50MW燃煤锅炉燃烧状态的分析

第２２誊第１期　上海　电　力　学　院　学报　Ｖｏ１．２２。Ｎｏ．１　２００６年３月　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｓｈａｎｇｈａｉ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ　ｏｆ　Ｅｌｅｃｔｒｉｃ　Ｐｏｗｅｒ　Ｍａｒ．　２０ｏ６　文章编号：１００６—４７２９（２００６）０１－００２０—０５　５０　ＭＷ燃煤锅炉燃烧状态的分析术　李芳芹　，徐敏　，任建兴　，孙坚荣　（１．上海电力学院能源与环境＿Ｔ二程学院，上海２０００９０；　２．合肥发电厂。安徽合肥２３００１１）　摘要：以一台５０　ＭＷ燃煤发电机组为研究对象，对炉内燃烧进行了数值模拟，结果表明锅炉费斯顿管上部　的温度比下部的温度约低１００　ｏＣ，中间位置的温度比两边位置的要高，下部及位于中间的费斯顿管易结焦．分　析其原因主要是由燃烧器布嚣不太合理引起的．针对该锅炉燃烧器存在的问题，提出了两种改造方案．　关键词：燃烧状态；数值模拟；燃烧器；方案　中图分类号：ＴＫ　２２９．６　文献标识码：Ａ　Ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　Ｂｕｒｎｉｎｇ　Ｓｔａｔｅ　ｉｎ　ａ　Ｃｏａｌ－ｆｉｒｅｄ　Ｕｔｉｌｉｔｙ　Ｂｏｉｌｅｒ　ＬＩ　Ｆａｎｇ—ｑｉｎ‘，ＸＵ　Ｍｉｎｇ　，ＲＥＮ　Ｊｉａｎ—ｘｉｎｇ‘，ＳＵＮ　Ｊｉａｎ—ｒｏｎｇ‘　（１．Ｓｃｈｏｏｌ　ｏｆ　Ｔｈｅｒｍａｌ　Ｐｏｗｅｒ＆Ｅｎｖｉｒｏｍｅｎｔａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｓｈａｎｇｈａｉ　Ｕｎｗｅ￣ｉｔｙ　ｏｆ　Ｅｌｅｃｔｒｉｃ　Ｐｏｗｅｒ，Ｓｈａｎｇｈａｉ　２０００９０，Ｃｈｉｎａ；２．Ｈｅｆｅｉ　Ｐｏｗｅｒ　Ｐｌａｎｔ，Ｈｅｆｅｉ　２３００１１。Ｃｈｉｎａ）　Ａｂｓｔｒａｃｔ：　Ｉｎ　ｔｈｉｓ　ｐａｐｅｒ，ａ　５０　ＭＷ　ｃｏａｌ—ｆｉｒｅｄ　ｕｔｉｌｉｔｙ　ｂｏｉｌｅｒ　ｉｓ　ｓｔｕｄｉｅｄ．Ｂｕｒｎｉｎｇ　ｓｔａｔｅ　ｉｓ　ａｎａｌｙｚｅｄ　ｔｈｒｏｕｇｈ　ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ．Ｔｈｅ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｉｎｄｉｃａｔｅ　ｔｈａｔ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ　ｉｎ　ｔｈｅ　ａｒｅａ　ｕｐ　ｃｒｕｓｔ　ｂｌｏｃｋ　ｄｕｃｔ　ｉｓ　ａｂｏｕｔ　１００　ｄｅｇｒｅｅ　ｌｏｗｅｒ　ｔｈａｎ　ｔｈａｔ　ｉｎ　ｔｈｅ　ａｒｅａ　ｂｅｌｏｗ　ｃｒｕｓｔ　ｂｌｏｃｋ　ｄｕｃｔ　ａｎｄ　ｔｈｅ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ　ｉｎ　ｔｈｅ　ｍｉｄｄｌｅ　ａｒｅａ　ｉｓ　ｔｈｅ　ｈｉｇｈｅｓｔ．