楊振，王新宇，朱宣而，黃亞繼*，岳峻峰，張強，徐力剛，謝靈鷗

（1.江蘇方天電力技術(shù)有限公司，南京210000；2.東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點實驗室，南京

0 引言

當前針對爐膛高溫腐蝕問題，主流應(yīng)對措施分為4 種：涂層噴涂［1-2］、管材優(yōu)化［3-4］、燃燒調(diào)整［5-6］和貼壁風(fēng)技術(shù)［7-8］。這4 種措施均能一定程度上緩解高溫腐蝕問題，但也都不可避免地存在一定的局限性。對于涂層噴涂方法，由于過厚的涂層將增加水冷壁熱阻，對傳熱性能產(chǎn)生負面影響，所以這種方法通常存在涂層壽命不長的問題，因此只常見于腐蝕程度和熱負荷不高的亞臨界鍋爐［9］。對于管材優(yōu)化方法，一方面大面積更換材料成本較高的高合金鋼將影響電廠的經(jīng)濟效益，另一方面2 種管材連接處的焊縫在爐膛內(nèi)腐蝕和高溫環(huán)境下也存在一定的安全隱患，所以當前我國燃煤機組并未大規(guī)模應(yīng)用此方法［10］。對于燃燒調(diào)整方法，目前大量研究表明，雖然單獨采用此方法可以使水冷壁近壁區(qū)域還原性氣氛有所減少，但難以從根本上解決高溫腐蝕問題［11］。而對于貼壁風(fēng)方法，因其存在一定的風(fēng)量限制［12］，即使已對噴口結(jié)構(gòu)和布置方案進行了充分的優(yōu)化，也很難保證在高負荷下完全消減高腐蝕風(fēng)險區(qū)域［13-19］。

因此對于協(xié)同多種方法解決高溫腐蝕問題的研究具有重要的現(xiàn)實意義，目前已有部分學(xué)者協(xié)同了燃燒調(diào)整方法與貼壁風(fēng)方法。文獻［20］首先對爐膛靠外側(cè)燃燒器進行了結(jié)構(gòu)改造，把燃燒器外二次風(fēng)擴錐增大了35°并更換了內(nèi)二次風(fēng)導(dǎo)流筒，隨后在爐膛前后墻分別布置了4 層貼壁風(fēng)。改造后，側(cè)墻近壁面還原性氣氛得到有效改善。文獻［21］在將1臺旋流對沖鍋爐同層燃燒器配風(fēng)方式調(diào)整為碗式配風(fēng)后，在前后墻各加裝了4 層噴口形狀為矩形的貼壁風(fēng)噴口，改造后有一半以上的測點達到O2體積分數(shù)大于2%，CO 體積分數(shù)小于0.5%的標準。文獻［22］將1 臺600 MW 超臨界前后墻對沖鍋爐的內(nèi)二次風(fēng)質(zhì)量流量增大了20%，外二次風(fēng)擴錐增大了35°，隨后為鍋爐加裝了貼壁風(fēng)設(shè)備，改造后各層燃燒器平面H2S 和CO 的平均體積分數(shù)降幅可達2個數(shù)量級。

綜上所述，雖然當前對于調(diào)整配風(fēng)方式與加裝貼壁風(fēng)協(xié)同解決高溫腐蝕問題的相關(guān)研究和報道很多，但已有研究和報道也基本局限在確定配風(fēng)方案后的貼壁風(fēng)工程試驗上，難以反映同時改變配風(fēng)方式與加裝貼壁風(fēng)的防腐效果。因此，本文選取了內(nèi)外二次風(fēng)配比調(diào)整這種已被證實過能夠使高溫腐蝕問題有所減緩的燃燒調(diào)整方法［23］與貼壁風(fēng)方法進行協(xié)同，在數(shù)值研究中同時將內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)量在二次風(fēng)總量中的占比與貼壁風(fēng)配風(fēng)方式作為變量，以此來探究2種方法協(xié)同作用時的防腐效果。

1 研究對象概況

研究對象為1臺650 MW超臨界鍋爐，燃燒形式為前后墻對沖燃燒，鍋爐前后墻各布置有3層，每層5 只AireJet 低NOx燃 燒 器，燃 燒 器 總 計30 只。AireJet 低NOx燃燒器結(jié)構(gòu)如圖1 所示，燃燒器中的風(fēng)由內(nèi)到外分為4 股，分別為中心風(fēng)、一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)。其中中心風(fēng)為直流風(fēng)，其余各股風(fēng)都為旋流風(fēng)。各層燃燒器標高分別為下層20.849 m，中層25.892 m，上層30.934 m。在上層燃燒器標高上方3.529 m 處另布置有1 層雙風(fēng)區(qū)燃盡風(fēng)（OFA）噴口。OFA 噴口前后墻各布置有5 只AireJet，共計10只。燃煤煤質(zhì)分析見表1。

