彭宗貴，杜智華，練領(lǐng)先，蘇方偉，劉永勝，孟新宇，閃恒杰，郭文海，任崇玉，彭龍飛，孫 軍，張喜來，姚 偉，楊忠燦

（1.華能沁北發(fā)電有限責任公司，河南 濟源 459012；2.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054）

火力發(fā)電在我國電力結(jié)構(gòu)中承擔著保底支撐和新能源消納的重要作用。我國煤炭資源儲量較為豐富，但資源分布不均且煤種的品質(zhì)差異較大。近年來，國際國內(nèi)煤炭價格波動頻繁，出于能源合理利用和成本控制的需求，我國動力用煤大量使用低品位的劣質(zhì)煤。然而，燃用劣質(zhì)煤顯著加劇了鍋爐爐膛內(nèi)的高溫結(jié)渣和腐蝕問題，導(dǎo)致受熱面?zhèn)鳠釔夯?、管壁減薄、鍋爐熱效率降低，嚴重時發(fā)生非計劃停機事故，對鍋爐運行的安全性、經(jīng)濟性和可靠性造成了巨大威脅[1-3]。

燃煤鍋爐爐膛內(nèi)結(jié)渣的原因是煙氣中的飛灰在高溫下發(fā)生部分熔融，從而在水冷壁上形成黏附和沾污[4-7]。水冷壁結(jié)渣中的腐蝕性組分，如堿金屬硫酸鹽、氯化物等，發(fā)生熔融后對金屬造成熔鹽腐蝕[8-9]。目前，大型燃煤電站鍋爐普遍采用低氧燃燒、分級燃燒等低氮燃燒技術(shù)，導(dǎo)致水冷壁壁面附近為強還原氣氛[10]。還原氣氛不僅導(dǎo)致煤灰的熔融溫度大幅降低、結(jié)渣性和腐蝕性增強，氣氛中的H2S等氣體還會對金屬造成嚴重的硫化腐蝕[2,11-14]。研究表明，當爐內(nèi)溫度升高時，水冷壁的結(jié)渣和腐蝕現(xiàn)象顯著加劇[15-17]。

目前，貼壁風保護技術(shù)是緩解水冷壁高溫結(jié)渣和腐蝕的有效方法之一，其原理是在水冷壁上安裝空氣噴口，向爐膛內(nèi)結(jié)渣腐蝕嚴重的區(qū)域定向通入貼壁風。貼壁風在水冷壁表面形成一層“氣膜”，降低水冷壁附近溫度，稀釋還原性氣體，從而有效抑制水冷壁的高溫結(jié)渣和腐蝕。相比于傳統(tǒng)的水冷壁防腐噴涂技術(shù)，氣膜保護技術(shù)具有主動防護、便于改造、無需更換的優(yōu)點[18-20]。國內(nèi)學(xué)者已在貼壁風技術(shù)領(lǐng)域開展了大量的實驗和數(shù)值模擬研究，并實現(xiàn)了一定的工程應(yīng)用。

裴建軍等[3]對600 MW四角切圓燃燒鍋爐使用墻式風射流技術(shù)前后爐膛內(nèi)的流場進行了數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)水冷壁中心近壁區(qū)的煙氣流速降低，溫度下降達400～500 K。姚露[21]、楊希剛[22]等對600 MW對沖燃燒鍋爐使用前后墻-側(cè)墻組合貼壁風后的爐膛內(nèi)燃燒及傳熱傳質(zhì)過程進行了數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)組合式貼壁風方案能夠有效提高近壁面處的O2體積分數(shù)，而對爐膛整體溫度和燃燒產(chǎn)物的影響不大。倪澍晨等[23]采用數(shù)值模擬的方法研究了300 MW切圓燃燒鍋爐壁風量和貼壁風配風方式對水冷壁高溫腐蝕的影響，其中CO體積分數(shù)指標得到了現(xiàn)場測試結(jié)果的驗證。杜智華等[24]提出了一種新型非對稱高速貼壁風系統(tǒng)并對其效果進行了數(shù)值模擬計算，發(fā)現(xiàn)水冷壁附近氣氛中O2體積分數(shù)由0.3%升高至3.0%，還原性氣氛得到有效改善，對某700 MW切圓燃燒機組進行低氮燃燒貼壁風改造的數(shù)值計算結(jié)果也得到了類似結(jié)論[25]。張知翔等[26]提出了一種加裝翅片的貼壁風裝置，并采用數(shù)值模擬的方法驗證了其降低噴口溫度的性能。李文學(xué)[27]、陳勤根[28]、邱波[29]等分別在不同600、660 MW對沖旋流燃燒鍋爐上開展工業(yè)試驗，均發(fā)現(xiàn)貼壁風系統(tǒng)能夠有效提高水冷壁附近煙氣中O2的體積分數(shù)，同時降低H2S的體積分數(shù)。許濤等[13]發(fā)現(xiàn)，某超臨界600 MW機組對沖燃燒鍋爐加裝了貼壁風系統(tǒng)后，鍋爐側(cè)墻水冷壁附近煙氣中的H2S體積分數(shù)降低80%以上。山東某發(fā)電廠的機組進行貼壁風改造后，水冷壁的高溫腐蝕問題得到有效緩解[30]。