Ｔｈｉｓ　ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ　ｃｏｕｌｄ　ｃａｕｓｅ　ｔｈｅ　ｕｎｄｅｒ　ｐａｒｔ　ａｎｄ　ｍｉｄｄｌｅ　ｐａｒｔ　ｏｆ　ｃｒｕｓｔ　ｂｌｏｃｋ　ｄｕｃｔ　ｔｏ　ｅａｓｉｌｙ　ｓｌａｇ　ｏｆｆ．Ｗｉｔｈ　ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ，ｔｈｅ　ｂｕｒｎｅｒｓ　ｏｆ　ｔｈｉｓ　ｂｏｉｌｅｒ　ａｒｅ　ｓｔｕｄｉｅｄ．Ｔｏ　ｓｏｌｖｅ　ｔｈｅ　ｐｒｏｂｌｅｍｓ　ｅｘｉｓｔｉｎｇ　ｉｎ　ｔｈｅｓｅ　ｂｕｒｎｅｒｓ，ｔｗｏ　ｓｃｈｅｍｅｓ　ａｒｅ　ｐｕｔ　ｆｏｒｗａｒｄ　ａｎｄ　ｃｏｍｐａｒｅｄ．　Ｋｅｙ　ｗｏｒｄｓ：　ｂｕｒｎｉｎｇ　ｓｔａｔｅ；ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ；ｂｕｒｎｅｒ；ｓｃｈｅｍｅ　近几年，由于煤源不固定，锅炉入炉煤质波动　鹤岗烟煤．燃烧系统为旋流式燃烧器．１９６９年开　大，锅炉燃烧工况恶化，稳定性差，造成锅炉结焦　始燃用淮南烟煤，运行情况良好．１９７４年后燃用　及汽温偏高等问题．为此，本文通过对某电厂５Ｏ　淮北煤，燃烧工况恶化．至１９８５年后由于该厂煤　ＭＷ燃煤机组的燃烧情况进行数值模拟，研究了　源不固定，煤质波动大。锅炉燃烧稳定性较差．为　锅炉结焦及汽温偏高的原因，并提出了改造方案．　此，该厂进行了以下改造：１９９１年４月将锅炉制　１锅炉概述及运行中的问题　粉系统改造为直吹系统，配两台钢球磨；１９９２年９　月将锅炉制粉系统改为中间储仓式制粉系统；　某电厂２　锅炉为ＨＧ１３１４—２４０／３９型燃煤锅　１９９６年２　和６　火嘴改为浓淡火嘴；２００３年更换　炉，配５０　ＭＷ发电机组．锅炉投产时制粉系统选　高温空预器、高温省煤器、２　和６　火嘴的浓淡中心　型为直吹式制粉系统，配４台风扇磨，设计煤种为　筒去掉．　收稿日期：２００５—０９—０７　基金项目：上海电力学院青年基金（ｋ２００４—１６）；上海市重点学科项目（Ｐ１３０２）　维普资讯 http://www.cqvip.com

李芳芹等：５０　ＭＷ燃煤锅炉燃烧状态的分析　２１　但是，虽然锅炉进行了多次改造，仍存在很多　问题，主要表现为甲侧费斯顿管结焦严重和乙侧　主汽温度过高．　（１）甲侧费斯顿管积焦多，接近堵死，焦较松　软，靠近凝渣管处的焦相对较硬，用高压消防水能　冲掉．　（２）锅炉结焦后，乙侧烟气流量大，引起主汽　温度升高，过热器管段超温涨粗．乙侧两级减温水　流量全开完２００％，甲侧减温水５０％，乙侧汽温主　汽温度高，使锅炉负荷受限．　（３）低温预热器管磨通，漏风严重．　（４）Ｉ级和ＩＩ级过热器甲侧管涨粗．　（５）凝渣管和Ｉ级过热器严重变形．　（６）锅炉流量达不到额定流量．　针对上述问题，本文采用数值模拟的方法分　析了燃烧器、炉内温度场分布情况，进而分析造成　上述问题的原因，同时给出改造方案．　自１９９２年制粉系统改造后锅炉燃用的煤质　一直是严重偏离其设计煤质的．自１９９２年以来燃　用煤质、设计煤质和测试时的入炉煤质的燃料特　性见表１．　表１煤质特性分析　２燃烧器及其空气动力场问题分析　２．１燃烧器分析　基于该锅炉存在的问题，本文主要考虑从燃　烧器方面进行改造．　