武廣龍 ，周 托 ，那永潔 ，涂秋亞

（1.中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所，北京 100190；2.中國(guó)科學(xué)院大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院，北京 100049）

氮氧化物（NOx）是大氣環(huán)境污染的主要污染物之一[1]。按照GB 13223—2011《火電廠(chǎng)大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》中對(duì)NOx排放的規(guī)定，新建鍋爐必須執(zhí)行低于100 mg/m3（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)）的排放標(biāo)準(zhǔn)，近年來(lái)全面推行的超低排放標(biāo)準(zhǔn)則要求低于50 mg/m3（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)）[2]。國(guó)家新環(huán)保標(biāo)準(zhǔn)及要求的實(shí)施使得循環(huán)流化床鍋爐喪失了傳統(tǒng)的環(huán)保優(yōu)勢(shì)，而常規(guī)的煙氣脫硝技術(shù)如選擇性非催化還原（selective non-catalytic reduction，SNCR）、選擇性催化還原（selective catalytic reduction，SCR）對(duì)NOx的脫除率有限且成本較高，循環(huán)流化床鍋爐在脫硝方面面臨著很大的挑戰(zhàn)。

循環(huán)流化床鍋爐爐內(nèi)低氧燃燒結(jié)合旋風(fēng)分離器出口后補(bǔ)燃的新技術(shù)可在保證燃燒效率的前提下，實(shí)現(xiàn)循環(huán)流化床鍋爐低NOx排放[3-5]。該技術(shù)原理為通過(guò)控制爐膛內(nèi)低氧量來(lái)實(shí)現(xiàn)還原性氣氛，抑制NOx的生成，同時(shí)在旋風(fēng)分離器出口煙道通入后補(bǔ)燃風(fēng)，讓煙氣中未完全燃燒的一氧化碳和焦炭進(jìn)一步燃燒，保證鍋爐燃燒效率。后補(bǔ)燃風(fēng)在旋風(fēng)分離器出口管內(nèi)與煙氣的摻混是該技術(shù)保證燃燒效率的關(guān)鍵，尤其是對(duì)于大型循環(huán)流化床鍋爐的大尺度旋風(fēng)分離器及煙道。

關(guān)于氣流的摻混特性，研究人員開(kāi)展了大量的研究，其中橫向射流作為一種有效的摻混方式，已經(jīng)被廣泛地用于氣體、液體的摻混[6]。俞豐等[7]設(shè)計(jì)了一種氣體噴射流混合器，利用射流的碰撞及卷吸作用促進(jìn)氣體的快速混合。Luo等[8]利用平面激光誘導(dǎo)熒光技術(shù)研究了在單孔和多孔橫向射流之間的相互作用對(duì)于整體混合強(qiáng)度的影響程度。在數(shù)值模擬計(jì)算方面，裴凱凱等[9]采用k-ε湍流模型計(jì)算了乙苯脫氫中快速?lài)娚浠旌掀骰旌闲Ч?，發(fā)現(xiàn)噴嘴噴射速度、噴嘴數(shù)量及負(fù)荷變化對(duì)氣相-氣相快速?lài)娚浠旌掀鞯幕旌闲Ч兄匾绊?。畢榮山等[10]采用k-ε湍流模型對(duì)噴射器內(nèi)的湍流混合進(jìn)行了模擬研究，認(rèn)為在來(lái)流速度不變的條件下增大噴嘴速度可以減小達(dá)到完全混合所需要的時(shí)間。Giorges等[11]采用k-ε湍流模型研究發(fā)現(xiàn)，對(duì)沖布置的多噴嘴可更好地實(shí)現(xiàn)摻混。數(shù)值模擬的方法同樣也被用來(lái)研究SNCR、SCR脫硝過(guò)程中的內(nèi)部流場(chǎng)、還原劑與煙氣混合特點(diǎn)以及優(yōu)化噴嘴布置方式等問(wèn)題[12-15]。循環(huán)流化床鍋爐旋風(fēng)分離器出口的煙氣為強(qiáng)旋流，針對(duì)后補(bǔ)燃風(fēng)橫向射流與強(qiáng)旋流煙氣的摻混特性的研究未見(jiàn)報(bào)道。

