易向側(cè)墻偏離，導(dǎo)致側(cè)墻產(chǎn)生高溫和較強(qiáng)還原性氣氛[2]。水冷壁發(fā)生高溫腐蝕會(huì)使管壁強(qiáng)度降低，影響發(fā)電機(jī)組安全、穩(wěn)定和經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。

水冷壁高溫腐蝕過(guò)程較為復(fù)雜，其主要影響因素包括燃煤特性、水冷壁管材質(zhì)與管壁溫度以及水冷壁附近還原性氣氛[3-4]。為緩解鍋爐高溫腐蝕問(wèn)題，目前采取的有效措施主要有水冷壁防腐噴涂和添加貼壁風(fēng)2 種方法，其中貼壁風(fēng)技術(shù)以投入成本低、適應(yīng)性較強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn)廣泛應(yīng)用于實(shí)際工程中[5]。采用試驗(yàn)法研究鍋爐水冷壁的高溫腐蝕問(wèn)題，耗費(fèi)大，時(shí)間長(zhǎng)，影響鍋爐運(yùn)行，不適于已投產(chǎn)運(yùn)行鍋爐研究。

隨著數(shù)值模擬廣泛應(yīng)用于工程計(jì)算，基于Fluent 軟件的數(shù)值模擬已成為電站鍋爐熱力學(xué)分析與運(yùn)行控制的可靠工具[6]。陳天杰等[7]借助Fluent 軟件對(duì)660 MW 機(jī)組前后墻對(duì)沖燃煤鍋爐貼壁風(fēng)優(yōu)化方案進(jìn)行分析，設(shè)計(jì)了在鍋爐側(cè)墻開(kāi)槽和前后墻開(kāi)孔組合布置貼壁風(fēng)的方案，研究結(jié)果表明，僅用4.35%風(fēng)率可使水冷壁側(cè)墻高溫腐蝕區(qū)域O2體積分?jǐn)?shù)達(dá)到2%以上，有效解決了高溫腐蝕問(wèn)題。陳敏生等[8]對(duì)某電廠超臨界600 MW 機(jī)組鍋爐進(jìn)行了改造，對(duì)水冷壁側(cè)墻的燃燒器進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)以及在前后墻加裝貼壁風(fēng)，改造后水冷壁側(cè)墻還原性氣氛得到改善，高溫受熱面超溫得到有效控制。許濤[9]針對(duì)某超臨界600 MW 機(jī)組前后墻對(duì)沖燃煤鍋爐水冷壁側(cè)墻高溫腐蝕問(wèn)題，利用數(shù)值模擬分析了添加貼壁風(fēng)形成的氣膜速度場(chǎng)，確定了貼壁風(fēng)風(fēng)速并對(duì)貼壁風(fēng)裝置噴嘴形狀進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，并得出還原性高溫腐蝕主要發(fā)生在側(cè)墻中部區(qū)域，貼壁風(fēng)裝置要依此布置。

綜上所述，添加貼壁風(fēng)可有效防治水冷壁高溫腐蝕，但以上研究均采用單一的二次風(fēng)作為貼壁風(fēng)，其風(fēng)溫較高，不僅對(duì)水冷壁保護(hù)效果不佳，而且當(dāng)貼壁風(fēng)裝置伸入爐內(nèi)工作時(shí)易被燒損。因此本文提出一種將剛性較強(qiáng)、溫度較低的壓縮空氣與剛性較弱、風(fēng)溫較高的二次風(fēng)換熱后一起噴入爐內(nèi)產(chǎn)生組合貼壁風(fēng)的新方法，并根據(jù)此方法設(shè)計(jì)了一種雙噴口組合貼壁風(fēng)裝置，目前未有其專利和實(shí)際應(yīng)用研究報(bào)道。針對(duì)實(shí)際運(yùn)行鍋爐水冷壁高溫腐蝕現(xiàn)象，提出了在各燃燒器層高度側(cè)墻中間位置安裝雙圓形噴口貼壁風(fēng)裝置，對(duì)添加新型組合貼壁風(fēng)前（現(xiàn)役運(yùn)行工況，無(wú)貼壁風(fēng)）和添加新型組合貼壁風(fēng)后的爐膛速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)、濃度場(chǎng)進(jìn)行了仿真研究，對(duì)比分析了添加組合貼壁風(fēng)前后水冷壁高溫腐蝕環(huán)境特性變化。

