王進(jìn)卿，袁益超，池作和，趙 凱，張光學(xué)

(1.上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院,上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200093；2.中國(guó)計(jì)量學(xué)院 計(jì)量測(cè)試工程學(xué)院，杭州 310018)

防結(jié)渣復(fù)合陶瓷涂層在燃用準(zhǔn)東煤鍋爐上的應(yīng)用研究

王進(jìn)卿1，袁益超1，池作和2，趙 凱2，張光學(xué)2

(1.上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院,上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200093；2.中國(guó)計(jì)量學(xué)院 計(jì)量測(cè)試工程學(xué)院，杭州 310018)

針對(duì)某臺(tái)670 t/h燃用準(zhǔn)東煤鍋爐出現(xiàn)的沾污、結(jié)渣問(wèn)題，在水冷壁和屏式過(guò)熱器區(qū)域受熱面噴涂復(fù)合陶瓷涂層.采用熱力計(jì)算方法，并結(jié)合復(fù)合陶瓷涂層試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)水冷壁和過(guò)熱器的吸熱量進(jìn)行計(jì)算，確定了水冷壁與過(guò)熱器的最佳噴涂面積.結(jié)果表明：噴涂復(fù)合陶瓷涂層后，鍋爐運(yùn)行一年后的沾污、結(jié)渣情況得到明顯改善，吹灰器月投運(yùn)時(shí)間和減溫水量分別減少了58.2%和75.2%，但由于水冷壁與過(guò)熱器的吸熱量比例失調(diào)，出現(xiàn)了過(guò)熱汽溫偏低問(wèn)題；在水冷壁與過(guò)熱器的最佳噴涂面積下過(guò)熱汽溫達(dá)到設(shè)計(jì)值，減溫水量適中.

準(zhǔn)東煤；復(fù)合陶瓷涂層；防結(jié)渣；過(guò)熱汽溫；熱力計(jì)算

新疆準(zhǔn)東地區(qū)是煤炭資源富集區(qū)域，煤炭預(yù)測(cè)儲(chǔ)量達(dá)到3 900億t，目前累計(jì)探明煤炭資源儲(chǔ)量為2 136億t，其煤田成煤面積為1.4萬(wàn)km2，是我國(guó)目前最大的整裝煤田[1].由于成煤歷史和當(dāng)?shù)靥厥獾淖匀坏乩憝h(huán)境，準(zhǔn)東煤中鈉的質(zhì)量分?jǐn)?shù)總體都在2%以上，有的礦區(qū)甚至高達(dá)10%以上，遠(yuǎn)高于其他地區(qū)的動(dòng)力用煤(國(guó)內(nèi)動(dòng)力用煤中Na2O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)都在1%以下)[2-3].煤中鈉是造成鍋爐受熱面沾污、結(jié)渣的一個(gè)重要因素[4]，一些燃用準(zhǔn)東煤的鍋爐普遍存在嚴(yán)重沾污、結(jié)渣問(wèn)題.

鑒于準(zhǔn)東煤的豐富儲(chǔ)量，國(guó)內(nèi)眾多科研院所和企業(yè)對(duì)準(zhǔn)東煤的燃燒利用技術(shù)進(jìn)行了研究，以緩解燃燒過(guò)程中準(zhǔn)東煤的嚴(yán)重結(jié)渣傾向，采取的主要措施包括鍋爐設(shè)計(jì)和運(yùn)行參數(shù)優(yōu)化、使用添加劑、燃料預(yù)處理及摻燒弱結(jié)渣煤種等[2,5-7].以上措施中部分已應(yīng)用于工程實(shí)際，但從實(shí)際運(yùn)行情況來(lái)看，效果仍不顯著.