该锅炉共有８个旋流燃烧器，沿炉膛高度自　下而上分两层对冲布置在炉膛的侧墙上，上层６　个，下层２个．燃烧器为轴向旋流可调式煤粉燃烧　器，含有一次风管和二次风管，上排火嘴（１　，２　，　４　，５　，６　，８　）的中心线离炉膛出口仅为８　ｍ．这种　燃烧器的特点及目前存在的问题如下．　（１）旋流式燃烧器气流的射程短，衰减快，火　焰粗而短，煤粉喷出后，在较短的范围内就燃烧完　全，火焰很难到达炉膛，造成局部高温，炉膛　温度分布不均匀，会使水冷壁附近的烟气温度偏　高，造成局部高温，容易引起水冷壁结渣，影响其　传热，降低了水冷壁角系数，导致炉膛出口烟温偏　高．该燃烧器的适应范围局限在Ｑ　＞１６　８００　ｋＪ／ｋｇ，　＞２５％的煤种…．显然，目前锅炉的入　炉煤种挥发分太低，不适合使用这种燃烧器．　（２）目前燃烧器的一、二次风实际出口风速　（一、二次风实际出口速度分别为１２．５９　ｍ／ｓ和　１５．３８　ｍ／ｓ）远低于设计风速（一、二次风出口的　设计风速分别为２４．５　ｍ／ｓ和３０　ｍ／ｓ），更使得空　气射程短，刚性减弱，达不到炉膛中心，导致射流　的回流区变小，对炉膛深度高温烟气的卷吸　力变差，进而使煤粉燃烧火焰中心上移，烟气离开　炉膛时温度较高，造成炉膛出口部位费斯顿管结　渣．　（３）目前燃烧器的叶片倾斜角及风门开度都　不可调动，旋流强度及一、二次风比无法控制．　（４）燃烧器中心线问垂直距离较大，使得上　排火嘴的中心线离炉膛出口仅８　ｍ，煤粉在炉膛　内燃尽时间短，导致炉膛出口烟温偏高．高烟温使　飞灰粘结在费斯顿管和过热器上，引起二者的玷　污、结焦和腐蚀．这样可能导致一系列的问题，如　锅炉结焦后，使得局部烟气流量大，引起主汽温度　升高，进而引起过热器的过热超温涨粗或爆管、省　煤器管束的堵灰或爆管、空预器管磨通，大量漏　风，进而又引起结焦等．　２．２空气动力场分析　根据炉子结构建立物理模型，划分网格．在整　个网格体系中都采用了强非均匀的网格划分，采　用ＳＩＭＰＬＥ（Ｓｅｍｉ—Ｉｍｐｌｉｃｉｔ　Ｍｅｔｈｏｄ　ｆｏｒ　Ｐｒｅｓｓｕｒｅ—　Ｌｉｎｋｅｄ　Ｅｑｕａｔｉｏｎｓ，半隐式压力连接方程）法改进收　敛效果．针对旋流燃烧器，压力采用ＰＲＥＳＴＯ　（Ｐｒｅｓｓｕｒｅ　Ｓｔａｇｇｅｒｉｎｇ　Ｏｐｔｉｏｎ，压力参差）法．在计算　过程中还发现，焦炭燃烧选取扩散一动力模型，煤　热解反应采用双挥发竞争模型，气相湍流选取　ＲＮＧ（Ｒｅｎｏｒｍａｌｉｚａｔｉｏｎ　Ｇｒｏｕｐ，重整群）ｋ—　（ｋ为　湍流动能，相当于下文中的Ｅｋ，　为湍流耗散能）　模型，燃烧湍流选用ＰＤＦ（Ｐｒｏｂａｂｉｌｉｔｙ　Ｄｅｎｓｉｔｙ　Ｆｕｎｃｔｉｏｎ，几率密度分布函数）模型．　采用网格划分将整个炉膛分成燃烧器区域、　维普资讯 http://www.cqvip.com