1 物理模型及網(wǎng)格劃分

1.1 鍋爐概況

本文以某電廠超臨界600 MW 機(jī)組旋流對(duì)沖燃煤鍋爐為研究對(duì)象，該鍋爐前后墻對(duì)稱布置3 層、共24 只HT-NR3 燃燒器，各布置2 只側(cè)燃盡風(fēng)（SAP）噴口和4 只主燃盡風(fēng)（AAP）噴口，鍋爐具體結(jié)構(gòu)布置如圖1 所示。鍋爐所用燃煤的煤粉顆粒平均直徑、最小直徑和最大直徑分別為54、5、200 μm，且服從Rosin-Rammler 函數(shù)分布，煤質(zhì)分析見(jiàn)表1。

圖1 鍋爐整體結(jié)構(gòu)示意（mm）Fig.1 Schematic diagram of the boiler overall structure(mm)

表1 煤的工業(yè)分析和元素分析Tab.1 Proximate and ultimate analysis of the coal

1.2 組合式貼壁風(fēng)裝置結(jié)構(gòu)及布置

本文二次風(fēng)-壓縮空氣組合式貼壁風(fēng)裝置的尺寸參數(shù)為：內(nèi)管Φ100 mm，外管Φ200 mm，內(nèi)外管間布置折流板，其布置間距為400 mm，熱二次風(fēng)出口和壓縮空氣出口均為Φ250 mm，出口寬度為50 mm，具體結(jié)構(gòu)如圖2 所示。熱二次風(fēng)和壓縮空氣分別由各自的進(jìn)口進(jìn)入貼壁風(fēng)裝置中進(jìn)行換熱，熱二次風(fēng)經(jīng)換熱降溫后由熱二次風(fēng)出口流出，壓縮空氣流經(jīng)折流板換向后經(jīng)過(guò)均流板，升溫后由壓縮空氣出口流出，以此形成平行于水冷壁噴出的2 層貼壁風(fēng)。雙圓形噴口設(shè)計(jì)可以兼顧爐深與爐高兩個(gè)方向貼壁風(fēng)的擴(kuò)散范圍。

圖2 新型組合式貼壁風(fēng)裝置結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Structural diagram of the new type combined closingto-wall air device

1.3 網(wǎng)格劃分

鍋爐整體模型采用分區(qū)劃網(wǎng)格的方法以減少偽擴(kuò)散，并對(duì)旋流燃燒器和爐膛燃燒區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行加密處理[10-11]。添加貼壁風(fēng)裝置后，鍋爐爐膛結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性提高，劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的難度較大，因此在貼壁風(fēng)裝置附近劃分混合網(wǎng)格，并進(jìn)行適當(dāng)加密。由于該鍋爐在爐膛寬度方向具有良好的對(duì)稱性，為減少計(jì)算工作量，僅將爐膛寬度的50%作為計(jì)算域進(jìn)行求解。為驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算的無(wú)關(guān)性，添加組合貼壁風(fēng)前，選取297 萬(wàn)、316 萬(wàn)、346 萬(wàn)和380 萬(wàn)4 組網(wǎng)格數(shù)，100%BMCR 工況下的模擬結(jié)果見(jiàn)表2，由表2 可見(jiàn)，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)超過(guò)316 萬(wàn)時(shí)，爐膛出口煙氣平均溫度和O2體積分?jǐn)?shù)變化很小，考慮到計(jì)算資源和時(shí)長(zhǎng)，選取網(wǎng)格數(shù)為316 萬(wàn)，添加組合貼壁風(fēng)后網(wǎng)格數(shù)確定為353 萬(wàn)。圖3 和圖4 分別為添加組合貼壁風(fēng)前、后的網(wǎng)格示意。

表2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Grid independence test results

圖3 添加組合貼壁風(fēng)前鍋爐整體網(wǎng)格Fig.3 Overall grid diagram of the boiler before adding combined closing-to-wall air

圖4 添加組合貼壁風(fēng)后鍋爐燃燒區(qū)網(wǎng)格劃分Fig.4 Grid division of the boiler combustion zone after adding combined closing-to-wall air

