劉鵬宇，李德波，劉彥豐，陳拓，陳兆立，陳智豪，廖宏楷，馮永新

(1.華北電力大學 動力工程系，河北 保定 071003；2.南方電網(wǎng)電力科技股份有限公司，廣東 廣州 510080)

隨著發(fā)電量逐漸上升，我國投產(chǎn)了一大批超臨界和超超臨界燃煤發(fā)電機組，其普遍采用分級送風來實現(xiàn)低NOx燃燒技術(shù)[1-6]。較四角切圓燃燒布置而言，采用旋流燃燒器前后墻對沖布置在降低煙氣偏差造成的熱偏差方面有著更優(yōu)秀的表現(xiàn)，因此旋流燃燒器在超臨界和超超臨界機組中越來越被廣泛應(yīng)用[7-9]。

然而，目前采用OPCC型旋流燃燒器的燃煤電廠鍋爐在實際運行中發(fā)生過較嚴重的燃燒器噴口燒毀事故，給電廠帶來了嚴重的經(jīng)濟損失，也給今后同類型旋流燃燒鍋爐的安全、穩(wěn)定運行造成了較大的隱患[10-12]。因此，需要充分研究OPCC型旋流燃燒器的冷熱態(tài)特性，以避免該類事故再次發(fā)生。

基于旋流燃燒器的燃燒特性研究中，搭建實驗臺或采取現(xiàn)場測量的方式往往受多個工況的模擬成本及測點所引入誤差的影響，其周期較長且成本較高。目前，計算機處理器技術(shù)的快速提升及商用計算流體力學(computational fluid dynamics，CFD)軟件的快速發(fā)展，使采用CFD技術(shù)對旋流燃燒器及采用旋流燃燒器的大型鍋爐機組進行數(shù)值模擬成為了較為主流的趨勢，能夠以較短的周期、廣泛的參數(shù)設(shè)定和較低的成本快速得到諸如動力場、溫度場等關(guān)鍵數(shù)據(jù)[13]，并且具有較高的準確性，可以快速且高效地指導和解決燃煤電廠的工程實際問題。

眾多學者對低NOx旋流燃燒器開展了數(shù)值模擬研究。李永華等[14]采用DBC-OPCC-I型旋流燃燒器基于單個旋流器結(jié)構(gòu)優(yōu)化進行數(shù)值模擬研究，通過在一次風管加裝煤粉濃縮器和出口處安裝擴錐來有效緩解出口擴錐處的溫度，避免燃燒器噴口燒損脫落。李德波等[1]針對某電廠660 MW超臨界鍋爐所采用的DBC-OPCC型旋流燃燒器大面積燒毀情況開展全爐膛數(shù)值模擬，分析旋流燃燒器損毀的原因并對其結(jié)構(gòu)、材料及運行方式提出修改意見。朱宣而等[15]采用數(shù)值模擬的方法對某650 MW超臨界旋流對沖鍋爐進行貼壁風噴口研究。呂洪坤等[16]對HT-NR3型旋流燃燒器內(nèi)部阻力特性進行研究，發(fā)現(xiàn)在確定不變的工程實際風量下，燃燒器阻力與氣流速度的平方成正比，且僅與葉片開度有關(guān)。徐啟等[17]基于DBC-OPCC型旋流燃燒器分析低NOx燃燒特性，表明NOx含量沿燃燒室軸向先增大后減小，徑向則為兩邊高、中間低的分布。劉鵬宇等[18]采用數(shù)值模擬技術(shù)對OPCC型旋流燃燒器開展研究，通過控制變量法詳細分析風速對燃燒特性的影響。李兵臣等[19]針對內(nèi)、外二次風可調(diào)的旋流燃燒器進行數(shù)值模擬研究，通過研究內(nèi)、外二次風的旋流強度與旋流燃燒器出口回流區(qū)的面積，得出一定的可調(diào)范圍。李德波等[20]通過對采用DBC-OPCC型旋流燃燒器的超臨界前后墻對沖鍋爐進行整爐膛熱態(tài)數(shù)值模擬，分析變?nèi)急M風風量改造技術(shù)的有效性。劉銘媛等[21]對某660 MW超臨界旋流前后墻對沖鍋爐爐底漏風與NOx的排放關(guān)系進行研究。胡耀輝等[22]對采用DRB-4Z型旋流燃燒器的某1 000 MW超超臨界機組進行數(shù)值模擬，探究旋流燃燒器回流區(qū)范圍、強度與各種風風量之間的關(guān)系。

