劉鵬宇，李德波，劉彥豐，廖宏楷，馮永新

(1.華北電力大學(xué) 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)

隨著我國經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，電力需求不斷攀升，因此我國投產(chǎn)了一大批超臨界/超超臨界燃煤電廠[1]。受能源政策不斷收緊的影響，我國目前已投產(chǎn)的燃煤鍋爐均已完成了“超低排放”改造，普遍采用分級燃燒耦合低NOx煤粉燃燒器的低NOx燃燒技術(shù)[2]。低NOx煤粉燃燒器的燃燒方式主要為直流四角切圓布置和旋流前后墻對沖布置。四角切圓燃煤鍋爐較易因煙氣的殘余旋轉(zhuǎn)而引起爐內(nèi)熱偏差，加之超臨界/超超臨界燃煤鍋爐對熱偏差的容忍閾值較低，因此作為兩大主流燃燒方式之一的旋流燃燒器在超臨界/超超臨界燃煤鍋爐中逐漸受到青睞，目前其在330 MW及以上負(fù)荷燃煤鍋爐的占比已超過40%，成為超臨界/超超臨界燃煤鍋爐首選的旋流燃燒器[3-6]。

廣東某660 MW燃煤電廠采用由我國自主設(shè)計研發(fā)的OPCC型旋流燃燒器時，發(fā)生了大規(guī)模燃燒器燒毀現(xiàn)象，極大地危害了燃煤電廠的平穩(wěn)、安全運(yùn)行。對于燃燒器噴口燒毀現(xiàn)象，國內(nèi)外研究者普遍采用工程試驗、膜化實驗及數(shù)值模擬技術(shù)開展相關(guān)研究。較之于工程試驗及膜化實驗而言，基于商用計算流體力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)軟件開展相關(guān)研究，能以較低的成本、較短的周期及較高的精確度快速得到多工況下燃煤鍋爐的多場數(shù)據(jù)，且不會引入測點堵塞等誤差的干擾[7-8]，成為解決燃煤電廠鍋爐實際運(yùn)行問題的主要技術(shù)手段。

目前，已經(jīng)有較多學(xué)者對低NOx旋流燃燒器開展了數(shù)值模擬研究。徐啟等[9]研究DBC-OPCC型旋流燃燒器的NOx氣體分布，結(jié)果表明NOx含量沿爐膛軸線方向先增大后減小，沿徑向方向則為兩邊高中間低。李德波等[10]通過數(shù)值模擬，分析采用OPCC型旋流燃燒器的某660 MW超臨界鍋爐發(fā)生大面積燒毀的原因，對該鍋爐開展全爐膛熱態(tài)數(shù)值模擬，研究全爐膛燃燒器截面上的溫度分布，并對OPCC型旋流燃燒器的材質(zhì)、結(jié)構(gòu)以及運(yùn)行方式等提出改進(jìn)意見及方案。李兵臣等[11]對某旋流燃燒器的旋流強(qiáng)度與出口回流區(qū)面積之間的關(guān)系進(jìn)行研究。劉建全等[12]基于數(shù)值模擬技術(shù)，對采用三井巴布科克能源公司技術(shù)的低NOx軸向旋流燃燒器的某600 MW超臨界鍋爐全爐膛熱態(tài)特性及NO排放進(jìn)行研究，并分析低NOx軸向旋流燃燒器內(nèi)、外二次風(fēng)強(qiáng)度和風(fēng)量對燃燒特性的影響，結(jié)果表明回流區(qū)的大小隨內(nèi)、外二次風(fēng)強(qiáng)度和風(fēng)量的增加而增加，且過高的外二次風(fēng)容易造成火焰貼墻現(xiàn)象。胡耀輝等[13]通過數(shù)值模擬，研究某600 MW超臨界前后墻對沖鍋爐風(fēng)速對燃燒特性的影響，結(jié)果表明回流區(qū)大小與一次風(fēng)風(fēng)速成反比，而與內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)速及旋流強(qiáng)度成正比。李德波等[14]針對某660 MW超臨界前后墻對沖燃燒鍋爐，分析煤種與燃燒器大面積燒毀之間的關(guān)系，結(jié)果表明煤種的高揮發(fā)分特性及回流區(qū)過于靠近燃燒器噴口是燃燒器燒毀的主要原因。李德波[15]對某660 MW超超臨界前后墻對沖鍋爐進(jìn)行數(shù)值模擬研究，并驗證了變?nèi)急M風(fēng)技術(shù)的有效性。劉鵬宇等[16-17]針對OPCC型旋流燃燒器分別開展冷態(tài)、熱態(tài)數(shù)值模擬，分析風(fēng)速對冷態(tài)動力場和熱態(tài)燃燒場的影響。

