前后墻對沖旋流燃燒鍋爐爐膛結渣試驗研究和改造實踐

黨林貴，陳國喜，王春玉，李 敏，崔二光，許明峰

（1.河南省鍋爐壓力容器安全檢測研究院，鄭州450016；2.國網河南省電力公司電力科學研究院，鄭州450052）

隨著國民經濟建設的需求和電力工業的快速發展，近年來我國各地建造、投運了眾多大容量、高參數燃煤火電機組，其中以1 000 MW、600 MW 超臨界機組為主力機組.在這些機組中，部分鍋爐采用前后墻對沖旋流燃燒技術，而爐膛結渣是這種機組運行最常見的安全問題之一.

研究表明，旋流燃燒器出口氣流的形態和回流區的大小對前后墻對沖旋流燃燒鍋爐爐膛結渣具有十分重要的影響.目前，研究流場常用的方法是采用實物模型和現場冷態試驗［1］，但這些方法存在工況數量少、測量誤差大等缺點，嚴重影響到爐膛結渣問題的分析和研究，所以結合數值模擬方法綜合分析才能夠很好地解決這一問題［2］.

某發電廠2×600 MW 超臨界機組鍋爐是國內某公司生產的超臨界參數變壓直流爐，自投產以來曾出現掉渣現象，引起鍋爐燃燒波動，引發機組滅火，掉落的大渣砸壞冷灰斗，導致機組非正常停機，嚴重影響了鍋爐的安全運行.

通過對該鍋爐結渣部位的查看和脫落焦渣形貌的觀察，采用示蹤飄帶對燃燒器冷態試驗進行觀測和分析，結合計算機預示技術對流場進行進一步的數值模擬，找出了爐膛結渣的原因，并提出了相應的治理措施.

1 鍋爐及燃燒設備

該鍋爐型號為DG 1900／25.4-Ⅱ4，是超臨界參數變壓直流爐，采用前后墻對沖旋流燃燒方式.

如圖1所示，在爐膛前后墻螺旋水冷壁上分3層分別布置2×12只低NOx旋流燃燒器，在最上層燃燒器之上布置有一層2×6個燃盡風風口，其中前后墻上各安裝有4個主燃盡風風口，在主燃盡風風口的兩側各安裝有2個側燃盡風風口.燃燒器的氣流分為3股：中心為直流一次風攜帶煤粉；最外側為旋流外二次風，為燃燒提供主要的氧氣；一次風和外二次風之間為旋流內二次風，其主要作用是為煤粉初期著火提供少量的氧氣.具體結構見文獻［3］中的DBC-OPCC-Ⅰ型燃燒器.

圖1 燃燒器布置示意圖Fig.1 Arrangement of the burners

2 結渣原因分析

在分析鍋爐爐膛結渣的原因之前，首先對鍋爐結渣狀況進行了檢查，根據檢查獲得的鍋爐結渣部位及焦渣的形貌等資料，進行了冷態試驗和數值模擬分析，并對實際燃煤的結渣性進行了測試分析.

2.1 鍋爐結渣狀況檢查

通過對鍋爐運行以及停爐檢修期間結渣情況的檢查，發現鍋爐結渣集中于前后墻燃燒器周邊區域，沿著燃燒器周邊的水冷壁管逐漸向外擴展，而鍋爐其他區域基本沒有明顯的結渣跡象.

圖2 為鍋爐掉渣時在撈渣機上拍到的焦渣照片.鍋爐運行時落入撈渣機的渣塊一般為紅色或者青色，相對較為疏松，大多能觀察到明顯的燃燒器周邊水冷壁管的弧形表面痕跡.

圖2 落入撈渣機上焦渣的形貌Fig.2 Morphology of the slag falling into submerged chain conveyor

2.2 燃燒器出口氣流冷態試驗

根據上述鍋爐結渣現象的檢查和判斷，確認鍋爐結渣集中于燃燒器周邊區域，因此初步判斷鍋爐結渣與燃燒器出口氣流形態有關，為此對燃燒器進行冷態?；囼?根據布置于燃燒器噴口的示蹤飄帶形狀可直觀判斷燃燒器出口氣流的結構形態，進而分析其對鍋爐結渣和燃燒的影響［4］.

燃燒器設計參數如下：一次風速和二次風速分別為24m／s和40m／s，一次風溫和二次風溫分別為75 ℃和340 ℃，一次風率和二次風率分別為19.52%和80.48%.按照一、二次風動量比相等的相似原則，冷態試驗時一次風速和二次風速分別控制為18m／s和21m／s.此時，各層燃燒器的二次風壓約為0.5kPa，與鍋爐熱態運行時相同.

圖3顯示了冷態試驗過程中燃燒器噴口示蹤飄帶的形狀.根據示蹤飄帶的形狀，發現外二次風從燃燒器噴口噴出后，并未向前流動，反而貼著水冷壁向燃燒器的周圍發散.