煤粉通過氣流輸送的方式經(jīng)過燃燒器后進入爐膛，氣流在燃燒區(qū)內(nèi)的冷態(tài)動力場特性很大程度上影響著煤粉的運動趨勢，較差的動力場特性制約著煤粉的良好穩(wěn)定燃燒。目前國內(nèi)對低NOx旋流燃燒器的數(shù)值模擬研究中，關(guān)于冷態(tài)動力場特性的研究較少見。為探究旋流燃燒器冷態(tài)特性的影響因素，針對某電廠OPCC型旋流燃燒器進行建模，采用數(shù)值模擬軟件Fluent對單個旋流燃燒器的冷態(tài)動力場開展研究，分析多個影響因素作用下的冷態(tài)動力場分布規(guī)律，為下一步開展熱態(tài)燃燒過程數(shù)值模擬奠定基礎(chǔ)。

1 模型介紹及數(shù)值模擬

1.1 模型概況

OPCC型旋流燃燒器結(jié)構(gòu)如圖1所示。該燃燒器采用目前主流的分級送風燃燒方式實現(xiàn)低NOx燃燒，將空氣分為4個部分：中心風、一次風、內(nèi)二次風和外二次風(三次風)。內(nèi)二次風風道中布置有軸向旋流發(fā)生器，并采用軸向布置傾角60°的旋流葉片；外二次風風道中布置有切向旋流發(fā)生器，并采用切向布置傾角45°的旋流葉片。該旋流燃燒器內(nèi)二次風葉片固定不可調(diào)節(jié)，外二次風量通過切向布置的葉輪式風門擋板進行調(diào)節(jié)。

圖1 OPCC型旋流燃燒器結(jié)構(gòu)

1.2 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性檢驗

采用Gambit軟件對OPCC型旋流燃燒器進行1∶1建模，所建立模型如圖2所示。由于旋流燃燒器結(jié)構(gòu)十分繁雜，因此對模型進行局部簡化，主要考慮風道、葉片及擴口對冷態(tài)動力場的影響，保留中心風、一次風、內(nèi)二次風、外二次風風道及擴口，并建立矩形燃燒室與旋流燃燒器出口相連，采用interface面實現(xiàn)旋流燃燒器與燃燒區(qū)的質(zhì)量、熱量交換。

圖2 OPCC型旋流燃燒器Gambit模型

將旋流燃燒器與燃燒室分別進行網(wǎng)格劃分，如圖3所示。旋流燃燒器區(qū)域風道采用“銅錢法”進行高質(zhì)量六面體網(wǎng)格劃分，外二次風殼采用四面體網(wǎng)格劃分，燃燒室采用cooper方法進行六面體網(wǎng)格劃分。所有網(wǎng)格的單元大小歪斜度(equisize skew)均小于0.4，網(wǎng)格劃分質(zhì)量很高，可以開展精確的數(shù)值模擬。

圖3 網(wǎng)格劃分示意圖

網(wǎng)格數(shù)往往會影響數(shù)值模擬計算精度和數(shù)值模擬計算時間成本，因此需要對所建立模型進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，在確保數(shù)值模擬精度的前提下盡量減少網(wǎng)格數(shù)目，節(jié)約時間成本。基于Intel(R) Xeon(R) Gold 5218CPU 32核64線程服務(wù)器對該模型開展網(wǎng)格無關(guān)性驗證(見表1)，建立網(wǎng)格數(shù)目與爐膛燃燒區(qū)出口速度的關(guān)系。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

由表1可知，爐膛內(nèi)燃燒區(qū)出口速度改變值隨網(wǎng)格數(shù)量的逐步增多減小，出口速度最終穩(wěn)定在920 000網(wǎng)格時。進一步增加網(wǎng)格數(shù)量并不會對爐膛內(nèi)燃燒區(qū)出口速度產(chǎn)生影響，為節(jié)約時間成本，后續(xù)數(shù)值模擬研究選擇920 000網(wǎng)格模型開展，網(wǎng)格無關(guān)性檢驗完成。

1.3 模型選擇與工況設(shè)置

空氣流經(jīng)旋流燃燒器時會產(chǎn)生強烈的旋流，在燃燒區(qū)入口處混合會有較大的湍流擾動，因此在Fluent計算模型中選擇帶有旋流修正的Realizable k-ε模型[23]，其統(tǒng)一的數(shù)學描述如式(1)所示。中心風、一次風、內(nèi)二次風、外二次風均采用速度入口(Velocity-inlet)，燃燒區(qū)出口采用壓力出口(Pressure-outlet)，設(shè)置出口壓力-50 Pa。

div(ρvξ)=div(Γξ?ξ)+Sξ.