以上針對低NOx旋流燃燒器開展的數(shù)值模擬研究，普遍關(guān)于單個旋流燃燒器或整爐膛。單個旋流燃燒器的數(shù)值模擬研究無法考慮到多個旋流燃燒器空氣、煤粉射流之間的互相影響；整爐膛的數(shù)值模擬又往往對旋流燃燒器過度簡化，無法考慮旋流燃燒器內(nèi)部真實的射流過程。目前對同層旋流燃燒器整體燃燒特性的數(shù)值模擬研究鮮有報道，因此，本文忽略上下層旋流燃燒器之間的火焰影響，對同層多個OPCC型旋流燃燒器的燃燒特性開展數(shù)值模擬研究，為采用OPCC的廣東某電廠解決燃燒器大面積燒毀問題提供理論指導(dǎo)及技術(shù)支撐。

1 研究對象概況

1.1 燃燒器及鍋爐概況

該電廠采用由我國自主研發(fā)設(shè)計的OPCC型旋流燃燒器，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。36只旋流燃燒器分別布置在鍋爐的前、后墻上，如圖2所示。OPCC型旋流燃燒器將通入其中的空氣劃分為直流中心風(fēng)和一次風(fēng)、旋流內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)。旋流內(nèi)二次風(fēng)由布置在內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)道中的軸向旋流發(fā)生器產(chǎn)生，內(nèi)二次風(fēng)葉片角度為60°且不可調(diào)；旋流外二次風(fēng)由布置在外二次風(fēng)風(fēng)道中的切向葉片發(fā)生器產(chǎn)生，外二次風(fēng)葉片角度為45°，旋流燃燒器的二次風(fēng)風(fēng)量可通過切向布置的葉輪式風(fēng)門擋板進(jìn)行調(diào)節(jié)。

圖1 OPCC型旋流燃燒器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure diagram of OPCC swirl burner

圖2 旋流燃燒器前墻布置Fig.2 Layout of swirl burner front wall

燃燒區(qū)域高21.243 m，長22.1624 m，相鄰燃燒器長度方向間隔3.048 m，高度方向間隔4.957 m，相鄰旋流燃燒器旋流方向不同，鍋爐前、后墻至鍋爐水冷壁中心處距離均為7.728 m。

1.2 燃用煤種概況

該電廠鍋爐燃用煤種的工業(yè)分析及元素分析見表1。由表1可知，印尼煤揮發(fā)分較高，著火點較低，工程實際中容易發(fā)生提前著火的現(xiàn)象，因此在數(shù)值模擬中應(yīng)注意冷態(tài)動力場及熱態(tài)溫度場分布，工程實際中應(yīng)注意著火點距離噴口的位置，謹(jǐn)防因煤種特性導(dǎo)致著火點提前，造成燃燒器噴口燒毀的事故。

表1 印尼煤的工業(yè)分析及元素分析Tab.1 Industrial and elemental analysis of Indonesian coals

2 模型建立與工況設(shè)置

2.1 模型建立

應(yīng)用Gambit軟件對OPCC型旋流燃燒器按結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行1∶1建模。OPCC型旋流燃燒器內(nèi)部結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，建模時進(jìn)行了部分簡化，保留旋流燃燒器的中心風(fēng)、一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)的風(fēng)道，葉片和擴(kuò)口結(jié)構(gòu)，最終建立的模型如圖3所示。