為此，擬通過改變外二次風旋流強度來觀測其對飄帶形狀的影響.然而任意改變外二次風旋流葉片位置，燃燒器出口氣流貼壁形態卻始終保持不變.

文獻［5］中HT-NR3型旋流燃燒器的冷態試驗也表明，當外二次風葉片角度較小時，也會發生與上述觀察到的狀況類似的氣流飛邊現象.

冷態試驗還發現外二次風的流動方向與燃燒器中心一次風氣流方向形成約90°的夾角，使得在一次風與外二次風之間的氣流均為回流氣流，即爐膛中部氣流均未向前流動，而是向著水冷壁流動.上述氣流形態有利于煤粉氣流著火，增強了燃燒穩定性，但是由于高溫煙氣攜帶的煤粉顆粒在燃燒器周圍燃燒，從而形成局部高溫區，并含有大量未燃盡的煤粉，引發上述區域結渣.

2.3 燃燒器出口氣流數值模擬

由冷態試驗了解到外二次風旋流強度對氣流形態的影響，但受制于現場條件，未能進行其他變化工況的試驗觀測，為此利用Fluent軟件對燃燒器的冷態工況進行模擬.對可能影響燃燒器出口氣流形態的外二次風葉片角度和擴錐角度等進行了模擬.

按要求采用自動照相功能的裂縫檢測儀對裂縫進行檢測，并在現場記錄后裂縫部位、深度以及走向等各類參數，采取合適的比例繪制裂縫示意圖，以此為灌漿壓力的確定提供參考。

2.3.1 外二次風葉片角度模擬

旋流強度與葉片角度成正比，葉片角度越小，燃燒器出口氣流的旋流強度越小.對不同外二次風葉片角度下的燃燒器出口流場進行模擬，其中葉片角度分別為60°、45°、30°、15°和10°，原始擴錐角度為45°.由于模擬結果類似，因此只以擴錐角度45°下二次風葉片角度為45°的結果作為示例，其模擬結果見圖4，其中m為火焰沿燃燒器軸向長度，E為以燃燒器中心為原點的火焰上下尺寸.

圖4 擴錐角度為45°的燃燒器出口流場Fig.4 Flow distribution at burner outlet for expanding cone angle of 45°

從圖4可以看出，燃燒器出口氣流呈發散現象，且基本不隨外二次風葉片角度的變化而改變，這與前述現場冷態試驗觀測到的結果一致.

2.3.2 擴錐角度模擬

為進一步分析造成燃燒器出口氣流發散的原因，對不同外二次風擴錐角度下的燃燒器出口流場進行模擬，結果見圖5～圖7.對比圖4～圖7可知，擴錐角度的減小使燃燒器出口氣流發散現象消失，氣流封閉現象隨著擴錐角度的減小越發明顯.這會使燃燒器出口處二次風與一次風的混合減弱，但對于易燃的煙煤而言，由于煙煤的著火性能和燃燒特性優良，因而總體上對燃燒的影響較小，更為重要的是因為避免了旋流的二次風卷吸煤粉至燃燒器周邊區域，從而可減輕爐膛結渣.

圖5 擴錐角度為40°的燃燒器出口流場Fig.5 Flow distribution at burner outlet for expanding cone angle of 40°

圖6 擴錐角度為35°的燃燒器出口流場Fig.6 Flow distribution at burner outlet for expanding cone angle of 35°

圖7 擴錐角度為30°的燃燒器出口流場Fig.7 Flow distribution at burner outlet for expanding cone angle of 30°

2.4 燃煤熔融特性分析

由于鍋爐結渣不僅與燃燒器出口氣流形態有關，而且與燃煤的熔融特性密切相關.因此，為了解燃煤特性對鍋爐結渣的影響，對鍋爐結渣期間實際燃煤進行了熔融特性分析，結果見表1.

表1 實際燃煤的熔融特性分析Tab.1 Fusion properties of the coal °C

從表1可以看出，實際燃煤的熔融溫度高于設計煤，與校核煤差別不大，因此實際燃煤不會引起鍋爐結渣現象.

2.5 結渣原因分析

根據上述鍋爐結渣情況的檢查，發現鍋爐結渣集中于燃燒器周邊區域，進一步的冷態試驗測試表明，燃燒器出口氣流形態在常規外二次風調節范圍內不受旋流葉片調節的影響，氣流呈貼壁發散狀態，結合數值模擬結果，確定引起燃燒器出口氣流貼壁發散的主要原因是燃燒器擴錐角度偏大，同時數值模擬結果還顯示，減小燃燒器出口擴錐角度能有效減輕鍋爐結渣.