上海电力学院学报　２００５钽　上炉膛区域和下炉膛区域３部分．燃烧器区域和　燃烧器喷口附近的网格相对较密，以模拟该区域　各物理量的剧烈变化；上、下炉膛区域均采用向壁　面逐渐加密的网格布置形式，以捕捉壁面附近各　从图１可以看出，一、二次风的实际出口风速　远低于设计风速，造成空气动力场变差，射程变　短，空气刚性减弱，空气的充满度很差，达不到炉　膛中心．　计算量的剧烈变化．除了折焰角处使用四面体网　３炉内燃烧模拟显示速度场及温度　格以外，其余均采用六面体网格．　在流场的出口边界处，流动参数由连续性确　定，本文假定沿流动方向各参数的梯度为零，即按　照局部单向化处理：　韭：　：塑　：ｏ　ａ，，　ａ’，　ａ’，　ａ’，　式中：“——燃烧产物速度，ｍ／ｓ；　——湍流动能，ｋＪ；　Ｐ——燃烧产物压力，Ｐａ；　ｙ——炉膛深度方向，ｍ；　——湍流耗散能，ｋＪ．　壁面边界条件按无滑移条件取值，气相流体　近壁区域采用标准壁面函数法进行．　在燃烧器入口处，根据原始测试数据直接给　定入口气流速度和煤量，见表２．　襄２模拟初始数据（每个燃烧器）　根据以上数据模拟计算炉内空气动力场．在　此选取典型截面一炉膛中心纵截面上速度分布场　来分析研究，见图ｌ所示．　０　３　６　９　深度／Ⅲ　图１炉膛中心纵截面上速度最大值分布　场问题　根据目前锅炉的实际入炉煤质、耗煤量、送风　温度及风速（见表２），对炉内煤粉的燃烧进行了　数值模拟，结果如图２和图３所示．　曰　＼　框　Ｉ＂ｌ￣ｔａｉｉ！Ｉ　ｉ：　鸯　／　一～　加　墙¨乏～　．　．０　３　６　９　深度／Ⅲ　ｂ速度分布　图２９　６　炉膛中心纵截面上的温度和速度分布　３　Ｏ　／＝　．兰　．　挺　鋈～深度／Ⅲ　－温度分布　２２　２ｌ　２０　目１９　＼　１８　恒ｌ７　１６　ｌ５　１４　深度／Ⅲ　ｂ速度分布　图３　费斯顿管斜截面上的温度和速度分布　Ｈｊ。ｏ　　苛　、　，、　维普资讯 http://www.cqvip.com

李芳芹等：５０　ＭＷ燃煤锅炉燃烧状态的分析　根据温度分布和速度分布的模拟计算，可以　得出以下结论．　（１）从图２ｂ可以看出，尽管运行时上排后墙　的１　和８　火嘴没有启用，但是后墙附近区域速度　（５）由于目前锅炉的二次风叶片及风门开度　均不可调，而叶片倾角及风门开度都会影响到燃　烧状况，建议采用可调的叶片及风门以调节炉内　空气动力场；　（６）改换燃烧器．　却比前墙附近区域的大，这是由于１　和８　火嘴关　闭造成后墙附近区域负压大，前墙附近区域的气　流以及上方生产的气体产物向此区域流动所造成　的．这样也使后墙附近区域的烟气流量偏大．随着　７　炉膛高度的增加，由图２ａ可知，温度逐渐降低．在　炉膛出口处偏下区域的温度偏高：下方温度为１　４０４　Ｋ，比上方处的温度１　２９３　Ｋ高出１１０℃．下　方的局部高温将导致费斯顿管下方处结焦，并造　成此处的主蒸汽温度偏高．　（２）费斯顿管所处的截面上的温度分布以及　速度分布验证了（１）中的结论．从图３中可以看　出，费斯顿管上部的温度比下部的温度低１００℃　左右，并且中间位置处的温度比两边位置处的要　高，理论上讲，这样将造成费斯顿管下部以及位于　恒　９　中间处的费斯顿管易结焦．　Ｈｒ，　．　（３）空气刚性弱，导致了射流的回流区　．．　／变小，对炉膛深度高温烟气的卷吸力变差，进而使　＼一　／　．、煤粉燃烧火焰中心上移，烟气离开炉膛时温度较　高，致使炉膛出口部位费斯顿管结渣．　（４）后墙附近区域的速度及温度场分布均高　于前墙附近区域，这表明后墙附近区域的烟气流　量偏大，随着炉膛高度的增加，在炉膛出口处偏下　区域的温度偏高，使得下方区域局部高温，进而导　致费斯顿管下方处结焦，并可能造成此处的主蒸　汽温度偏高．　