圖1 AireJet低NOx燃燒器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of an AireJet burner with low NOx emission

表1 燃煤煤質(zhì)分析Tab.1 Coal analysis

為了解對象鍋爐側(cè)墻腐蝕性氣氛實際分布，在鍋爐大修期間將煙氣取樣管分別布置于腐蝕較為嚴重的側(cè)墻中部區(qū)域。取樣管于每側(cè)墻布置2 層，其中下層取樣管水平標高26 m，上層水平標高31 m。左、右墻每層各安裝有3 個取樣管，每層取樣管等距分布。測點位置L1，L2示意如圖2所示。

圖2 測點位置示意Fig.2 Positions of measurement points

分別在鍋爐650 MW（鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量（BMCR）），488 MW 以及325 MW 負荷下測試爐膛側(cè)墻貼壁煙氣成分。測試過程中首先將貼壁區(qū)域煙氣抽出，隨后對煙氣脫水除灰處理后，采用Optima 7便攜式煙氣分析儀測量CO，O2，H2S 3 種氣體的體積分數(shù)。單測點測試時間均大于2 min，各測點的實際記錄值為測試時間段內(nèi)的氣體平均體積分數(shù)，測試結(jié)果見表2—4。

表2 650 MW側(cè)墻貼壁煙氣成分測試結(jié)果Tab.2 Composition of the closing-to-wall flue gas in a 650 MW boiler %

表3 488 MW側(cè)墻貼壁煙氣成分測試結(jié)果Tab.3 Composition of the closing-to-wall flue gas in a 488 MW boiler %

表4 325 MW側(cè)墻貼壁煙氣成分測試結(jié)果Tab.4 Composition of the closing-to-wall flue gas in a 325 MW boiler %

由表2—4可知，主燃區(qū)側(cè)墻近壁區(qū)域氣氛具有很強的還原性，除堵塞的測孔外，其余各測孔基本處于無氧或低氧氛圍，且還原性氣體的體積分數(shù)隨負荷的提高進一步增強，在BMCR工況下，近壁區(qū)域CO體積分數(shù)局部最高可達10.97%。

沿爐膛深度方向，CO 和H2S 的分布基本呈現(xiàn)出中間測孔處體積分數(shù)較高，兩邊測孔處體積分數(shù)較低的特點。而沿爐膛高度方向，各測孔處的還原性氣氛的體積分數(shù)差別不明顯，僅在BMCR 工況下層靠前墻一側(cè)的測孔處CO 和H2S 具有較低的體積分數(shù)。

2 模擬及計算方法

2.1 網(wǎng)格劃分

本文采用分塊網(wǎng)格劃分技術(shù)對爐膛進行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，根據(jù)內(nèi)部流場情況，將整個計算域劃分成5個區(qū)域，包括爐膛上部、左側(cè)墻、主燃區(qū)、右側(cè)墻及冷灰斗區(qū)域，相鄰區(qū)域交界面設(shè)置為interface邊界條件。由于主燃區(qū)是中湍流流動及化學(xué)反應(yīng)較為劇烈的區(qū)域，因此額外對主燃區(qū)及左右側(cè)墻網(wǎng)格進行加密處理。此外，為減小偽擴散對計算結(jié)果的影響，劃分在燃燒器出口處的網(wǎng)格時，保證網(wǎng)格與流場方向近似一致。爐膛整體網(wǎng)格如圖3a所示，燃燒器出口處局部網(wǎng)格如圖3b 所示。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性檢驗，本文最終確定整體網(wǎng)格數(shù)量約為270萬。

圖3 爐膛整體網(wǎng)格及燃燒器出口局部網(wǎng)格Fig.3 Meshes of the overall furnace and the burner outlet

