劉鵬宇，李德波，劉彥豐，廖宏楷，馮永新

(1.華北電力大學(xué) 動(dòng)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(jí)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(duì)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(duì)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(jì)研發(fā)的OPCC型旋流燃燒器時(shí)，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(duì)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(yàn)、膜化實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬技術(shù)開展相關(guān)研究。較之于工程試驗(yàn)及膜化實(shí)驗(yàn)而言，基于商用計(jì)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(chǎng)數(shù)據(jù)，且不會(huì)引入測(cè)點(diǎn)堵塞等誤差的干擾[7-8]，成為解決燃煤電廠鍋爐實(shí)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)沖鍋爐風(fēng)速對(duì)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(duì)某660 MW超臨界前后墻對(duì)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(duì)某660 MW超超臨界前后墻對(duì)沖鍋爐進(jìn)行數(shù)值模擬研究，并驗(yàn)證了變?nèi)急M風(fēng)技術(shù)的有效性。劉鵬宇等[16-17]針對(duì)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(duì)冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)和熱態(tài)燃燒場(chǎng)的影響。

以上針對(duì)低NOx旋流燃燒器開展的數(shù)值模擬研究，普遍關(guān)于單個(gè)旋流燃燒器或整爐膛。單個(gè)旋流燃燒器的數(shù)值模擬研究無法考慮到多個(gè)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(duì)旋流燃燒器過度簡(jiǎn)化，無法考慮旋流燃燒器內(nèi)部真實(shí)的射流過程。目前對(duì)同層旋流燃燒器整體燃燒特性的數(shù)值模擬研究鮮有報(bào)道，因此，本文忽略上下層旋流燃燒器之間的火焰影響，對(duì)同層多個(gè)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(duì)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(jì)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(zhǎng)22.1624 m，相鄰燃燒器長(zhǎng)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(diǎn)較低，工程實(shí)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(dòng)力場(chǎng)及熱態(tài)溫度場(chǎng)分布，工程實(shí)際中應(yīng)注意著火點(diǎn)距離噴口的位置，謹(jǐn)防因煤種特性導(dǎo)致著火點(diǎn)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(duì)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(shí)進(jìn)行了部分簡(jiǎn)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(hào)為1—6號(hào)燃燒器(圖中標(biāo)號(hào)為1#—6#)，后文基于此標(biāo)號(hào)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(zhǎng)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(shí)際高度。為解決前、后墻對(duì)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(hào)、6號(hào)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(yàn)

基于Gambit軟件對(duì)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(shí)間成本[18-19]。網(wǎng)格較少時(shí)，數(shù)值模擬的準(zhǔn)確率較低；網(wǎng)格數(shù)量過多會(huì)大幅增加數(shù)值模擬計(jì)算時(shí)間，浪費(fèi)時(shí)間成本：因此，需對(duì)所建立的模型開展網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)，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(duì)所建立模型開展網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)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(shí)，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(yàn)完成。為節(jié)約時(shí)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(yàn)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(jìng)爭(zhēng)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(xiàng)，包括生成項(xiàng)和耗散項(xiàng)兩部分，每項(xiàng)均耦合了時(shí)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(gè)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(duì)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(duì)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(hào)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(duì)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(duì)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(chǎng)可知，位于最外側(cè)的1號(hào)、6號(hào)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(hào)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(diǎn)燃并開始劇烈燃燒，6個(gè)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(hào)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(hào)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(shí)，兩側(cè)旋流燃燒器各自左右對(duì)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(shí)，兩側(cè)旋流燃燒器左右對(duì)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(chǎng)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?yàn)橹虚g旋流燃燒器處，其原因是位于最外側(cè)的1、6號(hào)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(dòng)，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(shí)，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(shí)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(duì)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(duì)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(dòng)。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(duì)稱徑向回流區(qū)向爐膛中心線處移動(dòng)，加之內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)壓降低，對(duì)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(dòng)。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(shí)，兩側(cè)旋流燃燒器內(nèi)、外二次風(fēng)對(duì)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(dòng)，高溫燃燒區(qū)長(zhǎng)度減小，不利于煤粉的充分燃燒。

圖10 熱態(tài)溫度場(chǎng)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(shí)，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(dòng)，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(dòng)，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(shí)，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(shí)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(duì)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(shí)，內(nèi)二次風(fēng)對(duì)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(duì)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(shí)，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(dòng)的趨勢(shì)，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(duì)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(shí)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(chǎng)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(shí)，內(nèi)二次風(fēng)對(duì)一次風(fēng)的卷吸只能形成較小的左右對(duì)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(dòng)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(huì)導(dǎo)致高溫燃燒區(qū)分割并向側(cè)墻處移動(dòng)，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(dòng)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(shí)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(duì)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(shí)，較小的外二次風(fēng)風(fēng)速卷吸高溫?zé)煔獾哪芰ψ內(nèi)?，中心軸向回流區(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(duì)內(nèi)二次風(fēng)壓迫作用減小，使內(nèi)二次風(fēng)射流對(duì)一次風(fēng)的卷吸提前，導(dǎo)致兩側(cè)旋流燃燒器的左右對(duì)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(chǎng)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(shí)，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(shí)，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(duì)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(shí)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(duì)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(shí)，兩側(cè)旋流燃燒器回流區(qū)受內(nèi)、外二次風(fēng)對(duì)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(dòng)，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(shí)，內(nèi)二次風(fēng)對(duì)一次風(fēng)卷吸力降低，左右對(duì)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(shí)，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(shí)，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(shí)，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(dòng)，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(duì)內(nèi)二次風(fēng)壓迫作用減小，內(nèi)二次風(fēng)對(duì)一次風(fēng)卷吸作用提前，使左右對(duì)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。