隨著復(fù)合陶瓷涂層技術(shù)的發(fā)展，可以利用復(fù)合陶瓷涂層來(lái)保護(hù)鍋爐受熱面表面，防止受熱面失效.但研究多集中在復(fù)合陶瓷涂層的防磨損及腐蝕方面[8-13]，而且多停留在實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)階段[14-15]，對(duì)緩解沾污、結(jié)渣方面的研究鮮有報(bào)道，且未見(jiàn)其工程實(shí)際應(yīng)用.筆者針對(duì)某臺(tái)DG670/13.7-21型摻燒準(zhǔn)東煤鍋爐，在爐內(nèi)受熱面表面噴涂復(fù)合陶瓷涂層，運(yùn)行一年后結(jié)果表明，復(fù)合陶瓷涂層防沾污、結(jié)渣效果顯著,然而水冷壁和屏式過(guò)熱器噴涂面積比例不合理導(dǎo)致過(guò)熱汽溫偏低.采用熱力計(jì)算方法，對(duì)過(guò)熱汽溫偏低問(wèn)題進(jìn)行分析，并提出解決方案，為后續(xù)的噴涂工程應(yīng)用提供指導(dǎo).

1 復(fù)合陶瓷涂層的工程應(yīng)用效果及出現(xiàn)的問(wèn)題

1.1 鍋爐概況

鍋爐的型號(hào)為DG670/13.7-21，采用一次中間再熱超高壓自然循環(huán)汽包爐、П型布置、單爐膛、四角切圓燃燒、平衡通風(fēng)及固態(tài)排渣.爐膛水冷壁為膜式壁結(jié)構(gòu)，在爐膛上部垂直分布輻射式全大屏過(guò)熱器和輻射-對(duì)流式后屏過(guò)熱器.

鍋爐以燃用弱沾污性煙煤為主，也摻燒準(zhǔn)東五彩灣煤，最高摻燒比例可達(dá)70%.煤質(zhì)數(shù)據(jù)見(jiàn)表1，灰成分及熔融性數(shù)據(jù)見(jiàn)表2.從表1和表2可以看出，準(zhǔn)東五彩灣煤屬于高水分、低灰分、高揮發(fā)分、中等熱值煤種，灰中堿含量較高，尤其是Na2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到7.4%.因此當(dāng)鍋爐摻燒準(zhǔn)東五彩灣煤時(shí)，在爐膛水冷壁及屏式過(guò)熱器區(qū)域出現(xiàn)嚴(yán)重的沾污、結(jié)渣問(wèn)題，使鍋爐排煙溫度超過(guò)設(shè)計(jì)值，減溫水量增加，吹灰器投入頻次過(guò)高.為解決該問(wèn)題，在爐膛水冷壁及屏式過(guò)熱器區(qū)域噴涂復(fù)合陶瓷涂層.

表1 煤質(zhì)數(shù)據(jù)

表2 灰成分及熔融性數(shù)據(jù)

1.2 復(fù)合陶瓷涂層

復(fù)合陶瓷涂層原料由陶瓷粉末(骨料)、黏結(jié)劑和水按一定比例混合研磨而成，陶瓷粉末由六方BN粉(純度為99%，平均粒徑為500 nm)和Si3N4粉(純度為99%，平均粒徑為1 μm)組成，黏結(jié)劑采用模數(shù)為2.7的水玻璃.復(fù)合陶瓷涂層噴涂工藝為：涂料通過(guò)噴槍均勻涂覆在經(jīng)過(guò)噴砂處理的受熱面管壁上，經(jīng)自然干燥后隨鍋爐升溫?zé)峁袒商沾蓮?fù)合相.該工藝無(wú)需外加固化熱源，具有制備成本低、現(xiàn)場(chǎng)施工方便等優(yōu)點(diǎn).

華雋石等[16]對(duì)復(fù)合陶瓷涂層的制備過(guò)程、微觀形貌、傳熱效果、抗高溫腐蝕能力以及涂層與鋼基材的結(jié)合性能等進(jìn)行了測(cè)試分析，結(jié)果表明復(fù)合陶瓷涂層表面致密、光滑，基本沒(méi)有裂紋和孔隙，使熔渣不宜黏附在涂層表面，從而起到抗沾污、結(jié)渣作用；噴涂后由于沾污、結(jié)渣情況得到改善，傳熱熱阻顯著降低，傳熱效率較未噴涂時(shí)增加了6%～10%；復(fù)合陶瓷涂層的抗高溫腐蝕能力較未噴涂時(shí)的鋼基材顯著提高；復(fù)合陶瓷涂層與鋼基材為冶金鑲嵌結(jié)構(gòu)，具有較強(qiáng)的結(jié)合性能，不宜脫落.上述研究結(jié)果為復(fù)合陶瓷涂層的工程應(yīng)用奠定了基礎(chǔ).