圖3 OPCC型旋流燃燒器Gambit模型Fig.3 Gambit model of OPCC swirl burner

根據(jù)圖2所示的燃燒器布置方式，應(yīng)用Gambit軟件選取前、后墻一側(cè)的一層燃燒器進(jìn)行1∶1建模，同層燃燒器從左至右分別標(biāo)號為1—6號燃燒器(圖中標(biāo)號為1#—6#)，后文基于此標(biāo)號進(jìn)行數(shù)值模擬分析。燃燒器之間寬度及燃燒器距側(cè)墻寬度按燃煤電廠鍋爐圖紙選取，燃燒區(qū)長度為前墻至爐膛中心線處，燃燒區(qū)寬度為鍋爐前、后墻寬度，燃燒區(qū)高度為1層燃燒器的實際高度。為解決前、后墻對沖旋流燃燒鍋爐常見的高溫腐蝕現(xiàn)象，在所建立模型中將最外側(cè)1號、6號外二次風(fēng)擴(kuò)口減小至25°，以約束最外側(cè)旋流燃燒器射流，避免因火焰貼墻、刷墻等現(xiàn)象引起的鍋爐側(cè)墻水冷壁高溫腐蝕現(xiàn)象，最終所建立的同層旋流燃燒器整體模型如圖4所示。

圖4 同層旋流燃燒器整體Gambit模型Fig.4 Gambit model of swirl burner on the same layer

2.2 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性檢驗

基于Gambit軟件對所建立的OPCC型旋流燃燒器及燃燒區(qū)域分別進(jìn)行網(wǎng)格劃分。OPCC型旋流燃燒器中心風(fēng)、一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)風(fēng)道均采用“銅錢法”劃分高質(zhì)量六面體網(wǎng)格，內(nèi)、外二次風(fēng)葉片采用Map方法進(jìn)行高質(zhì)量六面體網(wǎng)格劃分；燃燒區(qū)域采用Cooper方法進(jìn)行高質(zhì)量六面體網(wǎng)格劃分。旋流燃燒器及整體網(wǎng)格劃分如圖5、圖6所示，整體網(wǎng)格質(zhì)量良好。

圖5 旋流燃燒器網(wǎng)格劃分Fig.5 Grid division of swirl burner

圖6 旋流燃燒器及燃燒區(qū)網(wǎng)格劃分Fig.6 Grid division of swirl burner and combustion areas

網(wǎng)格數(shù)量在很大程度上影響數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確率及時間成本[18-19]。網(wǎng)格較少時，數(shù)值模擬的準(zhǔn)確率較低；網(wǎng)格數(shù)量過多會大幅增加數(shù)值模擬計算時間，浪費時間成本：因此，需對所建立的模型開展網(wǎng)格無關(guān)性檢驗，以確定合適數(shù)量的網(wǎng)格進(jìn)行后續(xù)多工況的數(shù)值模擬。

基于Intel(R) Xeon(R) Gold 5218 CPU 32核64線程服務(wù)器對所建立模型開展網(wǎng)格無關(guān)性檢驗及后續(xù)數(shù)值模擬研究[16-17]，不同網(wǎng)格數(shù)量與爐膛中心線處速度見表2。由表2可知，爐膛中心線處速度隨網(wǎng)格數(shù)量增多而變大，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到549萬時，進(jìn)一步增加網(wǎng)格數(shù)已經(jīng)不改變爐膛中心線處速度大小，網(wǎng)格無關(guān)性檢驗完成。為節(jié)約時間成本，選取549萬網(wǎng)格的模型3開展后續(xù)多工況的數(shù)值模擬工作。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Tab.2 Grid independence verification

2.3 數(shù)值模擬模型選擇及工況設(shè)置

OPCC型旋流燃燒器內(nèi)、外二次風(fēng)射流為旋流，因此數(shù)值模擬中氣相湍流模型選擇帶旋流修正的Realizable k-ε雙方程模型，其表達(dá)式如式(1)所示[20]；氣相燃燒選用非預(yù)混燃燒模型；輻射采用P-1模型；揮發(fā)分析出選用雙競爭反應(yīng)速率模型；煤粉粒徑遵循Rosin-Rammler分布；求解方法采用Simple算法；中心風(fēng)、一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)均采用速度入口邊界條件；爐膛燃燒區(qū)出口采用壓力出口邊界條件并賦值-50 Pa；燃燒區(qū)域壁面及旋流燃燒器壁面的邊界條件均采用墻。