本文中以一臺(tái)130 t/h循環(huán)流化床鍋爐為原型，按照相似原理改造一臺(tái)循環(huán)流化床冷態(tài)試驗(yàn)臺(tái)；采用冷態(tài)?；椒ㄔO(shè)計(jì)試驗(yàn)工況，使用熱線(xiàn)風(fēng)速儀測(cè)量一次風(fēng)與后補(bǔ)燃風(fēng)摻混后試驗(yàn)段煙道內(nèi)的速度分布；將試驗(yàn)值與計(jì)算值比對(duì)來(lái)驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性；通過(guò)冷態(tài)試驗(yàn)和模擬計(jì)算研究了不同后補(bǔ)燃風(fēng)比例、噴嘴數(shù)量以及布置高度等因素對(duì)后補(bǔ)燃風(fēng)與一次風(fēng)的摻混特性的影響。研究結(jié)果為優(yōu)化循環(huán)流化床鍋爐后補(bǔ)燃風(fēng)系統(tǒng)提供依據(jù)。

1 循環(huán)流化床冷態(tài)試驗(yàn)臺(tái)系統(tǒng)簡(jiǎn)介

按照相似原理，以一臺(tái)130 t/h循環(huán)流化床鍋爐為原型，在已有的循環(huán)流化床冷態(tài)試驗(yàn)臺(tái)基礎(chǔ)上，對(duì)旋風(fēng)分離器出口及試驗(yàn)段煙道以1∶4的幾何比例進(jìn)行改造。改造后的循環(huán)流化床冷態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 循環(huán)流化床冷態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of circulating fluidized bed cold test system

試驗(yàn)系統(tǒng)主要由鼓-引風(fēng)機(jī)、爐膛、蝸殼式旋風(fēng)分離器、補(bǔ)燃風(fēng)管道及噴嘴、試驗(yàn)段煙道和測(cè)控系統(tǒng)等組成。試驗(yàn)臺(tái)主要部件的幾何尺寸見(jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)臺(tái)主要部件的幾何尺寸Tab.1 Geometrical dimensions of main components of test platform mm

試驗(yàn)臺(tái)一次風(fēng)和后補(bǔ)燃風(fēng)均通過(guò)鼓風(fēng)機(jī)提供，在試驗(yàn)的設(shè)定工況下，使用熱線(xiàn)風(fēng)速儀測(cè)量試驗(yàn)段煙道內(nèi)的氣體速度，并將測(cè)量值與模擬計(jì)算值對(duì)比。

圖2為后補(bǔ)燃風(fēng)噴嘴的布置方式。分別布置5層后補(bǔ)燃風(fēng)噴嘴，每層噴嘴高度距試驗(yàn)段煙道頂部分別為 1/4 h （top）、1/2 h （middle）、3/4 h，（lower）、h（bottom）、5/4 h（under），h為試驗(yàn)段煙道高度。前4層每層布置5個(gè)后補(bǔ)燃風(fēng)噴嘴，最后1層對(duì)稱(chēng)布置4個(gè)后補(bǔ)燃風(fēng)噴嘴。所有噴嘴都垂直試驗(yàn)段煙道管壁安裝。

圖2 后補(bǔ)燃風(fēng)噴嘴布置方式Fig.2 Post-combustion air nozzles arrangement

2 數(shù)值模擬

2.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分方法

圖3為數(shù)值計(jì)算的幾何模型與網(wǎng)格劃分圖。

圖3 數(shù)值計(jì)算的幾何模型及網(wǎng)格劃分Fig.3 Geometric model of numerical calculation and meshing