前人針對貼壁風技術(shù)應(yīng)用前后爐內(nèi)煙氣流場的研究往往采用數(shù)值模擬手段，與工程實際運行情況存在一定偏差。而鍋爐現(xiàn)場的工業(yè)試驗多側(cè)重于監(jiān)測貼壁風改造前后O2、CO等氣體的體積分數(shù)變化特性，對安裝貼壁風系統(tǒng)后煙氣流場的關(guān)注較少，不利于從貼壁風氣流控制的角度對貼壁風系統(tǒng)進行優(yōu)化和改進，貼壁風系統(tǒng)的運行調(diào)控方法依賴現(xiàn)場摸索。本項目在超臨界600 MW機組配套的對沖燃燒鍋爐上加裝了貼壁風系統(tǒng)，并開展貼壁風空氣動力場冷態(tài)工業(yè)試驗和熱態(tài)燃燒運行試驗，得到水冷壁近壁面煙氣流動特性和貼壁O2、H2S體積分數(shù)的變化特性，為貼壁風系統(tǒng)的運行及優(yōu)化調(diào)整提供了依據(jù)。

1 機組情況

本項目為某電廠超臨界600 MW機組的配套鍋爐前后墻加裝了貼壁風系統(tǒng)。該鍋爐為四川東方鍋爐工業(yè)鍋爐集團有限公司（東鍋）制造的超臨界滑壓運行直流鍋爐，采用單爐膛、一次中間再熱、平衡通風、尾部雙煙道結(jié)構(gòu)，通過燃料和給水配比調(diào)節(jié)鍋爐負荷。鍋爐設(shè)計燃用晉北貧煤。燃燒器為鍋爐廠引進技術(shù)生產(chǎn)的旋流噴燃器，采用前3層后2層、前后墻對沖布置。燃燒系統(tǒng)采用分級燃燒和濃淡燃燒等技術(shù)，可有效降低NOx排放量和鍋爐最低穩(wěn)燃負荷。鍋爐全爐墻和煙道采用焊接膜式結(jié)構(gòu)，爐膛下部水冷壁和冷灰斗采用內(nèi)螺紋管螺旋管圈式水冷壁，上部水冷壁和煙道水冷壁采用垂直上升水冷壁。鍋爐爐膛的主要熱力設(shè)計參數(shù)見表1。額定工況下，爐膛燃燒器區(qū)壁面平均熱負荷達到1.71 MW/m2，水冷壁易發(fā)生高溫腐蝕和結(jié)渣現(xiàn)象。

表1 鍋爐爐膛主要熱力設(shè)計參數(shù)Tab.1 Main thermal design parameters of the boiler furnace

鍋爐設(shè)計煤種和校核煤種特性見表2。根據(jù)式(1)計算煤種的堿酸比（B/A）：

表2 鍋爐設(shè)計及校核煤種特性Tab.2 Design and checking coal properties of the boiler.