2.2 數(shù)學(xué)模型及邊界條件

本文采用帶有旋流修正的Realizable k-e 模型模擬爐內(nèi)氣流的湍流流動；因為爐膛內(nèi)氣相反應(yīng)速率極快，化學(xué)反應(yīng)的時間尺度遠小于湍流混合的時間尺度。因此，選取基于快速反應(yīng)假設(shè)的混合分數(shù)-概率密度函數(shù)模型（PDF）模擬氣相湍流燃燒［24］；由于煤粉體積在爐膛內(nèi)氣相體積中的占比低于10%，因此選取離散顆粒模型（DPM）模擬煤粉的輸入；選用拉格朗日隨機軌道模型模擬爐膛內(nèi)煤粉的運動軌跡；揮發(fā)分的析出選取雙競爭反應(yīng)模型模擬；采用動力-擴散模型描述焦炭的燃燒；爐內(nèi)輻射換熱過程選取P1 模型進行描述［25］；對于燃煤鍋爐，NOx排放的質(zhì)量濃度主要取決于熱力型和燃料型NOx的生成量，快速型NOx的生成量可忽略不計?？紤]到NO排放是NOx排放的主體［26］，故本文僅模擬熱力型NO 和燃料型NO 的生成，采用捷里道維奇機理模擬燃料型NO 生成［27］，采用De Soete機理模擬燃料型NO 生成［28］；采用Ansys-Fluent 軟件的Simple 算法進行求解。

為準確控制爐內(nèi)風(fēng)量，爐膛入口邊界條件均設(shè)置為質(zhì)量入口。入口氣流溫度及質(zhì)量流量見表5。煤粉顆?？傎|(zhì)量流量為71.30 kg∕s，通過一次風(fēng)入口隨氣流進入爐膛，顆粒直徑滿足Rosin-Rammler方法分布，最大顆粒直徑為120 μm，最小顆粒直徑為2 μm，平均顆粒直徑為36 μm，均勻性系數(shù)為3.5。整個模型每迭代10 次更新一次煤粉軌跡，每條煤粉軌跡計算80次，每次更新76 800條軌跡。爐膛壁面簡化為無厚度無滑移的定溫壁面。爐膛出口設(shè)置為壓力出口，負壓為-100 Pa。

表5 入口邊界工況Tab.5 Boundary condition of the inlet

2.3 變內(nèi)外二次風(fēng)配比及貼壁風(fēng)布置說明

鍋爐原始工況下（工況1）內(nèi)二次風(fēng)在內(nèi)外二次風(fēng)總量中占比0.27，各個燃燒器均等配風(fēng)，基于原始工況本文共設(shè)置了3 組變內(nèi)外二次風(fēng)配比工況。為減小燃燒方式變化對爐內(nèi)燃燒的影響，各工況僅對兩側(cè)燃燒器進行了調(diào)整：如工況4，內(nèi)二次風(fēng)占比0.37，每層中間#2，#3，#4 燃燒器保持內(nèi)二次風(fēng)在內(nèi)外二次風(fēng)總量中占比0.27，兩邊#1，#5 燃燒器的內(nèi)二次風(fēng)占比調(diào)整至0.37，而且由于AireJet 燃燒器結(jié)構(gòu)特性，#1，#5 燃燒器風(fēng)量相對原始工況增加18%，#2，#3，#4 燃燒器風(fēng)量相對原始工況減少12%。其他各組變內(nèi)外二次風(fēng)配比工況及其余各層燃燒器可依此類推。各工況詳情見表6。

表6 組合方案工況Tab.6 Working condition of the integrated scheme

本文采用的貼壁風(fēng)布置示意如圖4所示。該方案中噴口為圓形槽狀噴口，噴口高度為40 mm，噴口截面直徑為428 mm。其中噴口3，6 分別位于上層燃燒器與中層燃燒器高度的側(cè)墻中心，噴口1，2，4，5，7，8 的位置與各層燃燒器中心同一高度，對稱分布于側(cè)墻中心線兩側(cè)，距離側(cè)墻中心線3 m。

3 結(jié)果與分析

3.1 模型的驗證

圖5 為爐膛對稱截面溫度場。由圖5 可知，在折焰角下方溫度場基本對稱，距離水冷壁不遠處大部分區(qū)域溫度超過1 500 K，局部溫度超過2 500 K，旋流燃燒器能在出口形成卷吸氣流，利用高溫?zé)煔饪焖冱c燃煤粉。爐膛溫度場總體在深度方向上呈現(xiàn)中間高、兩側(cè)低的狀態(tài)。這是因為兩側(cè)是模擬的水冷壁吸熱，而且燃燒器氣流、煤粉和燃盡風(fēng)溫度都低于爐膛溫度，這對于爐膛來說相當于冷風(fēng)，會在入口降低局部溫度。沿爐膛縱向方向，氣流溫度在燃燒區(qū)最高，煤粉越過燃燒器后逐漸燃燒完全，煙氣溫度稍有上升，隨后因為不斷向壁面散熱，導(dǎo)致爐膛上部至出口的煙氣溫度逐漸下降。