鍋爐復(fù)合陶瓷涂層噴涂區(qū)域如圖1所示，其中區(qū)域一為下二次風(fēng)底部與折焰角底部之間的四周水冷壁，噴涂面積約為1 100 m2；區(qū)域二位于全大屏過(guò)熱器底部，共有8屏，高度約為1.7 m，噴涂面積約為100 m2.

圖1 復(fù)合陶瓷涂層噴涂區(qū)域示意圖

1.3 工程應(yīng)用效果

鍋爐噴涂復(fù)合陶瓷涂層運(yùn)行一年后，對(duì)爐內(nèi)結(jié)渣情況、吹灰器投運(yùn)頻次及減溫水量進(jìn)行全面測(cè)試.

1.3.1 爐內(nèi)結(jié)渣情況

圖2為復(fù)合陶瓷涂層噴涂前后水冷壁結(jié)渣照片及紅外熱成像圖.從圖2可以看出，噴涂前，水冷壁表面結(jié)渣較為嚴(yán)重；噴涂后，水冷壁表面結(jié)渣情況明顯改善，基本未見(jiàn)結(jié)渣現(xiàn)象.從紅外熱成像圖可以看出，噴涂前，水冷壁表面結(jié)渣嚴(yán)重，傳熱能力降低,導(dǎo)致水冷壁管外表面溫度最高達(dá)到670 ℃；而噴涂后，水冷壁管壁溫度最高僅為526 ℃，反映出復(fù)合陶瓷涂層抗結(jié)渣能力所帶來(lái)的受熱面換熱性能的提升.

1.3.2 吹灰器投運(yùn)情況

表3給出了復(fù)合陶瓷涂層噴涂前后爐膛吹灰器月投運(yùn)時(shí)間的統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù).從表3可以看出，噴涂前吹灰器月投運(yùn)時(shí)間為278 h，噴涂后為116 h，月投運(yùn)時(shí)間減少了58.2%.可見(jiàn)，復(fù)合陶瓷涂層的防結(jié)渣性能使?fàn)t內(nèi)結(jié)渣情況得到顯著改善，從而大幅減少吹灰器的投運(yùn)時(shí)間.

圖2 復(fù)合陶瓷涂層噴涂前后水冷壁結(jié)渣照片及紅外熱成像圖

Fig.2 Photos and infrared thermal images of water-wall slagging with and without composite ceramic coating

表3 復(fù)合陶瓷涂層噴涂前后爐膛吹灰器月投運(yùn)時(shí)間

Tab.3 Monthly operating hours of soot blowers in furnace with and without composite ceramic coating

參數(shù)噴涂前噴涂后過(guò)熱蒸汽質(zhì)量流量月平均值/(t·h-1)421.5546.0吹灰器月投運(yùn)時(shí)長(zhǎng)累計(jì)值/h278116

1.3.3 減溫水量

噴涂前由于爐內(nèi)結(jié)渣嚴(yán)重，爐膛出口煙氣溫度升高，使過(guò)熱器傳熱溫壓增加，過(guò)熱汽溫偏高，從而使減溫水量增加.表4給出了復(fù)合陶瓷涂層噴涂前后減溫水量的變化.從表4可以看出，噴涂前過(guò)熱器總減溫水月投入量為25 099 t；噴涂后，由于極大地改善了爐內(nèi)的結(jié)渣情況，減溫水量大幅減少，減少幅度為75.2%.