數(shù)值模擬的幾何模型包括3部分，即爐膛、蝸殼式旋風(fēng)分離器以及試驗(yàn)段煙道，如圖3a所示。

由于冷態(tài)模擬試驗(yàn)臺(tái)中只有空氣流動(dòng)，因此對(duì)試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行合理地簡(jiǎn)化，省略了布風(fēng)板、風(fēng)帽以及返料腿等結(jié)構(gòu)。采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格以及分塊劃分方法對(duì)幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，見(jiàn)圖3b。

為了保證數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性，對(duì)旋風(fēng)分離器、后補(bǔ)燃風(fēng)噴嘴部分進(jìn)行局部加密，爐膛、旋風(fēng)分離器及試驗(yàn)段煙道的網(wǎng)格步長(zhǎng)為10 mm，噴嘴部分的網(wǎng)格步長(zhǎng)為5 mm。選取垂直試驗(yàn)段煙道長(zhǎng)度方向的截面Re數(shù)（Re=ud/v）作為判斷標(biāo)準(zhǔn)，進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)。經(jīng)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)，1∶1比例下的試驗(yàn)臺(tái)幾何模型網(wǎng)格數(shù)為197萬(wàn)。

2.2 數(shù)學(xué)模型

2.2.1 基本假設(shè)

1）計(jì)算中選取空氣作為流體介質(zhì)，不含顆粒。

2）空氣介質(zhì)為不可壓縮的理想氣體，其物性參數(shù)為常數(shù)，流動(dòng)為定常流動(dòng)。

3）假設(shè)在爐膛出口下部爐膛某高度的橫截面上提供的是均勻的流場(chǎng)，該橫截面與爐膛出口之間有足夠的距離使流場(chǎng)達(dá)到充分發(fā)展。

通過(guò)以上假設(shè)，將冷態(tài)摻混試驗(yàn)的流動(dòng)問(wèn)題簡(jiǎn)化為純氣體、等溫、穩(wěn)態(tài)及不可壓縮的三維流動(dòng)問(wèn)題。

2.2.2 控制方程

控制方程包括質(zhì)量守恒方程、動(dòng)量守恒方程、能量守恒方程以及氣體狀態(tài)方程。

質(zhì)量守恒方程為

式中：ρ為密度；t為時(shí)間；u為速度。動(dòng)量守恒方程為

式中：p為微元體上的壓力；μ為動(dòng)力黏度；S為動(dòng)量守恒方程的廣義源項(xiàng)。能量守恒方程為

式中：cp為比熱容；T為溫度；k為流體的傳熱系數(shù)；ST為流體的內(nèi)熱源及由于黏性作用使流體機(jī)械能轉(zhuǎn)換為熱能的部分。

氣體狀態(tài)方程為

2.2.3 湍流模型

準(zhǔn)確地計(jì)算旋風(fēng)分離器內(nèi)部的氣相流場(chǎng)可以為模擬旋風(fēng)分離器出口氣體與后補(bǔ)燃風(fēng)的摻混提供貼切的來(lái)流速度場(chǎng)。旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)屬于三維強(qiáng)旋轉(zhuǎn)湍流，同時(shí)存在流體旋轉(zhuǎn)和流線(xiàn)彎曲，且有回流現(xiàn)象。為保證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，除了高質(zhì)量的網(wǎng)格，還需要選擇合適的湍流模型。普遍采用的湍流模型有標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型、RNG k-ε模型和Realizable k-ε模型。通過(guò)前期試算發(fā)現(xiàn)，對(duì)于本文中的研究對(duì)象，Realizable k-ε湍流模型的計(jì)算結(jié)果更合理。2個(gè)參數(shù)方程如下：

式中：Gκ為由于平均速度梯度引起的湍動(dòng)能；Gb為由于浮力產(chǎn)生的湍動(dòng)能；σk和σε分別為湍動(dòng)能和耗散率的湍流普朗特?cái)?shù)。