(1)清萬樹《詞律》中載《卜算子》調(diào)9體[注]柳永與張先的名為《卜算子》的詞作，實則是《卜算子慢》，且柳永之作為《卜算子慢》正體。[1]118-121

圖4 貼壁風(fēng)布置示意Fig.4 Distribution of the closing-to-wall air

圖5 爐膛對稱截面溫度場Fig.5 Temperature field on the symmetrical section of the furnace

為驗證本文數(shù)理模型選取和邊界條件設(shè)置的準確性，將BMCR工況下右墻近壁區(qū)域?qū)崪yCO體積分數(shù)與模擬CO 體積分數(shù)分別沿L1，L2進行了對比。由于實際測試前抽出煙氣中的水蒸氣已被脫除，為避免煙氣中水蒸氣對對比結(jié)果的干擾，在對比數(shù)據(jù)之前需將模擬結(jié)果換算為干煙氣下CO 體積分數(shù)。沿L1，L2的CO體積分數(shù)對比結(jié)果如圖6所示。

由圖6 可知，相比實測CO 體積分數(shù)，模擬值總體偏小，一方面可能是鍋爐實際運行過程中各層燃燒器對應(yīng)的磨煤機燃煤成分存在一定差異，而輸入?yún)?shù)為實測燃煤成分的質(zhì)量加權(quán)結(jié)果，因此在局部煤種特性上模擬輸入與實際運行存在一定區(qū)別；另一方面可能是燃燒器風(fēng)煤配比的均勻性。本文在模擬過程中假定煤粉從各燃燒器均勻噴入爐膛，但在鍋爐實際運行過程中，煤粉沿著燃燒器出口周向、徑向分布必然是不均勻的，而這種情況也將使爐內(nèi)局部CO 體積分數(shù)進一步提高。但總體而言，側(cè)墻近壁區(qū)域CO 體積分數(shù)的模擬結(jié)果與實測結(jié)果變化趨勢基本一致。

圖6 沿L1，L2的CO體積分數(shù)模擬及實測數(shù)據(jù)對比Fig.6 Simulated and measured CO volume fractions along L1 and L2

此外，BMCR 工況下爐膛出口實測平均煙溫為1 310 K，模擬平均煙溫為1 208 K；爐膛出口實測氧氣體積分數(shù)為2.50%，模擬所得氧氣的體積分數(shù)為2.73%。出口煙溫和氧氣體積分數(shù)的相對誤差均在10%以內(nèi)，說明本文數(shù)理模型的建立和選取具備準確性。

3.2 貼壁風(fēng)方案與內(nèi)二次風(fēng)占比0.22的協(xié)同防腐效果（工況1）

本節(jié)將對象鍋爐兩側(cè)燃燒器內(nèi)二次風(fēng)占比調(diào)整至0.22，基于上述貼壁風(fēng)方案分別進行了3 組配風(fēng)方案的數(shù)值模擬試驗，并將一種鍋爐原始運行工況（內(nèi)二次風(fēng)占比為0.27）下貼壁風(fēng)率為3.47%的貼壁風(fēng)配風(fēng)方案作為對照工況。對照工況及3種協(xié)同方法下的貼壁風(fēng)配風(fēng)方案見表7。

P 截面為右側(cè)墻下層燃燒器中心高度下方3 m（模型縱坐標y=0.007 m，實際標高18.179 m）至燃盡風(fēng)噴口中心高度上方3 m（模型縱坐標y=19.541 m，實際標高37.713 m）、距離側(cè)墻壁面30 mm 的平面。圖7 為各配風(fēng)方案下P 截面CO 體積分數(shù)分布對比。由圖7 可知，當兩側(cè)燃燒器內(nèi)二次風(fēng)占比減小至0.22 時，各協(xié)同方案P 截面CO 體積分數(shù)與對照工況基本相似。噴口2，5 右側(cè)及噴口7，8 與爐膛上升主流形成的交界面以下聚集有較高體積分數(shù)的CO。此外，由于配風(fēng)方案1 中貼壁風(fēng)風(fēng)量總體較小，在P截面上部還分布有部分體積分數(shù)不高的CO聚集區(qū)。而當各噴口風(fēng)量增大至配風(fēng)方案2與配風(fēng)方案3 后，P 截面上部CO 聚集情況出現(xiàn)了明顯改善，但P 截面主要高CO 體積分數(shù)的分布區(qū)域，即噴口2，5 右側(cè)及噴口7，8 下部的CO 聚集情況并未得到明顯改善。