(1)

式中：ρ為氣流密度，kg/m3；ξ為通用因變量；v為速度矢量，m/s；Γξ為輸運(yùn)系數(shù)；Sξ為源項，包括生成項和耗散項兩部分，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。

為研究整層多個旋流燃燒器耦合下的風(fēng)速與燃燒特性之間的關(guān)系，采用控制變量法對不同旋流燃燒器采用不同的中心風(fēng)、一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)風(fēng)速進(jìn)行多工況對比研究。OPCC型旋流燃燒器出廠設(shè)置標(biāo)準(zhǔn)工況為：1—6號旋流燃燒器中心風(fēng)風(fēng)速為5 m/s、一次風(fēng)風(fēng)速為22.4 m/s、內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速35.2 m/s、外二次風(fēng)風(fēng)速為36.4 m/s,其余各工況基于標(biāo)準(zhǔn)工況并采用控制變量法對風(fēng)速進(jìn)行調(diào)整。具體設(shè)置見表3。

表3 數(shù)值模擬工況風(fēng)速設(shè)置Tab.3 Wind speed settings in numerical simulation conditions m/s

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 中心風(fēng)風(fēng)速對燃燒特性的影響

基于工況1、工況2研究整層OPCC型旋流燃燒器中心風(fēng)風(fēng)速與燃燒特性之間的關(guān)系，其數(shù)值模擬結(jié)果如圖7所示。由熱態(tài)溫度場可知，位于最外側(cè)的1號、6號旋流燃燒器由于外側(cè)無其余旋流燃燒器的射流干擾，其射流壓迫2—5號旋流燃燒器射流，使得爐內(nèi)高溫區(qū)集中于中心部位。煤粉隨一次風(fēng)射流進(jìn)入爐內(nèi)燃燒區(qū)后，被回流的高溫空氣點燃并開始劇烈燃燒，6個旋流燃燒器在距燃燒器噴口4 m左右處形成中心高溫燃燒區(qū)，其最高溫度可達(dá)1 477 ℃。由圖7(a)可知，位于兩側(cè)的1、2、5、6號旋流燃燒器(下文用“位于兩側(cè)的旋流燃燒器”指代)采用比中間3、4號旋流燃燒器(下文用“中間處旋流燃燒器”指代)較低的中心風(fēng)風(fēng)速時，兩側(cè)旋流燃燒器各自左右對稱的徑向回流區(qū)形成較早，內(nèi)、外二次風(fēng)快速卷吸高溫?zé)煔饣亓餍纬芍醒胼S向回流區(qū)，使中心大回流區(qū)形成較早，高溫燃燒區(qū)形成較好。由圖7(b)可知，當(dāng)位于兩側(cè)的旋流燃燒器采用比中間處旋流燃燒器較高的中心風(fēng)風(fēng)速時，兩側(cè)旋流燃燒器左右對稱的徑向回流區(qū)形成較晚，導(dǎo)致外側(cè)旋流燃燒器的內(nèi)、外二次風(fēng)卷吸高溫?zé)煔庑纬傻闹行妮S向回流區(qū)形成推遲，中心大回流區(qū)形成較差。該工況下形成的高溫燃燒區(qū)不連貫且面積較小，不利于煤粉的充分、穩(wěn)定燃燒。

圖7 熱態(tài)溫度場云圖(工況1、工況2)Fig.7 Cloud diagrams of thermal temperature fields in working conditions 1 and 2

工況1、工況2的O2體積分?jǐn)?shù)云圖如圖8所示。由圖8可知，爐膛燃燒區(qū)中煤粉大量燃燒區(qū)域為中間旋流燃燒器處，其原因是位于最外側(cè)的1、6號旋流燃燒器外側(cè)內(nèi)、外二次風(fēng)向中部擠壓，導(dǎo)致位于兩側(cè)的旋流燃燒器回流區(qū)向中間處移動，從而在中間燃燒器處形成較大的高溫燃燒區(qū)。