2.2.4 組分輸運(yùn)模型

選用30℃的空氣作為冷態(tài)試驗(yàn)中的流體介質(zhì)，其密度為1.165 kg/m3，運(yùn)動(dòng)黏度為1.6×10-5m2/s。由于流動(dòng)介質(zhì)包括一次風(fēng)和后補(bǔ)燃風(fēng)，因此需要使用組分輸運(yùn)模型以區(qū)分一次風(fēng)和后補(bǔ)燃風(fēng)，以便判斷旋風(fēng)分離器出口氣體和后補(bǔ)燃風(fēng)在試驗(yàn)段煙道內(nèi)的摻混情況。為敘述方便，將從旋風(fēng)分離器出口流出的氣體稱(chēng)為一次風(fēng)。

式中：Yi為第i組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Ji為組分i的質(zhì)量擴(kuò)散分?jǐn)?shù)；Si為廣義源項(xiàng)。

2.3 邊界條件及離散方法

計(jì)算域的入口包括一次風(fēng)和后補(bǔ)燃風(fēng)噴嘴入口，均采用速度入口邊界條件。選擇湍流強(qiáng)度和水力直徑2個(gè)參數(shù)來(lái)描述入口湍流，湍流強(qiáng)度計(jì)算公式[16]，

式中：I為湍流強(qiáng)度為用水力直徑為特征長(zhǎng)度計(jì)算得到的雷諾數(shù)。

試驗(yàn)段煙道出口邊界選用outflow邊界條件類(lèi)型，其余邊界均作為壁面來(lái)處理，采用無(wú)滑移邊界條件，選用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法確定壁面附近的流動(dòng)。模擬計(jì)算的工況與冷態(tài)試驗(yàn)一致，具體工況見(jiàn)表2。

表2 冷態(tài)模擬計(jì)算工況Tab.2 Cold state simulation calculation conditions

在表2中，后補(bǔ)燃風(fēng)比例（λ）定義為

式中：FPCA為后補(bǔ)燃風(fēng)風(fēng)量；FPA為一次風(fēng)風(fēng)量。各個(gè)工況簡(jiǎn)寫(xiě)成“噴嘴位置-后補(bǔ)燃風(fēng)比例-噴嘴名”的形式。

本文中采用壓力-速度耦合算法，梯度采用Least squares cells based，壓力采用PRESTO，動(dòng)量、湍動(dòng)能、耗散率以及組分等均采用二階迎風(fēng)差分格式。各個(gè)守恒方程收斂的判斷殘差均設(shè)為1×10-5。

3 計(jì)算結(jié)果

3.1 模擬計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

圖4為后補(bǔ)燃風(fēng)噴嘴布置在試驗(yàn)段煙道下方的under位置時(shí)，4%后補(bǔ)燃風(fēng)比例的試驗(yàn)值和模擬值對(duì)比。Z表示測(cè)點(diǎn)離試驗(yàn)段煙道底部的高度，橫軸（X/D）為測(cè)點(diǎn)在試驗(yàn)段煙道寬度方向的距離與旋風(fēng)分離器出口直徑之比，縱軸為試驗(yàn)段煙道中部橫截面上5個(gè)不同高度處的試驗(yàn)值和模擬值沿試驗(yàn)段煙道長(zhǎng)度方向的速度分布。從圖4可以看出，計(jì)算值和試驗(yàn)值趨勢(shì)相同，兩者相對(duì)誤差整體在1%～17%，吻合度較好。

圖4 工況under-4%-噴嘴 1，2，3，4下試驗(yàn)段煙道中部橫截面上速度試驗(yàn)值與模擬結(jié)果對(duì)比Fig.4 Test value vs.simulation results in middle plane of test flue with Case under-4%-inlet1，2，3 and 4

3.2 速度分布

圖5為無(wú)后補(bǔ)燃風(fēng)時(shí)旋風(fēng)分離器出口不同高度處橫截面氣體速度分布及其矢量圖。從圖中可見(jiàn)，旋風(fēng)分離器出口處氣流具有強(qiáng)烈的旋流特性，同時(shí)在出口初始段，旋流略有偏心，隨后旋流中心沿程逐漸與圓管幾何中心重合。