2 數(shù)學(xué)模型與邊界條件

2.1 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)旋流對(duì)沖燃煤鍋爐的燃燒特點(diǎn)選取數(shù)學(xué)模型。由于爐膛內(nèi)燃燒火焰屬于湍流擴(kuò)散火焰，故模擬煤粉的氣相燃燒采用非預(yù)混燃燒模型，通過(guò)混合分?jǐn)?shù)/概率密度函數(shù)的方法考慮湍流的影響；爐膛內(nèi)的顆粒體積分?jǐn)?shù)低于10%，故氣固兩相流動(dòng)采用基于Euler-Lagrange 方法的離散相模型，并采用隨機(jī)軌道模型模擬顆粒實(shí)際運(yùn)動(dòng)情況；湍流模型選用帶旋流修正的Realizablek-ε模型；揮發(fā)分的析出過(guò)程采用單倍速率模型，焦炭的燃燒過(guò)程采用動(dòng)力/擴(kuò)散控制模型；爐膛內(nèi)輻射換熱選用P-1 模型；爐膛內(nèi)NOx的生成及還原特性采用后處理的方法進(jìn)行求解[12]。

2.2 邊界條件設(shè)置

爐膛煙氣出口邊界采用壓力出口，大小為-100 Pa；冷灰斗處設(shè)置為恒溫壁面，其底部出口溫度設(shè)置為373 K，其余壁面溫度設(shè)置為650 K；爐膛上部區(qū)域與燃燒器區(qū)域的水冷壁面溫度設(shè)置為700 K，燃盡風(fēng)位置壁面和旋流燃燒器壁面設(shè)置為絕熱邊界。在總過(guò)量空氣系數(shù)1.14，燃燒器區(qū)域過(guò)量空氣系數(shù)0.8 的工況下，旋流燃燒器和燃盡風(fēng)的進(jìn)口邊界條件設(shè)置分別見(jiàn)表3 和表4。

表3 單只旋流燃燒器進(jìn)口參數(shù)Tab.3 Inlet parameters of single swirl burner

表4 燃盡風(fēng)進(jìn)口參數(shù)Tab.4 Inlet parameters of the over fire air

貼壁風(fēng)裝置進(jìn)口邊界參數(shù)為：壓縮空氣質(zhì)量流量為3 kg/s，溫度為347 K；熱二次風(fēng)流量為1.5 kg/s，溫度為487 K。貼壁風(fēng)量低于總風(fēng)量的5%，基本不會(huì)影響爐內(nèi)正常燃燒[13-15]。

3 模型驗(yàn)證與結(jié)果分析

3.1 模型驗(yàn)證

本文模型中所使用的入口邊界條件皆由鍋爐實(shí)際100%BMCR 運(yùn)行工況給定，針對(duì)BMCR 工況，可采用熱力試驗(yàn)所測(cè)數(shù)據(jù)來(lái)驗(yàn)證模擬結(jié)果。數(shù)值模擬了添加貼壁風(fēng)前爐內(nèi)的流動(dòng)、燃燒過(guò)程以及各組分濃度，將模擬結(jié)果與實(shí)際熱力試驗(yàn)所測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見(jiàn)表5。由表5 可見(jiàn)，誤差均在10%以內(nèi)，且爐內(nèi)的流動(dòng)燃燒狀態(tài)與實(shí)際情況比較相符，停爐后檢測(cè)得高溫腐蝕區(qū)域與模擬的高還原性區(qū)域也基本吻合，由此可以確定本文模型可行。

表5 模擬值與實(shí)測(cè)值對(duì)比Tab.5 Comparison between simulated and measured values

3.2 結(jié)果分析

3.2.1 速度場(chǎng)

圖5 為鍋爐添加組合貼壁風(fēng)前、后沿爐深方向穿過(guò)右數(shù)第2 豎排燃燒器截面的速度場(chǎng)云圖。由圖5 可以看出，從3 層旋流燃燒器噴出的主氣流在爐膛中心區(qū)域匯聚后上升與燃盡風(fēng)相遇后，主氣流速度增加，經(jīng)過(guò)折焰角轉(zhuǎn)向后從水平煙道流出。圖6 為鍋爐添加組合貼壁風(fēng)前、后沿爐高方向截面平均速度分布曲線。由圖6 可以看出，截面速度隨著爐膛高度升高逐漸增加，在燃燒器層和燃盡風(fēng)處達(dá)到極大值，添加3 層組合型貼壁風(fēng)對(duì)爐膛中心區(qū)域的流場(chǎng)影響甚小。