計算得出，設(shè)計煤種的堿酸比為0.176，校核煤種的堿酸比為0.140，均為輕微結(jié)渣煤種。

本項目在爐膛內(nèi)燃燒器與燃盡風間共增加3層貼壁風噴口，噴口布置及吹掃示意如圖1所示。第3層（最上層）噴口標高30 849 mm、第2層（中間層）噴口標高27 247 mm、第1層（最下層）噴口標高22 505 mm。每層4只噴口分別布置在前后墻角部的水冷壁上，對燃燒器區(qū)和還原區(qū)兩側(cè)墻的水冷壁形成有效吹掃和覆蓋。貼壁風風源取自空氣預(yù)熱器出口的熱一次風，每個空氣預(yù)熱器的熱一次風出口均接一路風道，形成左右2路的貼壁風系統(tǒng)總風道。每個總風道又分為2路，分別供應(yīng)一側(cè)前墻（或后墻）一角3只噴口的風量。每角的貼壁風風量通過電動調(diào)節(jié)風門控制，并配有風量監(jiān)測裝置，保證四角供風均勻。同時，每只噴口前還裝有一個手動風量調(diào)節(jié)閥門，實現(xiàn)各噴口風量的靈活控制。

圖1 噴口布置及吹掃示意Fig.1 Schematic diagram of the nozzle arrangement and purging

2 冷態(tài)空氣動力場工業(yè)試驗

2.1 試驗方法

檢查貼壁風噴口與側(cè)墻水冷壁中心線的距離和噴口下傾角度，確保滿足工藝設(shè)計要求。將貼壁風風門開度分別調(diào)整至設(shè)計風量的100%、80%、60%，采用BS-II型靠背管在貼壁風風道進行測量并計算實際貼壁風風量。將實際風量與測量裝置的表盤顯示風量進行對比，并對表盤風量值進行修正。

采用經(jīng)過標定的靠背管測出同一臺磨煤機出口4根一次風管的動壓值，按式(2)計算氣流速度：

式中：v為流體速度，m/s；pd為整個截面的平均動壓值，Pa；ρ為測量截面的氣流密度，kg/m3；Kd為風量標定系數(shù)。

調(diào)節(jié)磨煤機出口可調(diào)縮孔以平衡各風管阻力，使各風管一次風速的相對偏差不大于±5%。

根據(jù)相似原理，冷態(tài)空氣動力場試驗遵守以下原則：

1）幾何相似條件 實爐冷態(tài)試驗滿足幾何相似條件；

2）爐內(nèi)氣流運動狀態(tài)進入自模化區(qū) 研究表明，對于布置多層燃燒器的鍋爐，當爐內(nèi)上升氣流的雷諾數(shù)Re超過臨界雷諾數(shù)（約7.5×104）時，爐內(nèi)氣體流動即進入自?；瘏^(qū)；

3）流動邊界條件相似 當流體在爐膛和燃燒器噴口均進入第二自?；瘏^(qū)后，流體的流動形狀不再隨流速而變化。根據(jù)歐拉準則控制冷態(tài)的一、二次風與熱態(tài)條件的動量比相等，即：

式中：ρ為氣體密度，kg/m3；w為氣體速度，m/s；下標1、2分別代表一、二次風；下標L、R分別表示冷態(tài)、熱態(tài)。

基于鍋爐運行時的熱態(tài)一、二次風風速，計算得到冷態(tài)一、二次風風速的試驗控制值見表3。其中，貼壁風量占總風量的5%。

表3 冷態(tài)試驗一、二次風的風速控制值Tab.3 Control value of the primary and secondary air speed in cold test

試驗時啟動引風機、送風機，維持-100 Pa左右爐膛負壓。調(diào)整一次風機和送、引風機風量，使一次風、內(nèi)二次風、外二次風風速均符合冷態(tài)計算值。當冷態(tài)模擬的3個條件得到滿足后，理論上認為冷、熱態(tài)下爐內(nèi)的氣體流動狀態(tài)基本相似。

2.1.1 風速測量方法

風速測量主要包括貼壁風噴口截面風速測量和左右墻水冷壁近壁處風速測量。水冷壁近壁風速測量點標記方法如圖2所示。測量點與前墻的直線距離為l（mm），與左/右墻壁面距離為s（mm）。測量時包括s=100 mm和s=1 000 mm 2組。