针对模拟计算结果显示的问题，考虑采取以　下解决措施．　（１）改造燃烧器，减小一、二次风出口面积以　获得较高出口风速，改善空气动力场分布；　（２）移动上火嘴的位置，使之下移，减小燃烧　器的层间距，使火焰中心下移，降低炉膛出口处的　烟气温度，壁面受热面结焦；　（３）改变供风方式，开启１　和８　火嘴，关闭２　和６　火嘴或者４　和５　火嘴，以改变炉膛内空气的　分布，改善炉膛出口处的温度分布；　（４）改变二次风的旋转方向，使开启火嘴的　二次风旋转方向如图４所示，这样的旋转方向使　火焰偏向前墙下方，减少后墙附近区域的烟气流　量，降低壁面局部温度；　Ｏ　３　６　９　深度／Ⅲ　图４炉膛中心纵截面温度分布（旋流强度为３．４，炉　膛出口过剩空气系数为Ｉ．１５，一次风率为２５％）　３　Ｏ　４改造方案　呈＼三ｉ针对燃烧器中存在的问题，　从不改变燃烧器　以及改变燃烧器两个方面，提出两种改造方案．　４．１燃烧器不变和控制改变入炉煤质及调整送　粉风温度　旋流式燃烧器一般适用于　＞２５％，发热　量Ｑ　≥１７　０００　ｋＪ／ｋｇ的高挥发分的煤种．而　该锅炉自１９９２年以来一直燃用低挥发分高灰分　的煤质，由于这类煤质的着火性能差、着火推迟、　火焰中心一Ｉ－移等，容易导致炉膛出口处的温度偏　高，进而使得炉膛出口处的受热面结渣或主汽温　度升高．　因此，在炉膛结构尺寸、燃烧器结构不变的情　况下，为了避免炉膛出口处的受热面结渣或主汽　温度升高等问题，建议控制燃烧接近设计煤种的　煤质：挥发分Ｖ　＞２５％，Ｑ　【ＩＤ≥１７　０００　ｋＪ／ｋｇ，　灰分含量较高的煤种．同时，考虑到燃烧器上火嘴　中心线离炉膛出口较近，为了控制燃烧时的火焰　中心，必须加速燃料着火，利用热风送粉方式解决　这一问题．当热风送粉时，煤粉被热风预先加热，　温度较高，容易着火，这样就可以控制火焰中心离　炉膛出口处的距离，进而降低炉膛出口处的烟气　温度，减弱结渣的可能性．在参考大量的资料并结　６　　　，　维普资讯 http://www.cqvip.com

上海电力学院学报　２００６笠　合该锅炉的实际情况后，建议改乏气送粉为热风　送粉，热风温度应控制在３３０～３８０　ｃｃ．　该方案具有改动量小、费用低的优点，但是对　煤质要求较高．这样，对于电厂来说，煤的运输费　２ｌ　１８　１５　可能增加，或参混煤种时混合难度较大．　４．２改造现有燃烧器　在燃烧目前入炉煤质且炉膛结构尺寸不变的　条件下，改造现有燃烧器．燃烧器燃用低挥发分煤　种时，应采取各种有利于燃烧器出口获得较强高　温烟气回流和改善着火过程的措施，以提高燃烧　器煤质的适应性．改造的原则及条件为：燃烧器仍　为旋流式燃烧器，基本结构不变；从一、二次风出　口速度（出口面积），上火嘴位置，旋流强度，一、　二次风风率及过剩空气系数方面进行．具体做法　如下．　（１）缩短垂直距离把上火嘴下移０．５３７　５　ｍ，缩短燃烧器问的垂直距离，这样一方面可以调　整燃烧区域热强度，提高炉内温度水平，增加锅炉　流量到达额定流量；另一方面增加了上火嘴离炉　膛出口的距离，延长煤粉在炉膛内的燃尽时间，降　低炉膛出口烟温度，防止费斯顿管结焦及主汽温　度偏高．　（２）改变旋流强度旋流强度影响燃烧器出　口气流的流动结构（回流区、射程和扩散角等），　而流动结构直接影响燃料的着火和燃烧过程．