圖8 O2體積分?jǐn)?shù)云圖(工況1、工況2)Fig.8 Cloud diagrams of O2 volume fractions in working conditions 1 and 2

距各燃燒器噴口0.2 m處的O2體積分?jǐn)?shù)如圖9所示。由圖9可知，位于兩側(cè)的旋流燃燒器采用比中間處旋流燃燒器較高的中心風(fēng)風(fēng)速時，由于兩側(cè)燃燒器各自回流區(qū)形成較差，其內(nèi)、外二次風(fēng)射流靠近中間側(cè)部分被中間處旋流燃燒器的內(nèi)、外二次風(fēng)卷吸，從而使中間處旋流燃燒器噴口處提前著火、燃燒加劇，距噴口0.2 m處O2體積分?jǐn)?shù)下降至0.11，煤粉劇烈燃燒放熱，明顯增大了燃燒器噴口燒毀的可能性;因此，工程實際中應(yīng)避免該種配風(fēng)方式。

圖9 距燃燒器噴口0.2 m處O2體積分?jǐn)?shù)(工況1、工況2)Fig.9 O2 volume fraction curves at 0.2 m from burner nozzle in working conditions 1 and 2

3.2 一次風(fēng)風(fēng)速對燃燒特性的影響

基于工況3、工況4研究整層OPCC型旋流燃燒器一次風(fēng)風(fēng)速與燃燒特性之間的關(guān)系，其數(shù)值模擬結(jié)果如圖10所示。對比圖10(a)、(b)中各旋流燃燒器的回流區(qū)位置可知，回流區(qū)的位置隨一次風(fēng)風(fēng)速增高逐漸向爐膛中心線處移動。其原因是較高的一次風(fēng)風(fēng)速具有較高的射流剛性，內(nèi)二次風(fēng)卷吸一次風(fēng)形成的左右對稱徑向回流區(qū)向爐膛中心線處移動，加之內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)壓降低，對一次風(fēng)的壓迫作用減小，使得中心回流區(qū)推遲形成，導(dǎo)致中心大回流區(qū)整體向爐膛中心線處移動。位于兩側(cè)的旋流燃燒器采用比中間處較高的一次風(fēng)風(fēng)速時，兩側(cè)旋流燃燒器內(nèi)、外二次風(fēng)對一次風(fēng)的壓迫作用受一次風(fēng)射流剛性增強(qiáng)而減小，因此高溫燃燒區(qū)整體在寬度方向有所增加;但兩側(cè)旋流燃燒器中心回流區(qū)整體推遲，導(dǎo)致高溫燃燒區(qū)位置整體向爐膛中心線處移動，高溫燃燒區(qū)長度減小，不利于煤粉的充分燃燒。

圖10 熱態(tài)溫度場云圖(工況3、工況4)Fig.10 Cloud diagrams of thermal temperature fields in working conditions 3 and 4

工況3、工況4的O2體積分?jǐn)?shù)云圖如圖11所示。位于兩側(cè)旋流燃燒器采用比中間處低的一次風(fēng)流速時，兩側(cè)各旋流燃燒器形成的回流區(qū)向爐膛燃燒區(qū)中心移動，從而在中間處燃燒器形成較大的高溫燃燒區(qū)。反之，受內(nèi)、外二次風(fēng)壓迫作用減弱的影響，位于兩側(cè)的各旋流燃燒器形成的回流區(qū)較為分散，且回流區(qū)整體向爐膛中心線處移動，回流區(qū)整體形成較差。加之位于兩側(cè)未能卷吸煙氣回流形成中心回流區(qū)的內(nèi)、外二次風(fēng)受回流區(qū)形成較早的中間處旋流燃燒器卷吸作用，靠近中間側(cè)的內(nèi)、外二次風(fēng)增加了中間處旋流燃燒器回流區(qū)的煙氣流速，使得較高的煙氣流速延伸至中間處旋流燃燒器噴口處。