圖2 水冷壁近壁處風速測量點Fig.2 Wind speed measurement points near the waterwall

首先按模擬計算的配風結(jié)果對貼壁風風量進行調(diào)整，然后使用飄帶法確定噴口截面和水冷壁近壁處風向，最后用手持式風速儀測量各點風速。

2.1.2 煙花示蹤試驗

由于旋流燃燒器具有單獨穩(wěn)燃能力，故進行單個燃燒器煙花示蹤試驗[31]。將煙花分別放置于各臺燃燒器的一次風、內(nèi)/外二次風道內(nèi)。試驗過程中，試驗人員進入爐內(nèi)觀察并拍攝煙花圖像，觀察燃燒器射流及一、二次風的混合情況。貼壁風系統(tǒng)通過噴出溫度較低的熱一次風氣流將爐內(nèi)具有強腐蝕性的高溫還原性煙氣與爐膛壁面分隔，起到保護水冷壁的目的。冷態(tài)煙花示蹤試驗中，采用攝像的方法記錄煙花軌跡，從而直觀地顯示出貼壁風氣流在爐內(nèi)的運動特點，便于了解并掌握貼壁風對左右墻水冷壁的覆蓋效果。

2.2 風速測量試驗結(jié)果

在冷態(tài)貼壁風量143 t/h的工況下，對貼壁風噴口風速、距離側(cè)墻中心線1 000 、100 mm處風速進行了測量，結(jié)果見表4。

表4 貼壁風噴口及近壁面風速測量結(jié)果 單位：m/sTab.4 Measured speed of the air near the nozzle and the wall

由表4可見：貼壁風噴口處風速為50 m/s左右；距離側(cè)墻中心線1 000 mm位置，風速沿貼壁風流線方向逐漸降低，在90°處降至4～10 m/s；距離側(cè)墻中心線100 mm位置，風速沿貼壁風流線方向先升高后降低，在45°處達到最大后又逐漸衰減，造成該現(xiàn)象的主要原因是貼壁風在距離壁面很近處的擴散較少，平均風速5～6 m/s，能夠達到有效吹掃側(cè)墻水冷壁的目的。

2.3 煙花示蹤試驗結(jié)果

煙花示蹤試驗在一、二次風速均滿足冷態(tài)模擬條件的情況下進行，包括貼壁風和燃燒器一、二次風的煙花示蹤。

貼壁風煙花示蹤試驗中，煙花示蹤劑布置在3層共12只貼壁風噴口中，煙花流動狀況直觀地反映出貼壁風氣流軌跡和對側(cè)墻水冷壁的覆蓋狀況。貼壁風煙花示蹤圖像如圖3所示。由圖3可見，左右墻貼壁風流場基本對稱，范圍達到側(cè)墻中部，可對水冷壁易腐蝕區(qū)域形成良好的覆蓋。

圖3 貼壁風煙花示蹤圖像Fig.3 Firework tracer images of the closing-to-wall air

燃燒器一、二次風的煙花示蹤試驗中，煙花示蹤劑布置在下層A1和B1燃燒器的一次風、內(nèi)二次風和外二次風噴口中。煙花流動狀況直觀地反映出燃燒器一、二次風氣流的軌跡、流動和混合狀況。燃燒器一、二次風的煙花示蹤試驗結(jié)果如圖4所示，其中內(nèi)二次風包括風門開度50%和100% 2個工況，外二次風風門開度為100%。