表7 貼壁風(fēng)配風(fēng)方案（工況1）Tab.7 Closing-to-wall air distribution（working condition 1）

圖7 各配風(fēng)方案下P截面CO體積分數(shù)分布云圖（工況1）Fig.7 CO volume fraction distribution contour on section P under various air distributions（working condition 1）

圖8為各配風(fēng)方案下鍋爐主要參數(shù)對比。根據(jù)圖8 可知，各協(xié)同方案出口飛灰中碳的質(zhì)量分數(shù)與對照工況相比出現(xiàn)了小幅上升，出口NOx質(zhì)量濃度與對照工況相比出現(xiàn)了小幅下降。綜合以上因素，本文認為內(nèi)二次風(fēng)占比0.22 與貼壁風(fēng)的協(xié)同方法實際工程應(yīng)用價值不高。

3.3 貼壁風(fēng)方案與內(nèi)二次風(fēng)占比0.32的協(xié)同防腐效果（工況2）

本節(jié)在對象鍋爐的兩側(cè)燃燒器內(nèi)二次風(fēng)占比調(diào)整至0.32的基礎(chǔ)上，基于上述貼壁風(fēng)方案分別進行3 組配風(fēng)方案的數(shù)值模擬試驗，并將一種鍋爐原始運行工況（內(nèi)二次風(fēng)占比0.27）下貼壁風(fēng)率為3.47%的貼壁風(fēng)配風(fēng)方案作為對照工況。對照工況及3種協(xié)同方法下的貼壁風(fēng)配風(fēng)方案見表8。

圖8 各配風(fēng)方案下鍋爐主要參數(shù)對比（工況1）Fig.8 Main parameters of the boiler under various air distributions（working condition 1）

表8 貼壁風(fēng)配風(fēng)方案（工況2）Tab.8 Closing-to-wall air distribution（working condition 2）

圖9 為各配風(fēng)方案下P 截面CO 體積分數(shù)分布對比。由圖9 可知，當兩側(cè)燃燒器內(nèi)二次風(fēng)占比增大至0.32 時，各協(xié)同方案高CO 體積分數(shù)的分布區(qū)域與對照工況基本相似，說明當采用內(nèi)外二次風(fēng)配比與貼壁風(fēng)方法協(xié)同時，較小的配比變化幅度不會對側(cè)墻近壁區(qū)域CO 體積分數(shù)的分布產(chǎn)生明顯影響。此外，根據(jù)圖9b，c，d可知，各CO 聚集區(qū)的附近噴口風(fēng)量對其分布面積和體積分數(shù)影響較大，當配風(fēng)方案3 下的貼壁風(fēng)風(fēng)率增大至3.53%時，P 截面右側(cè)及下部兩處高CO 體積分數(shù)聚集區(qū)可顯著縮小。

圖10 為各配風(fēng)方案下鍋爐主要參數(shù)對比。由圖10 可知，各協(xié)同方法出口NOx質(zhì)量濃度與飛灰中碳的質(zhì)量分數(shù)相比對照工況分別有小幅升高與小幅下降，這是因為內(nèi)二次風(fēng)占比的增加強化了煤粉與二次風(fēng)在射流初期的混合，使煤粉著火提前。但其同時也提高了射流初期氧氣的體積分數(shù)，削弱了對NOx的還原效果。因此綜合來看，本文認為內(nèi)二次風(fēng)占比0.32 與貼壁風(fēng)的協(xié)同方法實際工程應(yīng)用價值較低。

圖9 各配風(fēng)方案下P截面CO體積分數(shù)分布云圖（工況2）Fig.9 CO volume fraction distribution contour on section P under various air distributions（working condition 2）

圖10 各配風(fēng)方案下鍋爐主要參數(shù)對比（工況2）Fig.10 Main parameters of the boiler under various air distributions（working condition 2）