1.4 過(guò)熱汽溫偏低問(wèn)題

雖然鍋爐噴涂復(fù)合陶瓷涂層后，多項(xiàng)性能指標(biāo)得到明顯改善，但也出現(xiàn)了過(guò)熱汽溫偏低的問(wèn)題.為保證過(guò)熱汽溫，電廠由原先投運(yùn)1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)磨煤機(jī)的組合方式改為投運(yùn)2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)磨煤機(jī)，以提升火焰中心高度，從而提高爐膛出口煙氣溫度，增強(qiáng)對(duì)流過(guò)熱器換熱.對(duì)調(diào)整磨煤機(jī)投運(yùn)方式后不同機(jī)組負(fù)荷下的過(guò)熱蒸汽參數(shù)進(jìn)行測(cè)量，結(jié)果見(jiàn)表5.由表5可知，雖然采取了提高火焰中心高度的運(yùn)行方式，但對(duì)比設(shè)計(jì)值，甲側(cè)過(guò)熱汽溫仍偏低.

表4 復(fù)合陶瓷涂層噴涂前后減溫水量的變化

Tab.4 Desuperheating water consumption with and without composite ceramic coating

參數(shù)噴涂前噴涂后過(guò)熱蒸汽質(zhì)量流量月平均值/(t·h-1)421.5546.0過(guò)熱器總減溫水月投入量/t250996233

表5 不同機(jī)組負(fù)荷下的過(guò)熱蒸汽參數(shù)

Tab.5 Superheated steam parameters under different loads

參數(shù)負(fù)荷/%6080100機(jī)組負(fù)荷/MW114.0137.1186.5磨煤機(jī)組合方式3號(hào)、4號(hào)2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)過(guò)熱蒸汽壓力/MPa10.9112.3813.20過(guò)熱蒸汽質(zhì)量流量/(t·h-1)400.9529.0649.9過(guò)熱汽溫設(shè)計(jì)值/℃540540540過(guò)熱汽溫(甲/乙)/℃525.7/541.4525.7/541.9529.8/536.1過(guò)熱器減溫水量(一級(jí)/二級(jí))/(t·h-1)0/2.50/3.40/3.4

火焰中心高度上移，意味著與分離燃盡風(fēng)(SOFA)之間的還原區(qū)區(qū)域減小，使煤粉在還原區(qū)的停留時(shí)間縮短，從而不利于NOx的排放控制.表6給出了復(fù)合陶瓷涂層噴涂前的鍋爐燃燒調(diào)節(jié)試驗(yàn)結(jié)果.由表6可知，投運(yùn)1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)磨煤機(jī)時(shí)，NOx排放質(zhì)量濃度顯著低于投運(yùn)2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)磨煤機(jī)時(shí)的NOx排放質(zhì)量濃度.另一方面，火焰中心高度上移，煤粉顆粒在爐內(nèi)停留時(shí)間縮短，會(huì)導(dǎo)致煤粉顆粒燃燒不完全，從而引起飛灰可燃物含量增加.因此，在鍋爐運(yùn)行過(guò)程中，應(yīng)投運(yùn)1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)磨煤機(jī)，將4號(hào)磨煤機(jī)作為備用.

表6 復(fù)合陶瓷涂層噴涂前不同磨煤機(jī)組合方式下燃燒調(diào)節(jié)的試驗(yàn)結(jié)果

Tab.6 Combustion adjustment results under different mill combinations without composite ceramic coating

參數(shù)工況1工況2機(jī)組負(fù)荷/MW173.9168.6磨煤機(jī)組合方式1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)主蒸汽質(zhì)量流量/(t·h-1)600583爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)/%2.42.6排煙溫度/℃161161NOx排放質(zhì)量濃度/(mg·m-3)235320

2 過(guò)熱汽溫偏低原因分析

根據(jù)鍋爐設(shè)計(jì)圖紙以及現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行數(shù)據(jù)，對(duì)鍋爐整體進(jìn)行熱力計(jì)算，從而對(duì)過(guò)熱汽溫偏低的原因進(jìn)行分析.為保證熱力計(jì)算的可靠性，將其結(jié)果與鍋爐實(shí)際運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行對(duì)比.