圖5 添加組合貼壁風(fēng)前、后沿爐深方向穿過(guò)右數(shù)第2 豎排燃燒器截面速度場(chǎng)云圖Fig.5 Cloud diagram of velocity field in cross section passing through the second right vertical row burner along the furnace depth before and after adding combined closing-to-wall air

圖6 添加組合貼壁風(fēng)前、后沿爐高方向截面平均速度分布曲線Fig.6 Distribution curves of average velocity in cross section along furnace height direction before and after adding combined closing-to-wall air

圖7 為鍋爐添加組合貼壁風(fēng)前、后中層燃燒器高度截面速度矢量圖。由圖7 可以看出：添加組合貼壁風(fēng)前，從前后墻旋流燃燒器噴出的氣流對(duì)沖后會(huì)沖向水冷壁側(cè)墻，一方面高溫?zé)煔鈺?huì)使水冷壁附近的還原性氣氛增強(qiáng)，另一方面攜帶未燃煤粉顆粒的煙氣容易對(duì)水冷壁側(cè)墻造成沖蝕；添加組合貼壁風(fēng)后，因組合型貼壁風(fēng)形成的氣流剛性較強(qiáng)，噴出的速度快，噴出距離遠(yuǎn)，對(duì)沖向側(cè)墻的煙氣形成很好的阻擋效果，防止攜帶未燃煤粉顆粒與飛灰的氣流沖刷水冷壁側(cè)墻，避免疏松腐蝕層過(guò)早剝落，有利于抑制高溫腐蝕向側(cè)墻鍋爐水冷壁內(nèi)層的擴(kuò)展。

圖7 添加組合貼壁風(fēng)前、后中層燃燒器高度截面速度矢量圖Fig.7 Velocity vector diagram of middle burner height section before and after adding combined closing-to-wall air

圖8 為添加組合貼壁風(fēng)后過(guò)貼壁風(fēng)裝置的爐寬方向中心截面速度矢量圖。由圖8 可以看出，添加3 層組合型貼壁風(fēng)后，在爐膛深度與高度方向形成了3 層接近圓形的氣膜，可有效阻隔爐膛高溫?zé)煔鈱?duì)鍋爐3 層燃燒器周圍的水冷壁側(cè)墻區(qū)域的高溫腐蝕。

圖8 添加組合貼壁風(fēng)后爐寬方向中心截面速度矢量圖Fig.8 Velocity vector diagram of furnace center section in broad direction after adding combined closing-to-wall air

3.2.2 溫度場(chǎng)

圖9 為添加貼壁風(fēng)前、后沿爐深方向穿過(guò)右數(shù)第2 豎排燃燒器截面的溫度場(chǎng)云圖。由圖9 可以看出，添加貼壁風(fēng)前后，燃燒器區(qū)域與燃盡風(fēng)區(qū)域及以上區(qū)域溫度分布基本不變，燃燒器區(qū)域由于燃燒猛烈放熱量大，煙氣溫度高，最高可達(dá)1 760 K 左右。

圖10 為沿爐高方向截面平均溫度分布曲線。由圖10 可以看出，添加貼壁風(fēng)后對(duì)爐膛整體溫度場(chǎng)影響甚小，燃燒區(qū)的煙氣溫度沿高度呈上升趨勢(shì)，在燃燒器區(qū)域上方達(dá)到最高值，在燃燒器和燃盡風(fēng)噴口高度處由于低溫空氣的噴入，使得平均溫度下降達(dá)到極小值，在燃盡風(fēng)上方由于新加入的空氣與未燃盡的可燃物繼續(xù)燃燒，煙氣溫度有所回升，最后沿爐膛高度逐漸下降。

圖10 添加組合貼壁風(fēng)前、后沿爐高方向截面平均溫度分布曲線Fig.10 Average temperature distribution in cross-section along the furnace height direction before and after adding combined closing-to-wall air