3.4 貼壁風(fēng)方案與內(nèi)二次風(fēng)占比0.37的協(xié)同防腐效果（工況3）

本節(jié)在對象鍋爐的兩側(cè)燃燒器內(nèi)二次風(fēng)占比調(diào)整至0.37的基礎(chǔ)上，基于上述貼壁風(fēng)方案分別進行3 組配風(fēng)方案的數(shù)值模擬試驗，并將一種鍋爐原始運行工況（內(nèi)二次風(fēng)占比0.27）下貼壁風(fēng)率為3.47%的貼壁風(fēng)配風(fēng)方案作為對照工況。對照工況及3種協(xié)同方法下的貼壁風(fēng)配風(fēng)方案見表9。

圖11 為各配風(fēng)方案下P 截面CO 體積分數(shù)分布對比。由圖11b 可知，由于配風(fēng)方案1 所用貼壁風(fēng)風(fēng)量較小，爐膛側(cè)墻近壁區(qū)域大量CO 積聚在了貼壁風(fēng)氣流與爐膛上升主流形成的交界面背側(cè)。當各噴口風(fēng)量增大至配風(fēng)方案2 時，P 截面各CO 聚集區(qū)的分布面積及體積分數(shù)均有大幅下降，其中噴口7，8 下部的高CO 體積分數(shù)區(qū)最高已由6.80%降至4.20%。配風(fēng)方案3 相比配風(fēng)方案2 減少了噴口4，5 的風(fēng)量，增大了噴口1，2 的風(fēng)量。根據(jù)圖11d，這種配風(fēng)方案使P 截面上部高CO 體積分數(shù)區(qū)的面積有所減小，且對噴口4，5上方高CO 體積分數(shù)區(qū)的面積減小的效果明顯。圖12 為各配風(fēng)方案鍋爐主要參數(shù)對比。由圖12可知，當兩側(cè)燃燒器內(nèi)二次風(fēng)占比增大至0.37 后，協(xié)同方法下出口NOx質(zhì)量濃度相比對照工況進一步升高，出口飛灰中碳的質(zhì)量分數(shù)相比對照工況進一步下降。從總體來看，本文認為配風(fēng)方案3 為與內(nèi)二次風(fēng)占比0.37 協(xié)同時的最優(yōu)配風(fēng)方案，但在實際工程應(yīng)用中，還需綜合考慮如燃煤煤質(zhì)、選擇性催化還原技術(shù)（SCR）系統(tǒng)裕度等因素對此方案做進一步評估和改進。

表9 貼壁風(fēng)配風(fēng)方案（工況3）Tab.9 Closing-to-wall air distribution（working condition 3）

圖11 各配風(fēng)方案下P截面CO體積分數(shù)分布云圖（工況3）Fig.11 CO volume fraction distribution contour on section P under various air distributions（working condition 3）

圖12 各配風(fēng)方案下鍋爐主要參數(shù)對比（工況3）Fig.12 Main parameters of the boiler under various air distributions（working condition 3）

4 結(jié)論

（1）模擬結(jié)果與實測結(jié)果的側(cè)墻近壁區(qū)域CO質(zhì)量分數(shù)變化趨勢基本一致，模擬及實測爐膛出口溫度、氧氣體積分數(shù)均誤差較小。因此可認為本文數(shù)理模型的建立和選取具備足夠的準確性，能夠?qū)t內(nèi)實際燃燒過程做出較好的預(yù)測。

（2）當兩側(cè)燃燒器內(nèi)二次風(fēng)占比調(diào)整至0.22和0.32 時，較小的配比變化幅度不會對側(cè)墻近壁區(qū)域CO體積分數(shù)分布產(chǎn)生明顯影響，且爐膛出口飛灰中碳的質(zhì)量分數(shù)及NOx質(zhì)量濃度會隨配比的調(diào)整出現(xiàn)小幅波動。因此在內(nèi)外二次風(fēng)配比調(diào)整與貼壁風(fēng)的協(xié)同方法中，當配比調(diào)整較小時實際工程應(yīng)用價值較低。

（3）當兩側(cè)燃燒器內(nèi)二次風(fēng)占比提高至0.37時，CO 聚集區(qū)的面積及體積分數(shù)均出現(xiàn)了大幅下降，但結(jié)合爐膛出口NOx質(zhì)量濃度進一步升高的情況，本文認為在實際工程應(yīng)用中，還需綜合考慮燃煤煤質(zhì)、SCR 系統(tǒng)裕度等因素對此方案做進一步評估和改進，以便在緩解高溫腐蝕的實際改造中更具指導(dǎo)意義。