旋　流强度过大，回流区长度缩短，同时燃烧器阻力增　加很多．影响旋流强度的主要因素是叶片倾角，由　燃烧器结构图可知此燃烧器的叶片倾角为６３。，　比推荐值（５０～６０。）¨　大．由于叶片倾角偏大，　计算旋流强度为３．４，因此旋流强度也大于针对　旋流燃烧器对冲布置燃用烟煤固态排渣时的推荐　值３．０［　～　．　建议把燃烧器叶片倾角改为６Ｏ。，对应的旋　流强度为３．０，并且燃烧器气流的旋转方向按图４　布置．　模拟此时的温度场如图５所示．比较目前２　炉旋流强度为３．４（炉膛出口过剩空气系数为１．　１５，一次风率为２５％）时的温度场（见图４），可以　看出，当旋流强度减小为３．０时，炉膛内温度沿炉　膛深度方向上对称性较好，炉膛出口温度水平较　低，费斯顿管所在面的平均温度降低约３０℃．　目１２　＼　幄９　６　３　０　图５炉膛中心纵截面温度分布　（旋流强度为３．０）　（３）合理配置一、二次风率一、二次风率配　比也影响到燃烧过程，由于二次风旋转射流的紊　流交换作用会带动内气流逐渐旋转，从而降低了　总气流的旋转强度，这会使中心回流区的长度和　流量都减小，而且这种作用随着一、二次风率比的　增加而增加，不利于煤粉的燃烧，因此应尽量减少　一次风的比例．根据旋流式燃烧器燃用烟煤时推　荐的一次风率２５％～３０％，上述数值模拟是针对　一次风率取２５％进行的，下面对一次风率取上限　３０％的情况进行模拟计算，此时的温度场分布见　图６．　由图６可知，当一次风率增加时，炉膛内燃烧　区域的温度水平降低，而炉膛出口处的温度水平　升高．燃烧区域温度水平降低不利于着火，使锅炉　负荷受限；炉膛出口处温度水平升高则容易造成　费斯顿管结焦，主汽温度升高．因此，建议一次风　率取下限２５％．　（４）炉膛出口过剩空气系数在燃料量不变　的情况下，如过剩空气系数在通常范围内增加，可　使炉内温度水平降低，炉膛出口温度降低，可减轻　费斯顿管和过热器的积灰和结渣．测试时计算的　炉膛出口处的过剩空气系数为１．１５，现采用模拟　方法，将过剩空气系数提高到１．１８，其炉内温度　分布情况、模拟结果如图７所示．　比较图４和图７可知，当过剩空气系数提高　到１．１８时，炉内温度水平降低，炉膛出口处的温　度亦降低，平均约降低３８℃．这将大大减轻费斯　（下转第２８页）　维普资讯 http://www.cqvip.com

２８　上海电力学院学报　２００６焦　据煤质变化及时对燃烧做出合理的调整．　出力，使一、二、三次风的比率趋于合理；对已损坏　（２）对一次风量和二次风量进行适当的调　的锅炉燃烧器进行调换，并加装节流圈．　整．在保证一次风不堵管的前提下，尽量使一次风　速均匀（保证在２８　ｍ／ｓ左右），使一次风混合温　参考文献：　度和燃烧器出口温度在合适的范围内，降低一次　［１］岑可法．锅炉燃烧试验研究方法及测量技术［Ｍ］．ｊＥ京：水　风风率．在条件许可的情况下，可采用停１个或停　利电力出版社，１９９２．　２个燃烧器运行，提高相应给粉机转速，以保证在　［２］　马志明．燃煤的燃烧特性与经济性研究方法［Ｊ］．上海电力　学院学报，２００２，１８（１）：３１．　运行的７根或６根一次风管内有较高的煤粉浓　［３］冯俊凯，沈幼庭．