圖11 為添加組合貼壁風(fēng)前、后中層燃燒器高度截面溫度場(chǎng)云圖。由圖11 可以看出：添加組合貼壁風(fēng)前，由于對(duì)沖后的高溫?zé)煔鉀_向側(cè)墻且部分煤粉在側(cè)墻附近燃燒使側(cè)墻附近煙氣溫度高達(dá)1 300～1 400 K，加劇高溫腐蝕；添加貼壁風(fēng)后，由于貼壁風(fēng)的溫度遠(yuǎn)低于爐膛煙氣的溫度，水冷壁側(cè)墻附近煙氣溫度明顯下降且降溫區(qū)域長(zhǎng)度可達(dá)5 m 左右，基本可以保證本層燃燒器高度側(cè)墻水冷壁不發(fā)生高溫腐蝕。

圖11 添加組合貼壁風(fēng)前、后中層燃燒器高度截面溫度云圖Fig.11 Temperature cloud in middle burner height section before and after adding combined closing-to-wall air

圖12 為添加組合貼壁風(fēng)后爐寬方向中心截面溫度云圖。由圖12 可以看出，添加3 層貼壁風(fēng)后，3 層燃燒器高度水冷壁附近煙氣溫度皆明顯下降，破壞了高溫腐蝕所需的高溫條件。

圖12 添加組合貼壁風(fēng)后爐寬方向中心截面溫度云圖Fig.12 Temperature cloud of the center section of furnace in width direction after adding combined closing-to-wall air

在燃用煤質(zhì)確定的情況下，水冷壁管壁溫度是公認(rèn)影響水冷壁產(chǎn)生高溫腐蝕最為重要的因素之一。為得到添加貼壁風(fēng)前、后水冷壁側(cè)墻管壁溫度的變化，在中層燃燒器區(qū)域貼壁風(fēng)裝置兩側(cè)按水冷壁管真實(shí)尺寸各添加50 根水冷壁管。圖13 和圖14 分別為添加貼壁風(fēng)前、后水冷壁管向火側(cè)外壁溫度云圖及溫度曲線。綜合圖13 和圖14 可以看出，添加貼壁風(fēng)前，水冷壁管向火側(cè)外壁溫度整體偏高，而添加貼壁風(fēng)后水冷壁管向火側(cè)外壁溫度普遍降低，尤其在貼壁風(fēng)裝置噴口附近的管壁溫度降低效果明顯。

圖13 添加貼壁風(fēng)前、后水冷壁管向火側(cè)外壁溫度云圖Fig.13 Cloud diagram of outer wall temperature of water wall pipe on fire side before and after adding closing-to-wall air

圖14 添加貼壁風(fēng)前、后水冷壁向火側(cè)外壁溫度曲線Fig.14 Temperature curves of outer wall of the water wall on fire side before and after adding closing-to-wall air

3.2.3 O2濃度場(chǎng)

圖15 為添加組合貼壁風(fēng)前、后中層燃燒器高度截面O2摩爾分?jǐn)?shù)云圖，圖16 為添加組合貼壁風(fēng)前、后L1—L3線上O2摩爾分?jǐn)?shù)，其中L1、L2、L3分別為距側(cè)墻10 mm 處的截面與各層燃燒器中心高度平面的交線。由圖15 和圖16 可以看出，O2摩爾分?jǐn)?shù)在爐深方向具有較好的對(duì)稱性，添加組合貼壁風(fēng)前，側(cè)墻水冷壁附近區(qū)域O2摩爾分?jǐn)?shù)很低，幾乎近于零，間接反映了側(cè)墻處的還原性氣氛。添加貼壁風(fēng)后，水冷壁附近薄層區(qū)域O2摩爾分?jǐn)?shù)大幅提高，并呈現(xiàn)組合貼壁風(fēng)噴出中心位置O2摩爾分?jǐn)?shù)最高，兩側(cè)隨著離開(kāi)中心位置距離的增加而逐漸下降，包含L1、L2、L3線與水冷壁平行薄層區(qū)域O2摩爾分?jǐn)?shù)幾乎都在2%以上，組合貼壁風(fēng)裝置附近薄層區(qū)域O2摩爾分?jǐn)?shù)在5%以上。L1、L2、L3 線和薄層區(qū)域摩爾分?jǐn)?shù)的這種變化，緣于噴入爐內(nèi)組合貼壁風(fēng)氣流的擴(kuò)散、爐內(nèi)煙氣摻混稀釋及燃燒過(guò)程氧氣的逐漸消耗。水冷壁高溫腐蝕是在還原性氣氛產(chǎn)生的，當(dāng)水冷壁附近區(qū)域O2摩爾分?jǐn)?shù)高于2%時(shí)，氣氛的還原性很弱，高溫腐蝕作用微弱[16]，由此可知，添加組合貼壁風(fēng)后，水冷壁高溫腐蝕能得到有效的抑制。