3 鍋爐結渣治理

3.1 燃燒器出口擴錐角度改造

結合現場條件，確定改造方案為不改變燃燒器結構，只在燃燒器外二次風出口外側新增加一圈30°擴錐［6］，如圖8中新增加的粗線所示.

圖8 燃燒器結構改造示意圖Fig.8 Structural retrofit of the burners

利用機組檢修機會，對前后墻3層燃燒器出口的擴錐角度進行了改造.由于新增加的擴錐在外二次風噴口外側，其對原外二次風氣流有明顯的遮擋作用，從而能有效改善原外二次風的貼壁發散現象.

3.2 燃燒器改造后出口氣流形態觀測

燃燒器改造完成后，再次進行了冷態試驗，觀測結果見圖9.從圖9可以看出，改變燃燒器外二次風擴錐角度后，燃燒器出口外二次風的氣流形態發生了明顯變化，從燃燒器噴口出來的外二次風為呈一定張角的喇叭形旋轉氣流，氣流向前，貼壁發散現象消除；同時由于新增加的擴錐的遮擋作用，改造后的外二次風氣流張角在外二次風旋流葉片調節過程中基本不變.上述試驗觀測結果表明，燃燒器外二次風擴錐角度改造后徹底消除了原外二次風氣流的貼壁發散現象，這與數值模擬結果類似.

圖9 燃燒器改造后外二次風氣流形態Fig.9 Flow pattern of external secondary air after retrofit

由于改造后的氣流呈一定的張角，回流區面積減少，使得燃燒器噴口位置的著火強度有所降低，對鍋爐燃燒穩定性有一定的影響，但一般而言對易燃煙煤的影響較小.另一方面，由于燃燒器改造后徹底消除了燃燒器周圍的貼壁發散氣流，因而避免了煙氣卷吸攜帶的煤粉顆粒在燃燒器周圍水冷壁面附近燃燒，有效減輕了鍋爐結渣.

4 燃燒器改造后運行效果

燃燒器改造完成后的初始運行情況表明，鍋爐燃燒穩定性較好，沒有觀察到燃燒器著火不穩定現象，鍋爐掉渣頻率明顯減少，掉渣時對鍋爐運行的影響也顯著降低.但出現了爐渣可燃物含量上升的問題，從燃燒器改造前的5%以內上升到10%左右，鍋爐運行經濟性有所降低.飛灰可燃物含量變化不大，仍保持在1%～2%內.

經分析研究后認為，新增加的擴錐改變了燃燒器出口氣流形態，消除了氣流貼壁燃燒現象，有利于緩解結渣；但由于回流區的減小，降低了燃燒器噴口區域的燃燒強度，下層燃燒器著火強度的降低導致爐渣可燃物含量有所升高.為此，通過適當加大下層燃燒器的外二次風旋流強度、同時提高下層燃燒器對應磨煤機的煤粉細度，爐渣可燃物含量降低，恢復到燃燒器改造前的水平.

5 結 論

（1）冷態飄帶示蹤試驗和數值模擬結果表明，鍋爐嚴重結渣的原因在于燃燒器外二次風擴錐角度偏大，造成氣流飛邊現象.

（2）減小燃燒器擴錐角度改造實施后，有效解決了前后墻對沖旋流燃燒鍋爐爐膛結渣問題，提高了鍋爐運行的安全性和穩定性.

［1］李敏，任利明，王春玉，等.一種旋流燃燒器出口氣流形態觀測裝置：中國，ZL201120497754.4［P］.2012-07-11.

［2］張德良.計算流體力學教程［M］.北京：高等教育出版社，2010.

［3］李永華，周濱選，鄭平安.低NOx旋流燃燒器改造數值模擬［J］.動力工程學報，2014，34（4）：260-266.LI Yonghua，ZHOU Binxuan，ZHENG Ping＇an.Nu-merical simulation on an optimized swirl burner with low-NOxemission［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2014，34（4）：260-266.

［4］張營帥，任利明，李有信，等.某600MW 超臨界鍋爐結渣原因分析及解決方法［J］.鍋爐技術，2010，11（6）：41-43.

ZHANG Yingshuai，REN Liming，LI Youxin，etal.Cause analysis on slagging of a 600 MW supercritical boiler and solutions thereof［J］.Boiler Technology，2010，11（6）：41-43.

［5］林正春，范衛東，李友誼，等.一種低NOx旋流燃燒器流場特性的研究［J］.動力工程，2008，28（3）：355-360.

LIN Zhengchun，FAN Weidong，LI Youyi，etal.Experimental research on aerodynamic field characteristic of a low NOxswirl burner［J］.Journal of Power Engineering，2008，28（3）：355-360.

［6］李敏，秦淇，王春玉，等.一種燃煤電站鍋爐前后墻對沖燃燒器噴口：中國，201220507756.1［P］.2013-03-06.