由于噴涂復(fù)合陶瓷涂層后爐內(nèi)結(jié)渣情況得到較大改善，因此進(jìn)行熱力計(jì)算時(shí)，爐內(nèi)噴涂與未噴涂復(fù)合陶瓷涂層區(qū)域的污染系數(shù)取值不同，噴涂前后受熱面的污染系數(shù)平均值可采用面積加權(quán)平均，即

ζpj=(Fwζw+Ftζt)/F

(1)

式中：ζpj為受熱面平均污染系數(shù)；ζw、ζt分別為受熱面未噴涂及噴涂復(fù)合陶瓷涂層區(qū)域的污染系數(shù)；Fw、Ft和F分別為受熱面未噴涂復(fù)合陶瓷涂層區(qū)域面積、噴涂復(fù)合陶瓷涂層區(qū)域面積及總面積.

噴涂前后受熱面污染系數(shù)的取值是熱力計(jì)算的關(guān)鍵.筆者在準(zhǔn)東煤燃燒中試平臺(tái)上對(duì)噴涂及未噴涂復(fù)合陶瓷涂層測(cè)試管的換熱性能進(jìn)行了研究，結(jié)果表明由于復(fù)合陶瓷涂層較強(qiáng)的防沾污、結(jié)渣性能，噴涂復(fù)合陶瓷涂層測(cè)試管的傳熱熱阻低于未噴涂復(fù)合陶瓷涂層測(cè)試管，前者的綜合傳熱系數(shù)較后者增加了6%～10%.根據(jù)該測(cè)試結(jié)果，選取噴涂復(fù)合陶瓷涂層區(qū)域的污染系數(shù)為0.55.表7給出了鍋爐熱力計(jì)算結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行參數(shù)的對(duì)比.由表7可知，兩者數(shù)據(jù)基本吻合，說(shuō)明上述污染系數(shù)選取合理.

表7 鍋爐熱力計(jì)算結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行參數(shù)的對(duì)比

Tab.7 Comparison of operation parameters between calculated results and actual data

參數(shù)熱力計(jì)算結(jié)果實(shí)際運(yùn)行參數(shù)過(guò)熱蒸汽質(zhì)量流量/(t·h-1)649.9649.9全大屏過(guò)熱器蒸汽進(jìn)口溫度/℃375全大屏過(guò)熱器蒸汽出口溫度/℃428430后屏過(guò)熱器蒸汽進(jìn)口溫度/℃426430后屏過(guò)熱器蒸汽出口溫度/℃484486高溫過(guò)熱器蒸汽進(jìn)口溫度/℃481477高溫過(guò)熱器蒸汽出口溫度/℃533533一級(jí)減溫水量/(t·h-1)00二級(jí)減溫水量/(t·h-1)2.93.4高溫過(guò)熱器前煙氣溫度/℃1022排煙溫度/℃160160

由于復(fù)合陶瓷涂層增強(qiáng)了受熱面換熱效果，因此各受熱面噴涂復(fù)合陶瓷涂層后會(huì)引起自身吸熱量變化.當(dāng)各受熱面的吸熱量比例較噴涂前有所改變時(shí)，會(huì)使過(guò)熱汽溫發(fā)生變化.對(duì)復(fù)合陶瓷涂層噴涂前后的鍋爐進(jìn)行熱力計(jì)算，計(jì)算時(shí)僅改變受熱面的污染系數(shù)，其他相關(guān)計(jì)算參數(shù)保持不變.復(fù)合陶瓷涂層噴涂前后鍋爐爐膛內(nèi)受熱面吸熱量的變化見(jiàn)表8.由表8可知，噴涂后，水冷壁吸熱量增加了7.5%，而全大屏過(guò)熱器和后屏過(guò)熱器的吸熱量則分別減少了4.6%和13.9%.由于水冷壁噴涂面積達(dá)到1 100 m2，且水冷壁結(jié)渣情況大幅減輕，使得吸熱量增加了7.5%.水冷壁吸熱量增加，使進(jìn)入屏式過(guò)熱器的煙氣溫度降低.再者，屏式過(guò)熱器區(qū)域的噴涂面積只有約100 m2，因噴涂復(fù)合陶瓷涂層而帶來(lái)的換熱效果提升不明顯，二者的綜合作用使得全大屏過(guò)熱器和后屏過(guò)熱器吸熱量分別減少了4.6%和13.9%.水冷壁與屏式過(guò)熱器噴涂面積的比例不合理導(dǎo)致蒸發(fā)受熱面吸熱量與過(guò)熱器吸熱量比例失調(diào)，從而使過(guò)熱汽溫偏低.因此，鍋爐采用復(fù)合陶瓷涂層技術(shù)時(shí)，應(yīng)對(duì)噴涂前后各部分受熱面的換熱性能變化進(jìn)行分析計(jì)算，以免出現(xiàn)吸熱量比例失調(diào)，從而影響鍋爐正常運(yùn)行.