(1)

式中：div為散度運算符；ρ為氣流密度，kg/m3；v為速度矢量，m/s；ξ為通用因變量；Γξ為輸運系數(shù)；Sξ為源項，包括生成項和耗散項2個部分，每項均耦合了時間特性和空間特性變量，從而模擬湍流量生成和消失的過程，由用戶自定義。

為充分研究OPCC型旋流燃燒器的各種風風速與冷態(tài)動力場之間的關(guān)系，通過與OPCC型旋流燃燒器出廠設(shè)定的標準工況(工況0)對比，采用控制變量法對變中心風速、變一次風速、變內(nèi)二次風速及變外二次風速下的冷態(tài)動力場開展研究，充分探究不同風的風速對冷態(tài)動力場的影響，數(shù)值模擬工況見表2。

表2 數(shù)值模擬工況

2 冷態(tài)數(shù)值模擬與結(jié)果分析

2.1 OPCC燃燒器冷態(tài)流場特性

對示例工況(工況0)下的冷態(tài)動力場進行研究，旋流燃燒器及其出口流域的速度云圖如圖4所示，其中A、C為徑向回流區(qū)，B為軸向回流區(qū)。

圖4 示例工況燃燒器動力場速度

OPCC型旋流燃燒器的中心風、一次風、內(nèi)二次風及外二次風在燃燒區(qū)入口處混合后在中心區(qū)形成大回流區(qū)，該大回流區(qū)中包括了如圖4中A、C所示的由內(nèi)二次風在一次風邊界處卷吸所形成2個對稱的徑向回流區(qū)和如圖4中B所示的由內(nèi)、外二次風裹挾一次風回流形成的中心軸向回流區(qū)，中心回流區(qū)從距燃燒器噴口處出現(xiàn)負向速度開始計算，到爐膛內(nèi)燃燒區(qū)中心軸線處負向速度消失為止。在煤粉燃燒時，可以利用OPCC型旋流燃燒器所形成的回流區(qū)卷吸周圍高溫煙氣并加強風粉的氣流湍動度實現(xiàn)煤粉的快速、充分燃燒。因此，動力場的大小制約著旋流燃燒器的燃燒性能，需要深入研究冷態(tài)動力場的影響因素，以指導旋流燃燒器在工程實際中的應(yīng)用。

2.2 中心風風速對動力場的影響

通過工況1、2研究中心風風速對冷態(tài)動力場的影響，數(shù)值模擬結(jié)果如圖5所示。當中心風風速較低(1 m/s)時，回流區(qū)內(nèi)的中心軸向回流區(qū)一直延伸至噴口處，距燃燒器噴口僅有0.09 m，中心風剛性較差，無法抵抗回流的高溫煙氣，在熱態(tài)運行時極有可能造成噴嘴的損毀，威脅旋流燃燒器的正常平穩(wěn)運行。當中心風風速適中(5 m/s)時，回流區(qū)在距噴口0.3 m處開始，內(nèi)、外二次風裹挾一次風形成如示例工況中3個良好的回流區(qū)，從而組成中心大回流區(qū)。當中心風速過大(10 m/s)時，中心風剛性較強，使中心軸向回流區(qū)在距噴口0.6 m處才開始形成，中心軸向回流區(qū)擠壓上下徑向回流區(qū)，導致回流區(qū)整體后移且內(nèi)部流場較紊亂。

圖5 不同中心風風速下燃燒器出口速度

中心風風速與冷態(tài)動力場之間的關(guān)系如圖6所示。當一次風風速由1 m/s增加至10 m/s的過程中，回流區(qū)向后推移了0.51 m，即中心風風速過小易導致燃燒器燒毀，過大易造成回流區(qū)過遠且流場紊亂。因此，在工程實際中中心風速取5 m/s為宜。

圖6 變中心風風速下冷態(tài)動力場特性

2.3 一次風風速對動力場的影響

對工況3、4進行數(shù)值模擬，探究一次風風速對動力場的影響情況，數(shù)值模擬結(jié)果如圖7所示。當一次風風速采用較低的15.4 m/s時，一次風剛性較弱，直流一次風氣流經(jīng)一次風噴口噴出后很快被旋流內(nèi)二次風卷吸，較高的內(nèi)、外二次風風壓快速裹挾風速較低的一次風在距離噴口不遠處形成高速回流區(qū)，因此大回流區(qū)的軸向長度在3組對比工況中最小，僅有2.54 m。當一次風風速采用較高的29.4m/s時，一次風剛性較強，其受內(nèi)、外二次風壓的影響較小，內(nèi)、外二次風在距離噴口較遠處才能壓迫一次風形成回流區(qū)，因此上下對稱的徑向回流區(qū)由于一次風剛性較強而較小，因此該工況下大回流區(qū)寬度僅有1.3 m。當一次風風速采用適中的22.4 m/s時，上下2個對稱的徑向回流區(qū)和中心軸向回流區(qū)形成良好，因此較其余工況，大回流區(qū)的軸向長度分別增加0.63 m、0.44 m，徑向?qū)挾确謩e增加0.17 m、0.32 m。