圖4 燃燒器一、二次風煙花示蹤圖像Fig.4 Firework tracer images of the primary and secondary air

由圖4可知：1）A1、B1燃燒器噴口的一次風氣流剛性適中，噴口風速19～20 m/s，2倍外擴口燃燒器直徑距離處風速5～6 m/s。一次風軌跡明顯受二次風回流影響，產(chǎn)生的“甩尾”擾動，風速衰減明顯，理論上不存在一次風氣流碰撞刷墻的風險?？紤]到該鍋爐設(shè)計燃用貧煤，可采用適當?shù)偷囊淮物L風速；2）A1、B1燃燒器噴口的內(nèi)二次風為直流。當內(nèi)二次風風量增加時，內(nèi)二次風擴錐和外二次風包裹作用形成的回流量增加，對煤粉著火燃燒有利，但對低氮燃燒不利。由于設(shè)計燃用貧煤，且燃燒器的內(nèi)二次風設(shè)計風量相對外二次風較低，適當采用較大的內(nèi)二次風風量更為有利；3）外二次風量和旋流強度對燃燒器出口混合氣流的射流邊界、射程有決定性作用。外二次風風量大、旋流小時射流擴展角相對較小，對內(nèi)二次風和一次風包裹性增強，對煤粉氣流著火、燃盡有利，但對低氮燃燒效果略有不利。外二次風旋轉(zhuǎn)氣流未出現(xiàn)氣流貼壁現(xiàn)象，結(jié)渣傾向也較低。推薦采用中等強度的二次風旋流。

3 熱態(tài)燃燒運行試驗

3.1 試驗方法

為進一步優(yōu)化鍋爐運行狀態(tài)，提升貼壁風系統(tǒng)高溫腐蝕防治效果，開展600、450、300 MW鍋爐負荷下的熱態(tài)運行試驗。主要研究指標包括鍋爐效率、脫硝裝置進口NOx質(zhì)量濃度、O2體積分數(shù)和水冷壁的貼壁O2、H2S體積分數(shù)。

鍋爐效率采用ASME PTC4.1—1964標準中所規(guī)定的熱損失法（低位熱值）計算并進行修正。

在脫硝裝置進口煙道布置網(wǎng)格取樣測點，抽取煙氣分析煙氣中NOx質(zhì)量濃度及O2體積分數(shù)。NOx實測質(zhì)量濃度按GB 13223—2011規(guī)定，折算到O2體積分數(shù)為6%的干煙氣狀態(tài)，以NO2計（單位為mg/m3），1 μmol/mol氮氧化物相當于2.05 mg/m3。利用前期安裝的爐膛水冷壁鰭片上的氣體成分測點，抽取煙氣對燃燒器至燃盡風區(qū)域的水冷壁貼壁氣氛進行檢測，鍋爐水冷壁貼壁氣氛測點布置示意如圖5所示。實測O2和H2S以體積分數(shù)計。

圖5 鍋爐水冷壁貼壁氣氛測點布置示意（mm）Fig.5 Schematic diagram of the atmosphere measuring points on the waterwall of the boiler (mm)

對O2體積分數(shù)和NOx質(zhì)量濃度進行分析時使用德國M＆C公司的TESTO-350煙氣分析儀，對H2S體積分數(shù)進行分析時使用TF450分析儀。試驗期間鍋爐主、輔機主要運行參數(shù)采用DCS記錄數(shù)據(jù)。

試驗過程中，入爐燃燒煤特性見表5。煤加權(quán)平均熱值21 768 kJ/kg，全硫質(zhì)量分數(shù)為1.5%左右。

表5 熱態(tài)燃燒試驗燃料煤特性Tab.5 Quality analysis for coal used in hot-state combustion test

3.2 熱態(tài)燃燒運行試驗結(jié)果

600、450、300 MW的鍋爐負荷下，貼壁風系統(tǒng)投運前后鍋爐效率和脫硝裝置進口NOx質(zhì)量濃度及O2體積分數(shù)的測試結(jié)果見表6。水冷壁的貼壁O2、H2S的體積分數(shù)按不同標高處的多測點數(shù)據(jù)取平均值，分別如圖6—圖8所示。

圖6 600 MW負荷下貼壁風投運前后水冷壁貼壁氣體的體積分數(shù)Fig.6 Volume fraction of the near-wall gas before and after the closing-to-wall air was put into operation at 600 MW

圖7 450 MW負荷下貼壁風投運前后水冷壁貼壁氣體的體積分數(shù)Fig.7 Volume fraction of the near-wall gas before and after the closing-to-wall air was put into operation at 450 MW

圖8 300 MW負荷下貼壁風投運前后水冷壁貼壁氣體的體積分數(shù)Fig.8 Volume fraction of the near-wall gas before and after the closing-to-wall air was put into operation at 300 MW