圖11 O2體積分?jǐn)?shù)云圖(工況3、工況4)Fig.11 Cloud diagrams of O2 volume fractions in working conditions 3 and 4

距燃燒器噴口0.2 m處O2體積分?jǐn)?shù)如圖12所示。當(dāng)位于兩側(cè)旋流燃燒器采用比中間處較高的一次風(fēng)流速時，中間處燃燒器距燃燒器噴口0.2 m處O2體積分?jǐn)?shù)降低至0.16，煤粉已劇烈燃燒放熱，燃燒器噴口處溫度較工況3增加300 ℃，大幅提升燃燒器噴口燒毀的概率；因此，工程實際中應(yīng)盡量避免該種配風(fēng)方式。

圖12 距燃燒器噴口0.2 m處O2體積分?jǐn)?shù)(工況3、工況4)Fig.12 O2 volume fraction curves at 0.2 m from burner nozzle in working conditions 3 and 4

3.3 內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速對燃燒特性的影響

基于工況5、工況6研究整層OPCC型旋流燃燒器內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速與燃燒特性之間的關(guān)系，其數(shù)值模擬結(jié)果如圖13所示。中間處旋流燃燒器采用較低的內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速時，內(nèi)二次風(fēng)對一次風(fēng)的卷吸力下降，導(dǎo)致由內(nèi)二次風(fēng)卷吸形成的左右對稱的徑向回流區(qū)形成較差。加之較低的內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速造成內(nèi)二次風(fēng)剛性下降，內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)壓降低，內(nèi)、外二次風(fēng)無法快速卷吸高溫?zé)煔庑纬芍行妮S向回流區(qū)，從而使中間處旋流燃燒器無法形成中心大回流區(qū)，造成高溫燃燒區(qū)不連續(xù)，影響煤粉的完全燃燒。位于兩側(cè)的旋流燃燒器采用比中間處旋流燃燒器高的內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速時，受中間處旋流燃燒器回流區(qū)無法形成的影響，高溫燃燒區(qū)被分割為左、右兩部分。加之受中間處內(nèi)、外二次風(fēng)射流影響，左、右兩部分高溫燃燒區(qū)存在向兩側(cè)墻運(yùn)動的趨勢，使得左、右兩側(cè)墻近壁處煤粉劇烈燃燒，導(dǎo)致溫度升高、O2體積分?jǐn)?shù)下降及還原性氣體體積分?jǐn)?shù)上升，增大了前、后墻對沖鍋爐側(cè)墻水冷壁發(fā)生高溫腐蝕的概率；因此在工程實際中，應(yīng)采用中間處旋流燃燒器內(nèi)二次風(fēng)高于兩側(cè)處旋流燃燒器的配風(fēng)方式。

圖13 熱態(tài)溫度場云圖(工況5、工況6)Fig.13 Cloud diagrams of thermal temperature fields in working conditions 5 and 6

工況5、工況6的O2體積分?jǐn)?shù)云圖如圖14所示。中間處旋流燃燒器內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速較小時，內(nèi)二次風(fēng)對一次風(fēng)的卷吸只能形成較小的左右對稱徑向回流區(qū)。加之較低的內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)壓無法形成中心軸向回流區(qū)，使得煤粉在中間處旋流燃燒器徑向回流區(qū)后逐步混合燃燒。較回流區(qū)而言，混合燃燒區(qū)湍流動能較小，煤粉燃燒緩慢，導(dǎo)致該區(qū)域溫度較低，最高溫度僅777 ℃。中間處旋流燃燒器采用較低的內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速，會導(dǎo)致高溫燃燒區(qū)分割并向側(cè)墻處移動，左、右側(cè)墻近壁處O2體積分?jǐn)?shù)最低降至0.19，較低的O2體積分?jǐn)?shù)增大了側(cè)墻近壁處發(fā)生高溫腐蝕的概率。

圖14 O2體積分?jǐn)?shù)云圖(工況5、工況6)Fig.14 Cloud diagrams of O2 volume fractions in working conditions 5 and 6