表8 復(fù)合陶瓷涂層噴涂前后鍋爐各受熱面吸熱量的變化

Tab.8 Comparison of heat absorption among various heating surfaces with and without composite ceramic coating kW

3 解決方案

從上述分析可知，鍋爐過(guò)熱汽溫偏低問(wèn)題主要是由噴涂復(fù)合陶瓷涂層后，蒸發(fā)受熱面與過(guò)熱器噴涂面積比例失調(diào)引起的，因此采用增加過(guò)熱器噴涂面積的方式，以達(dá)到防止結(jié)渣和保證過(guò)熱汽溫的目的.另外，在增加過(guò)熱器噴涂面積后，可以采用投運(yùn)1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)磨煤機(jī)的組合方式，以減少NOx排放及飛灰可燃物.

噴涂方案為在原噴涂工況基礎(chǔ)上，對(duì)整個(gè)全大屏過(guò)熱器噴涂復(fù)合陶瓷涂層，噴涂面積為600 m2，以改善全大屏過(guò)熱器的吸熱能力.對(duì)該方案進(jìn)行熱力計(jì)算時(shí)，將原噴涂工況投運(yùn)2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)磨煤機(jī)改為投運(yùn)1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)磨煤機(jī)，將火焰中心高度下移，在計(jì)算過(guò)程中通過(guò)改變M值(M為考慮燃料條件影響的參數(shù)，當(dāng)計(jì)算過(guò)程中燃料種類和燃燒方式不變時(shí)，M值的變化可以反映火焰中心高度的改變)來(lái)實(shí)現(xiàn).其他相關(guān)計(jì)算參數(shù)與原噴涂工況保持一致，僅改變?nèi)笃吝^(guò)熱器的污染系數(shù).污染系數(shù)按照前面提及的方法選取，熱力計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表9.由表9可知，對(duì)整個(gè)全大屏過(guò)熱器進(jìn)行噴涂復(fù)合陶瓷涂層后，即使在投運(yùn)1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)磨煤機(jī)時(shí)，過(guò)熱汽溫也可達(dá)到設(shè)計(jì)值540 ℃，從而解決了過(guò)熱汽溫偏低問(wèn)題，而且總減溫水量從2.9 t/h增加到13.3 t/h，大小比較合適，可保證過(guò)熱汽溫有一定的調(diào)節(jié)余地.

表9 原噴涂工況及噴涂方案下鍋爐熱力計(jì)算結(jié)果

Tab.9 Thermodynamic calculation results of boiler for primary and optimized spraying scheme

參數(shù)原噴涂工況噴涂方案過(guò)熱蒸汽質(zhì)量流量/(t·h-1)649.9649.9過(guò)熱汽溫/℃533540磨組合方式2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)M0.400.43一級(jí)減溫水量/(t·h-1)013.3二級(jí)減溫水量/(t·h-1)2.90總減溫水量/(t·h-1)2.913.3

4 結(jié) 論

(1) 復(fù)合陶瓷涂層的防結(jié)渣效果明顯，噴涂后受熱面表面基本未見(jiàn)結(jié)渣現(xiàn)象，水冷壁管壁溫度最高值從噴涂前的670 ℃降低到526 ℃，吹灰器月投入時(shí)間減少了58.2%，減溫水量減少了75.2%.