锅炉原理及计算，第二版［Ｍ］．北京：科学　度，使一次风混合温度降低，并适当开大二次风　出版社。１９９２．　门，提高二次风率．　［４］　毛健雄，毛健全，赵树民，煤的清洁燃烧［Ｍ］．北京：科学出　（３）运行人员应经常检查燃烧器喷口情况，　版社，１９９８．　及时清理一次风喷口的结焦，保证一次风着火良　［５］　潘卫国，王文欢，任建兴，等．３５０　ＭＷ煤／高炉煤气混烧锅　炉多工况热力计算的研究［Ｊ］．上海电力学院学报，２００５，２１　好稳定，避免由于恶性循环而导致严重结焦现象．　（１）：１０１－１０５．　（４）当锅炉负荷和煤质特性发生变化时，应　［６］　彭枝援．爱依斯万方电厂锅炉掉焦灭火问题的分析与改进　及时对燃烧系统一二次风量和给粉量进行调整，　［Ｊ］．上海电力学院学报，２００５，２１（１）：９—１２．　以保证炉内燃烧稳定．　［７］李东雄。邢德山．４１０　ｔ／ｈ锅炉燃烧调整试验研究［Ｊ］．发电　（５）在下一次的小修期间，应采取措施减少　设备，２００１，（３）：ｌ０．　制粉系统、尾部烟道和除尘器的漏风，并清理除尘　［８］郑一凡，郭利宝．２２０　ｔ／ｈ锅炉在不同负荷下的燃烧调整　器内部和前后烟道的结灰，保证引风机有足够的　［Ｊ］．山西电力，２００１，（６）：ｌ２－ｌ３．　ｆ上接第２４页）　顿管和过热器的积灰与结渣．　５　结束语　因此，建议将过剩空气系数提高至１．１８左　本文通过对炉内燃烧状态的数值模拟及对目　右．　前锅炉燃烧器的分析研究，认为目前锅炉的入炉　２１　２１　／１２７　煤种挥发分太低，不适合使用这种燃烧器．又从两　２９２　１８　方面提出了改造方案，但具体采用哪种方案，要根　１８　据电厂的实际情况来定．　ｌ５　ｌ５　｛１２　目１２　参考文献：　＼　枢９　。　［１］　李芳芹，魏敦菘，马京程，等．燃煤锅炉空气分级燃烧降低　ＮＯｘ排放的数值模拟［Ｊ］．燃料化学学报，２００４，３２（５）：５３７－　６　６　５４１．　３　３　［２］毛健雄．煤的清洁燃烧［Ｍ］．北京：科学出版社，１９９８．　［３］　Ｊｉａｎｘｉｎ　Ｒｅｎ．Ｆａｎｇｑｉｎ　Ｌｉ＋Ｌｏｗ－ＮＯｘ　Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ　ｏｆ　０　Ｏ　３　６　９　Ｏ　Ｏ　３　６　９　Ｃｈｉｎａ　ａｎｄ　Ｓｔａｇｅｄ　Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ［Ｃ］，２００３　ＩＣＥＥ．南京：东南大　深度／ｍ　深度／ｍ　学出版社，２００３：４４５４｝７．　图６炉膛中心纵截面温　图７炉膛中心纵截面温　［４］Ｄｏｕｇｌａｓ　Ｊ．Ｓ．Ｌａｄｗｐ　Ｌｏｗｅｒｓ　Ｅｍｉｓｓｉｏｎｓ　ｗｈｉｌｅ　Ａｄｄｉｎｇ　Ｃａｐａｃｉｔｙ　度分布　度分布　［Ｊ］．Ｐｏｗｅｒ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００２：３５—３８．　［５］　任建兴，李芳芹．１２５　ＭＷ燃煤机组燃烧　染物排放的测　该方案燃烧器改动较多，工作量较大，实施难　试与分析［Ｊ］．上海电力学院学报，２００５，２１（１）：５－８．　度较大，改造费用较高；但是燃烧器的煤种适用范　围增大，煤质要求降低．