距燃燒器噴口0.2 m處O2體積分?jǐn)?shù)如圖15所示。受中間處旋流燃燒器回流區(qū)無法形成的影響，中間處旋流燃燒器內(nèi)、外二次風(fēng)易受兩側(cè)旋流燃燒器的卷吸，使得兩側(cè)旋流燃燒器回流區(qū)湍流動能增加、燃燒劇烈，兩側(cè)燃燒器距燃燒器噴口0.2 m處的O2體積分?jǐn)?shù)均明顯降低，最低處降至0.18，顯著增大了燃燒器噴口燒毀的概率；因此，工程實際中不應(yīng)采用兩側(cè)旋流燃燒器內(nèi)二次風(fēng)高于中間處旋流燃燒器的配風(fēng)方式。

圖15 距燃燒器噴口0.2 m處O2體積分?jǐn)?shù)(工況5、工況6)Fig.15 O2 volume fraction curves at 0.2 m from burner nozzle in working conditions 5 and 6

3.4 外二次風(fēng)風(fēng)速對燃燒特性的影響

基于工況7、工況8研究整層OPCC型旋流燃燒器外二次風(fēng)風(fēng)速與燃燒特性之間的關(guān)系，其數(shù)值模擬結(jié)果如圖16所示。位于兩側(cè)的旋流燃燒器采用比中間處旋流燃燒器低的外二次風(fēng)風(fēng)速時，較小的外二次風(fēng)風(fēng)速卷吸高溫?zé)煔獾哪芰ψ內(nèi)酰行妮S向回流區(qū)形成推遲，導(dǎo)致兩側(cè)旋流燃燒器各自回流區(qū)形成較差。加之較低的外二次風(fēng)風(fēng)速導(dǎo)致內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)壓減小，內(nèi)、外二次風(fēng)的壓迫作用減弱，回流區(qū)向中間聚合過程受阻，造成高溫燃燒區(qū)不連續(xù)，不利于煤粉的穩(wěn)定、充分燃燒。較小的外二次風(fēng)對內(nèi)二次風(fēng)壓迫作用減小，使內(nèi)二次風(fēng)射流對一次風(fēng)的卷吸提前，導(dǎo)致兩側(cè)旋流燃燒器的左右對稱徑向回流區(qū)提前形成，從而使煤粉著火和燃燒提前，造成旋流燃燒器噴口處溫度升高，其溫度普遍上升250～300 ℃，增大了燃燒器噴口燒毀的概率。

圖16 熱態(tài)溫度場云圖(工況7、工況8)Fig.16 Cloud diagrams of therwal temperature fields in working conditions 7 and 8

工況7、工況8的O2體積分?jǐn)?shù)如圖17所示。位于兩側(cè)的旋流燃燒器采用比中間處旋流燃燒器低的外二次風(fēng)風(fēng)速時，O2體積分?jǐn)?shù)低于0.15的區(qū)域顯著增加，煤粉劇烈燃燒區(qū)域較分散，不再集中在中間旋流燃燒器處，不利于煤粉的充分、穩(wěn)定燃燒。兩側(cè)旋流燃燒器外二次風(fēng)風(fēng)速高于中間處旋流燃燒器時，兩側(cè)旋流燃燒器各自噴口處O2體積分?jǐn)?shù)明顯降低，證明了該工況下各燃燒器左右對稱的徑向回流區(qū)提前形成，煤粉著火及劇烈燃燒區(qū)域提前，使得燃燒器噴口處區(qū)域溫度顯著提高。

圖17 O2體積分?jǐn)?shù)云圖(工況7、工況8)Fig.17 Cloud diagrams of O2 volume fractions in working conditions 7 and 8

距燃燒器噴口0.2 m處O2體積分?jǐn)?shù)如圖18所示。該工況下各燃燒器噴口0.2 m處的O2體積分?jǐn)?shù)均發(fā)生明顯下降，極易引發(fā)旋流燃燒器噴口燒毀的事故，工程實際中應(yīng)避免該種配風(fēng)方式。