變一次風風速下的冷態(tài)動力場特性如圖8所示。由圖8可知，一次風風速應(yīng)采用22.4 m/s。

圖8 變一次風風速下冷態(tài)動力場特性

2.4 內(nèi)二次風風速對動力場的影響

基于工況5、6分析內(nèi)二次風風速與動力場之間的關(guān)系，數(shù)值模擬情況如圖9所示。當內(nèi)二次風風速采用小于一次風風速的20.2 m/s時，相對于該工況下36.4 m/s的外二次風風速，內(nèi)二次風剛性很弱，一次風和外二次風剛性相對很強，因此內(nèi)二次風在整個冷態(tài)動力場中的影響力很弱，從噴口射出后受一次風的推擠作用較強，加之內(nèi)、外二次風風壓驟降，內(nèi)、外二次風發(fā)生飛邊現(xiàn)象，速度高達23 m/s的氣流直接沖刷水冷壁兩側(cè)，在工程實際中含有煤粉的氣流以該速度沖刷水冷壁會造成水冷壁沾污結(jié)渣，且此時貼壁的大回流區(qū)中發(fā)生劇烈燃燒后所形成的濃郁低氧氣、高還原性氣氛十分容易造成水冷壁的高溫腐蝕。在沾污結(jié)渣和高溫腐蝕的雙重影響下，鍋爐水冷壁極易發(fā)生爆管事故[24]，較大的渣塊可能造成爐膛熄火和砸壞水冷壁，對鍋爐機組的安全穩(wěn)定運行造成惡劣影響。

圖9 不同內(nèi)二次風風速下燃燒器出口速度

工程實際中的火焰飛邊現(xiàn)象如圖10所示。該工況的數(shù)值模擬結(jié)果與工程實際中該種配風方式下的飛邊現(xiàn)象吻合，也說明了所建立模型和數(shù)值模擬結(jié)果的正確性。比較內(nèi)二次風風速40.2 m/s和35.2 m/s的工況可知，內(nèi)二次風風速大于外二次風風速時，內(nèi)二次風對外二次風的卷吸能力增強，影響了外二次風的擴展，從而使內(nèi)、外二次風只能裹挾較少量的一次風，造成大回流區(qū)軸向長度和徑向?qū)挾染黠@減小。

圖10 工程實際中的火焰飛邊現(xiàn)象

內(nèi)二次風與冷態(tài)動力場之間的關(guān)系如圖11所示。內(nèi)二次風風速采用介于一次風風速和外二次風風速之間的35.2 m/s時，其軸向長度和徑向?qū)挾容^40.2 m/s工況分別增加0.93 m、0.3 m，因此在工程實際中內(nèi)二次風風速可選擇介于一次風風速和外二次風風速之間的值，應(yīng)盡量避免內(nèi)二次風風速小于一次風風速的配風方式。

圖11 變內(nèi)二次風風速下冷態(tài)動力場特性

2.5 外二次風風速對動力場的影響

基于工況7、8分析外二次風風速與動力場的關(guān)系，數(shù)值模擬結(jié)果如圖12所示。外二次風風速采用小于一次風風速的20.4 m/s時，外二次風剛性較一次風和內(nèi)二次風而言均較弱，內(nèi)、外二次風風壓很小，對一次風的壓迫較小，此時一次風上下邊界呈2條曲率較小的拋物線，內(nèi)、外二次風裹挾一次風形成中央軸向回流區(qū)的能力不足，此時大回流區(qū)軸向長度和徑向?qū)挾葍H有1.72 m和1.09 m，因此在工程實際中應(yīng)避免該種配風方式。當外二次風風速顯著提高時，回流區(qū)明顯增大，可見外二次風風速制約著整個大回流區(qū)的大小，該結(jié)論與文獻[15]一致。當外二次風風速采用較高的40.4m/s時，外二次風剛性較強，較40.4 m/s時的工況，其與內(nèi)二次風一起開始向中間壓迫一次風的起點明顯后移，導致其無法較早地壓迫內(nèi)二次風卷吸一次風形成上下對稱的徑向回流區(qū)，同時較晚形成的軸向回流區(qū)在一次風的影響下范圍較小，2種因素綜合導致大回流區(qū)的軸向長度受到影響。