圖15 添加組合貼壁風(fēng)前、后中層燃燒器高度截面O2 摩爾分?jǐn)?shù)云圖Fig.15 Cloud image of O2 mole fraction of middle burner height section before and after adding combined closing-towall air

圖16 添加組合貼壁風(fēng)前、后L1—L3 線上O2 摩爾分?jǐn)?shù)Fig.16 O2 mole fraction on L1—L3 lines before and after adding combined closing-to-wall air

3.2.4 CO 濃度場(chǎng)

圖17 為添加組合貼壁風(fēng)前、后中層燃燒器高度截面CO 摩爾分?jǐn)?shù)云圖，圖18 為添加組合貼壁風(fēng)前、后L1—L3線上CO 摩爾分?jǐn)?shù)曲線。

由圖17 和圖18 可以看出：在水冷壁側(cè)墻附近區(qū)域CO 摩爾分?jǐn)?shù)最高，爐膛中央存在較高摩爾分?jǐn)?shù)CO，旋流燃燒器一次風(fēng)與三次風(fēng)之間也有一定摩爾分?jǐn)?shù)CO 存在；添加組合貼壁風(fēng)后，水冷壁附近區(qū)域CO 摩爾分?jǐn)?shù)顯著降低，爐膛中心區(qū)域CO摩爾分?jǐn)?shù)變化甚少；在L1—L3線上，添加組合貼壁風(fēng)前CO 摩爾分?jǐn)?shù)都在4%以上，最大值達(dá)7%左右；添加組合貼壁風(fēng)后，CO 摩爾分?jǐn)?shù)顯著下降，其最大摩爾分?jǐn)?shù)不超過(guò)0.5%。水冷壁附近區(qū)域CO 摩爾分?jǐn)?shù)高，是緣于隨煤粉噴入爐膛的一次風(fēng)空氣系數(shù)低，燃燒初始時(shí)煤粉缺氧燃燒及煤中揮發(fā)分缺氧熱裂解所致；爐膛中心CO 摩爾分?jǐn)?shù)較高，是緣于燃燒后期未燃盡焦炭粒子的缺氧燃燒；旋流燃燒器一次風(fēng)與三次風(fēng)之間也有大量的CO 存在，是緣于旋流燃燒器煙氣回流區(qū)缺氧燃燒所致；添加組合貼壁風(fēng)后水冷壁附近煙氣CO 摩爾分?jǐn)?shù)大幅下降，是緣于組合風(fēng)對(duì)爐膛煙氣進(jìn)入水冷壁附近區(qū)域的隔離及組合風(fēng)對(duì)水冷壁附近區(qū)域CO 氧化與稀釋。

圖17 添加組合貼壁風(fēng)前、后中層燃燒器高度截面CO 摩爾分?jǐn)?shù)云圖Fig.17 Cloud image of CO mole fraction in height section of middle burner before and after adding combined closing-towall air

圖18 添加組合貼壁風(fēng)前、后L1—L3 線上CO 摩爾分?jǐn)?shù)Fig.18 CO mole fraction on lines L1—L3 before and after adding combined closing-to-wall air