圖18 距燃燒器噴口0.2 m處O2體積分?jǐn)?shù)(工況7、工況8)Fig.18 O2 volume fraction curves at 0.2 m from burner nozzle in working conditions 7 and 8

4 結(jié)論

a)位于兩側(cè)的旋流燃燒器采用高于中間處旋流燃燒器的中心風(fēng)風(fēng)速，將導(dǎo)致兩側(cè)旋流燃燒器左右對稱徑向回流區(qū)及中心軸向回流區(qū)形成推遲，造成中心大回流區(qū)形成較差，高溫燃燒區(qū)不連貫且面積較小，加之兩側(cè)旋流燃燒器內(nèi)、外二次風(fēng)被中間處旋流燃燒器卷吸，中間旋流燃燒器處煤粉著火和燃燒提前，增大了燃燒器噴口燒毀的可能性；因此，應(yīng)采用兩側(cè)旋流燃燒器低于中間處旋流燃燒器的中心風(fēng)風(fēng)速的配風(fēng)方式。

b)位于兩側(cè)的旋流燃燒器采用高于中間處旋流燃燒器的一次風(fēng)風(fēng)速時，兩側(cè)旋流燃燒器回流區(qū)受內(nèi)、外二次風(fēng)對一次風(fēng)壓迫減小的影響而較為分散，且回流區(qū)整體向爐膛中心線處移動，導(dǎo)致回流區(qū)整體形成較差，加之兩側(cè)旋流燃燒器內(nèi)、外二次風(fēng)被中間處旋流燃燒器卷吸，中間處旋流燃燒器回流煙氣延伸至燃燒器噴口處，使燃燒器噴口處溫度增加300 ℃，增大了燃燒器噴口燒毀的概率；因此，應(yīng)采用兩側(cè)旋流燃燒器低于中間處旋流燃燒器的一次風(fēng)風(fēng)速的配風(fēng)方式。

c)內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速較低時，內(nèi)二次風(fēng)對一次風(fēng)卷吸力降低，左右對稱的徑向回流區(qū)形成較差；內(nèi)、外二次風(fēng)壓降低，導(dǎo)致內(nèi)、外二次風(fēng)無法快速卷吸高溫?zé)煔庑纬芍行妮S向回流區(qū)。當(dāng)兩側(cè)的旋流燃燒器采用高于中間處旋流燃燒器的內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速時，受中間旋流燃燒器處回流區(qū)無法形成的影響，高溫燃燒區(qū)被分割為左、右兩部分，中間旋流燃燒器處高溫燃燒區(qū)溫度僅有777 ℃，煤粉燃燒緩慢，不利于其充分燃燒，加之中間旋流燃燒器處內(nèi)、外二次風(fēng)受兩側(cè)旋流燃燒器卷吸，導(dǎo)致兩側(cè)旋流燃燒器噴口附近O2體積分?jǐn)?shù)明顯降低，增大了燃燒器噴口燒毀的概率；因此，應(yīng)采用兩側(cè)旋流燃燒器低于中間處旋流燃燒器的內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速的配風(fēng)方式。

d)外二次風(fēng)風(fēng)速較低時，內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)壓降低，導(dǎo)致外二次風(fēng)卷吸高溫?zé)煔庑纬芍行妮S向回流區(qū)能力減弱，回流區(qū)整體形成較差。當(dāng)位于兩側(cè)的旋流燃燒器采用高于中間處旋流燃燒器的外二次風(fēng)風(fēng)速時，內(nèi)、外二次風(fēng)的壓迫作用減弱，回流區(qū)向中間聚合過程受阻且整體向爐膛中心線處移動，造成高溫燃燒區(qū)不連續(xù)且面積較小，不利于煤粉的充分燃燒，加之外二次風(fēng)對內(nèi)二次風(fēng)壓迫作用減小，內(nèi)二次風(fēng)對一次風(fēng)卷吸作用提前，使左右對稱的徑向回流區(qū)提前形成，導(dǎo)致煤粉著火及燃燒提前，燃燒器噴口處溫度上升250～300 ℃，增大了燃燒器噴口燒毀的概率。