表6 貼壁風投運前后鍋爐效率和脫硝裝置進口氣體含量Tab.6 The boiler efficiency and mass concentrations of gas at inlet of the SCR denitration device before and after the closing-to-wall air was put into operation

由圖6—圖8可知：600 MW負荷工況下，貼壁風系統(tǒng)投運后，由于灰渣和未燃碳熱損失降低，鍋爐效率提高0.12百分點，脫硝裝置進口氧量基本保持不變，NOx的質(zhì)量濃度略有降低，水冷壁貼壁氣氛較投運前明顯改善，不同標高位置貼壁O2的體積分數(shù)顯著提高至3.1%以上，貼壁H2S的體積分數(shù)平均降低87%；450 MW負荷工況下，貼壁風系統(tǒng)投運后，鍋爐效率提高0.08百分點，脫硝裝置進口O2的體積分數(shù)和NOx的質(zhì)量濃度基本不變，水冷壁不同標高位置貼壁O2的體積分數(shù)顯著提高至2.9%以上，貼壁H2S的體積分數(shù)平均降低83%；300 MW負荷工況下，貼壁風系統(tǒng)投運后，鍋爐效率和脫硝裝置進口O2的體積分數(shù)基本不變，NOx的質(zhì)量濃度略有下降。水冷壁不同標高位置貼壁O2的體積分數(shù)顯著提高至5.7%以上，貼壁H2S的體積分數(shù)平均降低85%。

在3種工況下，貼壁風系統(tǒng)投運后貼壁H2S的體積分數(shù)均在200×10-6以下，水冷壁高溫腐蝕可得到有效防控。

4 結(jié) 論

本項目在某裝有貼壁風系統(tǒng)的超臨界600 MW機組對沖燃燒直流鍋爐上開展空氣動力場冷態(tài)工業(yè)試驗和熱態(tài)燃燒運行試驗。研究了貼壁風投運時爐膛內(nèi)煙氣的流場特性，并對比了貼壁風投運前后爐內(nèi)貼壁煙氣成分等關(guān)鍵指標。主要結(jié)論如下：

1）通過空氣動力場冷態(tài)工業(yè)試驗研究，能夠獲得近壁面不同位置貼壁風的速度分布。貼壁風噴口處的風速為50 m/s左右；距離側(cè)墻中心線1 000 mm位置，風速沿貼壁風流線方向逐漸降低至4～10 m/s（90°處）；距離側(cè)墻中心線100 mm位置，風速沿貼壁風流線方向先升高，在45°處達到最大后又降低，平均風速達到5～6 m/s，能夠?qū)崿F(xiàn)對側(cè)墻水冷壁的有效吹掃。

2）貼壁風煙花示蹤試驗表明，貼壁風投運時，左右墻的貼壁風流場基本對稱，貼壁風氣流可達到側(cè)墻中部位置，能夠?qū)崿F(xiàn)對爐膛易腐蝕區(qū)域的良好覆蓋，一次風、內(nèi)二次風和外二次風均沒有出現(xiàn)明顯的氣流貼墻的現(xiàn)象，因此能夠有效緩解水冷壁的高溫結(jié)渣及腐蝕現(xiàn)象?？紤]該鍋爐燃用貧煤的實際情況，建議采用適當?shù)偷囊淮物L風速、較大的內(nèi)二次風量和中等的外二次風旋流強度。

3）熱態(tài)燃燒運行試驗表明，鍋爐負荷為600、450、300MW的工況下，貼壁風投運后水冷壁的貼壁氣氛均較投運前明顯改善：不同標高位置貼壁O2的體積分數(shù)平均提高至3.0%以上；貼壁H2S的體積分數(shù)平均降低80%以上，均在200×10-6以下。水冷壁的高溫腐蝕問題可以得到有效防控。此外，貼壁風投運后，鍋爐效率略有提高，脫硝裝置入口NOx的質(zhì)量濃度略有降低。

4）本文試驗研究為判斷鍋爐貼壁風改造的效果提供了可靠數(shù)據(jù)和資料，為評價同類大型煤粉鍋爐貼壁風改造效果提供了重要的試驗研究方法。