3.2.5 NO 濃度場(chǎng)

電站燃煤鍋爐運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的NOx主要為NO，其他型氮氧化物含量很少，因快速型NO 占煙氣中NO 比例極低，為簡(jiǎn)化研究，本文僅考慮熱力型和燃料型NO 生成量，忽略快速型NO 生成對(duì)NO 質(zhì)量濃度的影響。圖19 為添加組合貼壁風(fēng)前、后沿爐深方向穿過(guò)右數(shù)第2 豎排燃燒器截面NO 濃度場(chǎng)云圖。圖20 為添加組合貼壁風(fēng)前、后中層燃燒器高度截面NO 濃度場(chǎng)。由圖19 和圖20 可以看出：爐膛中心區(qū)域NO 摩爾分?jǐn)?shù)較高、旋流燃燒器高溫回流區(qū)NO 摩爾分?jǐn)?shù)高于爐膛中心區(qū)域，爐膛冷灰斗區(qū)域、燃盡風(fēng)上部區(qū)域以及水冷壁側(cè)墻附近區(qū)域NO摩爾分?jǐn)?shù)相對(duì)較低；添加貼壁風(fēng)后，貼壁風(fēng)噴口附近NO 摩爾分?jǐn)?shù)顯著降低，幾近于零，爐膛中心區(qū)NO 摩爾分?jǐn)?shù)有一定上升，爐膛出口截面NO 質(zhì)量濃度由336.2 mg/m3增加到379.6 mg/m3（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)），上升了12.9%。結(jié)合圖15—圖18，可推斷出爐膛內(nèi)NO 摩爾分?jǐn)?shù)分布與CO、O2摩爾分?jǐn)?shù)分布呈明顯的相關(guān)性。爐膛中心區(qū)和燃燒器回流區(qū)NO摩爾分?jǐn)?shù)較高是緣于這2 個(gè)區(qū)域溫度高，熱力型NO產(chǎn)生量多所致，爐膛中心區(qū)域NO 摩爾分?jǐn)?shù)低于燃燒器高溫回流區(qū)NO 摩爾分?jǐn)?shù)緣于燃燒末期缺氧所產(chǎn)生的CO 還原作用及火焰向爐膛中心流動(dòng)過(guò)程中卷吸周圍煙氣的稀釋作用；爐膛冷灰斗區(qū)域和水冷壁側(cè)墻附近區(qū)域NO 摩爾分?jǐn)?shù)較低，主要緣于此區(qū)域溫度較低，熱力型NO 生成量少；添加貼壁風(fēng)后爐膛中心區(qū)域和爐膛出口NO 摩爾分?jǐn)?shù)增加，是緣于貼壁風(fēng)部分引自二次風(fēng)，削弱了原本空氣分級(jí)降氮燃燒的效果所致。

圖19 添加組合貼壁風(fēng)前、后沿爐深方向穿過(guò)右數(shù)第2 豎排燃燒器截面NO 摩爾分?jǐn)?shù)云圖Fig.19 Cloud diagram of NO mole fraction across the section of the second right vertical row burner along the furnace depth before and after adding combined closing-to-wall air

圖20 添加組合貼壁風(fēng)前、后中層燃燒器高度截面NO 摩爾分?jǐn)?shù)Fig.20 The NO mole fraction in height section of middle burner before and after adding combined closing-to-wall air

4 結(jié)論

1）某超臨界600 MW 機(jī)組旋流對(duì)沖燃燒鍋爐，在現(xiàn)役運(yùn)行條件下（添加組合貼壁風(fēng)前），各層燃燒器高度處側(cè)墻水冷壁附近的溫度很高，O2摩爾分?jǐn)?shù)很低，近乎接近于零，CO 摩爾分?jǐn)?shù)較高，幾乎都在4%以上，屬于極易發(fā)生高溫腐蝕強(qiáng)還原性氛圍。

2）在側(cè)墻中間位置增加3 層新型貼壁風(fēng)后，爐膛中心區(qū)域溫度場(chǎng)與速度場(chǎng)較之前變化甚小，側(cè)墻水冷壁附近有顯著變化，O2摩爾分?jǐn)?shù)明顯提高，煙氣溫度和CO 摩爾分?jǐn)?shù)有明顯降低，水冷壁附近轉(zhuǎn)弱還原性氣氛，水冷壁抗高溫腐蝕顯著增強(qiáng)。

3）由于貼壁風(fēng)部分引自燃燒器二次風(fēng)，降低了鍋爐原有的空氣分級(jí)降氮燃燒效果，爐膛出口NOx的排放量會(huì)少量增加，在可以接受的范圍內(nèi)。