圖12 不同外二次風風速下燃燒器出口速度

外二次風與冷態(tài)動力場的關(guān)系如圖13所示。外二次風風速為36.4 m/s時，回流區(qū)徑向?qū)挾容^40.4 m/s時下降了0.02 m，但軸向長度增加了0.6 m，其減小量遠低于增加量，因此在工程實際中外二次風風速應(yīng)高于內(nèi)二次風風速，但梯度不宜過大。

2.6 工程實驗驗證

綜上所述，選取中心風、一次風、內(nèi)二次風、外二次風均適當?shù)墓r0(即示例工況)，進行工程實驗驗證。如圖14所示，工程實際中基于該種配風方式的OPCC型旋流燃燒器可以安全穩(wěn)定運行，冷態(tài)動力場的研究為熱態(tài)運行的研究提供了理論指導和技術(shù)支持。

圖14 工程實驗驗證

3 結(jié)論

基于控制變量法對旋流燃燒器入口風速與冷態(tài)動力場進行研究，得出下述結(jié)論：

a)OPCC型旋流燃燒器在燃燒器出口處將中心風、一次風2股直流風與內(nèi)、外二次風2股旋流風相混，從而形成了1個軸向中心回流區(qū)和上下2個對稱徑向回流區(qū)，通過良好的空氣動力場可以使高溫煙氣回流，從而形成高湍動氣流特性，快速引燃煤粉，實現(xiàn)煤粉的良好燃燒。

b)中心風風速與回流區(qū)的位置成正比例關(guān)系。中心風風速過小(1 m/s)時，回流區(qū)起始位置距燃燒器噴口僅0.09 m，極易造成燃燒器噴口損壞。中心風風速采用較高的10 m/s時，軸向回流區(qū)擠壓上下對稱的徑向回流區(qū)，造成大回流區(qū)流場減小且紊亂。因此工程實際中應(yīng)采用適中的5 m/s風速。

c)一次風風速采用過小的15.4 m/s和較大的29.4 m/s會分別導致其在軸向長度和徑向?qū)挾壬陷^采用適中22.4 m/s的工況減小0.63 m和0.32 m，原因為一次風剛性的不同導致內(nèi)、外二次風開始裹挾一次風形成回流區(qū)的起始點過近或過遠，均不利于大回流區(qū)的良好形成。因此在工程實際中應(yīng)選用適中的22.4 m/s風速。

d)內(nèi)二次風風速采用低于一次風風速的20.2 m/s時，其剛性較一次風和外二次風而言均較弱，受一次風的推擠作用較強，加之內(nèi)、外二次風風壓驟降，內(nèi)、外二次風產(chǎn)生飛邊現(xiàn)象，速度高達23 m/s的氣流直接沖刷水冷壁，工程中極易誘發(fā)因水冷壁沾污、結(jié)渣和高溫腐蝕而導致的水冷壁爆管和爐膛熄火等事故，對鍋爐的安全平穩(wěn)運行及其不利。當內(nèi)二次風風速高于外二次風風速時，其對外二次風存在較強的卷吸作用，影響外二次風的擴展，在風速40.2 m/s時可使大回流區(qū)在軸向長度和徑向?qū)挾确矫孑^35.2 m/s的工況分別減小0.93 m、0.3 m。因此，在工程實際中應(yīng)避免內(nèi)二次風風速小于一次風風速的配風方式，內(nèi)二次風風速宜采用35.2 m/s。

e)外二次風風速采用小于一次風風速的20.4 m/s時，外二次風剛性相對很弱，導致內(nèi)、外二次風風壓很小，無法快速裹挾相對剛性較強的一次風從而形成良好的回流區(qū)，此時大回流區(qū)軸向長度和徑向?qū)挾葍H有1.72 m和1.09 m。而外二次風風速高于內(nèi)二次風且梯度較大時，外二次風剛性較強，擴展范圍較大，但其與內(nèi)二次風開始卷吸一次風起點較遠，上下對稱的徑向回流區(qū)形成較差，加之較晚形成的軸向回流區(qū)受一次風影響導致范圍較小，綜合影響下風速40.4 m/s時的大回流區(qū)軸向長度較梯度較小的36.4 m/s工況反而減小了0.6 m。因此，在工程實際中外二次風主要影響大回流區(qū)的大小和范圍，應(yīng)采用高于內(nèi)二次風且梯度較小的36.4 m/s風速。