(2) 水冷壁的噴涂面積為1 100 m2，而屏式過(guò)熱器的噴涂面積相對(duì)較少，約為100 m2，水冷壁與屏式過(guò)熱器的噴涂面積比例不合理，導(dǎo)致兩者吸熱量比例失調(diào)，從而使過(guò)熱汽溫偏低.

(3) 通過(guò)熱力計(jì)算確定了水冷壁與過(guò)熱器的最佳噴涂面積，即在原噴涂工況基礎(chǔ)上對(duì)整個(gè)全大屏過(guò)熱器噴涂復(fù)合陶瓷涂層.計(jì)算結(jié)果表明，該方案可保證在投運(yùn)1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)磨煤機(jī)時(shí)，過(guò)熱汽溫達(dá)到設(shè)計(jì)值，減溫水量適中.

[1] 嚴(yán)陸光,夏訓(xùn)誠(chéng),呂紹勤,等.大力推進(jìn)新疆大規(guī)模綜合能源基地的發(fā)展[J].電工電能新技術(shù),2011,30(1):1-7.

YAN Luguang,XIA Xuncheng,Lü Shaoqin,et al.Great promotion of development of large scale integrative energy base in Xinjiang[J].Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy,2011,30(1):1-7.

[2] 張守玉,陳川,施大鐘,等.高鈉煤燃燒利用現(xiàn)狀[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2013,33(5):1-12.

ZHANG Shouyu,CHEN Chuan,SHI Dazhong,et al.Situation of combustion utilization of high sodium coal[J].Proceedings of the CSEE,2013,33(5):1-12.

[3] 聶立,白文剛,冉燊銘,等.新疆高鈉煤積灰特性試驗(yàn)研究[J].動(dòng)力工程學(xué)報(bào),2015,35(2):108-112.

NIE Li,BAI Wengang,RAN Shenming,et al.Experimental study on ash deposition characteristics of high sodium coals from Xinjiang[J].Journal of Chinese Society of Power Engineering,2015,35(2):108-112.

[4] 岑可法,樊建人,池作和,等.鍋爐和熱交換器的積灰、結(jié)渣、磨損和腐蝕的防止原理與計(jì)算[M].北京:科學(xué)出版社,1994:28-30.

[5] 郭濤,曹林濤,黃中,等.準(zhǔn)東高鈉煤燃燒利用技術(shù)研究[J].煤炭技術(shù),2015,34(1):331-333.

GUO Tao,CAO Lintao,HUANG Zhong,et al.Research on using technology in Zhundong high sodium coal combustion[J].Coal Technology,2015,34(1):331-333.

[6] 楊忠燦,劉家利,何紅光.新疆準(zhǔn)東煤特性研究及其鍋爐選型[J].熱力發(fā)電,2010,39(8):38-40,44.

YANG Zhongcan,LIU Jiali,HE Hongguang.Study on properties of Zhundong coal in Xinjiang region and type-selection for boilers burning this coal sort[J].Thermal Power Generation,2010,39(8):38-40,44.

[7] 李路明.燃燒新疆準(zhǔn)東煤350 MW超臨界鍋爐設(shè)計(jì)應(yīng)用[J].電站系統(tǒng)工程,2014,30(2):39-41.

LI Luming.Design and application of 350 MW supercritical boiler burning Zhundong coal[J].Power System Engineering,2014,30(2):39-41.

[8] 張武志.電廠鍋爐水冷壁管涂層抗高溫硫酸鹽腐蝕性能研究[D].北京:華北電力大學(xué),2011:15-44.

[9] 王樹(shù)群.電站鍋爐抗高溫腐蝕Ni-Cr涂層性能研究[D].沈陽(yáng):沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué),2008:45-58.

[10] 張小輝,毛萍莉,劉正.鍋爐受熱面3種電弧噴涂層的抗高溫腐蝕性能與機(jī)理[J].材料保護(hù),2010,43(10):58-60.

ZHANG Xiaohui,MAO Pingli,LIU Zheng.High temperature corrosion resistance and corrosion mechanism of arc sprayed coatings on heating surface of boilers[J].Journal of Materials Protection,2010,43(10):58-60.

[11] 楊國(guó)強(qiáng).抗高溫硫化腐蝕熱噴涂涂層的研究[D].沈陽(yáng):沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué),2012:15-38.

[12] 李學(xué)鋒,楊中元,秦顥,等.新型高鉻鎳基合金涂層在H2S氣氛中抗高溫腐蝕性能的研究[J].稀有金屬,2001,25(6):440-443.

LI Xuefeng,YANG Zhongyuan,QIN Hao,et al.High temperature corrosion behavior of a new-type high-Cr-content coating exposured to H2S-containing environments[J].Chinese Journal of Rare Metals,2001,25(6):440-443.

[13] AW P K,TAN A L K,TAI P T,et al.Corrosion resistance of tungsten carbide based cermet coatings deposited by high velocity oxy-fuel spray process[J].Thin Solid Films,2008,516(16):5710-5715.

[14] 江健,杜梅芳,李明強(qiáng),等.水冷壁鎳涂層Na鹽結(jié)渣的密度泛函理論研究[J].材料導(dǎo)報(bào),2014,28(5):132-136,148.

JIANG Jian,DU Meifang,LI Mingqiang,et al.Study on density functional theory of water wall nickel coating for sodium salt of slagging[J].Materials Review,2014,28(5):132-136,148.

[15] NAGANUMA H,IKEDA N,KAWAI T,et al.Control of ash deposition in pulverized coal fired boiler[J].Proceedings of the Combustion Institute,2009,32(2):2709-2716.

[16] 華雋石,王進(jìn)卿,池作和,等.鍋爐受熱面復(fù)合陶瓷涂層抗高溫腐蝕性能試驗(yàn)研究[J].電站系統(tǒng)工程,2016,32(1):9-11,16.

HUA Junshi,WANG Jinqing,CHI Zuohe,et al.Experimental study on the corrosion resistance of high temperature composite ceramic coating used in boiler heating surface[J].Power System Engineering,2016,32(1):9-11,16.

Application of Anti-slagging Composite Ceramic Coating in a Zhundong Coal-fired Boiler

WANGJinqing1,YUANYichao1,CHIZuohe2,ZHAOKai2,ZHANGGuangxue2

(1.Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Power Engineering,School of Energy and Power Engineering,University of Shanghai for Science and Technology,Shanghai 200093,China; 2.College of Metrological Technology and Engineering,China Jiliang University,Hangzhou 310018,China)

To solve the fouling and slagging problems existing in a 670 t/h boiler burning Zhundong coal,a composite ceramic coating was sprayed onto the heating surfaces of water wall and platen superheater.Using thermal calculation method,and combined with test data of the composite ceramic coating,the optimal spraying areas were determined based on calculated heat-transfer rates for relevant water wall and superheater.Results show that one year later after the application of composite ceramic coating,the fouling and slagging situations are significantly improved in the boiler,with run time of soot blower and water consumption of desuperheater reduced by 58.2% and 75.2%,respectively; a new problem of low superheated-steam temperature appears,due to the imbalance of endothermal rate between the water wall and platen superheater,which is finally solved by adopting the optimal spraying areas,with simultaneous appropriate water consumption of the desuperheater.

Zhundong coal; composite ceramic coating; anti-slagging; superheated-steam temperature; thermodynamic calculation

2016-03-04

2016-04-25

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51408574)；浙江省教育廳科研資助項(xiàng)目(Y201534242)；浙江省“儀器科學(xué)與技術(shù)”重中之重學(xué)科人才培育計(jì)劃資助項(xiàng)目

王進(jìn)卿(1985-)，男，浙江義烏人，博士研究生，主要從事鍋爐受熱面防護(hù)材料方面的研究．電話(Tel.)：13735867589；E-mail：jqwang@cjlu.edu.cn．

1674-7607(2017)01-0007-06

TK227.3

A 學(xué)科分類號(hào)：470.30