圖5 旋風(fēng)分離器出口速度分布與矢量圖Fig.5 Velocity distribution and vector map of cyclone outlet

一次風(fēng)在流過(guò)旋風(fēng)分離器出口之后進(jìn)入試驗(yàn)段煙道。圖6為試驗(yàn)段煙道內(nèi)縱向中心的垂直截面以及垂直橫截面上的速度分布，橫坐標(biāo)（Y/D）表示試驗(yàn)段煙道長(zhǎng)度方向距離與旋風(fēng)分離器出口直徑之比，縱坐標(biāo)（Z/D）表示沿試驗(yàn)段煙道高度方向距離與旋風(fēng)分離器出口直徑之比。從圖中可以看出，具有強(qiáng)旋流特性的一次風(fēng)在旋風(fēng)分離器出口管與與試驗(yàn)段煙道連接的過(guò)渡部分頂部形成一個(gè)回流區(qū)，完全進(jìn)入試驗(yàn)段煙道后一次風(fēng)沖到試驗(yàn)段煙道頂部，速度整體呈“上高下低”分布，并在下部形成較大的回流。

圖6 試驗(yàn)段煙道內(nèi)中心截面及橫截面速度分布Fig.6 Velocity distribution of center and cross planes of flue in test section

4 摻混影響因素分析

評(píng)價(jià)摻混效果的方法主要包括混合指數(shù)、混合時(shí)間、混合長(zhǎng)度以及組分濃度標(biāo)準(zhǔn)偏差等[6]。在循環(huán)流化床鍋爐上，為了使旋風(fēng)分離器后的煙氣中的一氧化碳和焦炭得到充分燃燒，需要使煙氣與后補(bǔ)燃風(fēng)充分地?fù)交?。在本試?yàn)臺(tái)上，試驗(yàn)段煙道內(nèi)一次風(fēng)流速高、停留時(shí)間短，因此需要一次風(fēng)分布與后補(bǔ)燃風(fēng)的分布盡量一致，即一次風(fēng)量多的地方后補(bǔ)燃風(fēng)的濃度高，一次風(fēng)量少的地方后補(bǔ)燃風(fēng)的濃度低。而一次風(fēng)量與一次風(fēng)速度成正比，因此本文采用斯皮爾曼等級(jí)相關(guān)系數(shù)[17]（Spearman rank order correlation）來(lái)計(jì)算一次風(fēng)速度和后補(bǔ)燃風(fēng)濃度之間的吻合度，以此來(lái)評(píng)判后補(bǔ)燃風(fēng)噴嘴設(shè)置的合理性和優(yōu)劣性。其定義為

式中：xi、yi分別為兩類(lèi)變量的樣本值；n為樣本數(shù)量。rs取值范圍為[-1，1]，當(dāng)rs＞0時(shí)，表示2個(gè)變量間具有正相關(guān)關(guān)系；當(dāng)rs＜0時(shí)，表示2個(gè)變量之間具有負(fù)相關(guān)關(guān)系。

當(dāng)正相關(guān)值越大時(shí)，表明一次風(fēng)與后補(bǔ)燃風(fēng)的混合越充分。由于后補(bǔ)燃風(fēng)在試驗(yàn)段煙道內(nèi)的分布與噴嘴布置高度、噴嘴數(shù)量以及后補(bǔ)燃風(fēng)比例相關(guān)，因此下面將對(duì)上述3項(xiàng)對(duì)摻混的影響進(jìn)行詳細(xì)分析。

4.1 噴嘴布置高度對(duì)摻混的影響

噴嘴布置高度對(duì)后補(bǔ)燃風(fēng)和一次風(fēng)的摻混效果有重要影響。本文中研究了5種不同高度的噴嘴布置方式。圖7為后補(bǔ)燃風(fēng)比例為4%、6%時(shí)，采用3個(gè)后補(bǔ)燃風(fēng)噴嘴（三噴嘴）和采用4個(gè)后補(bǔ)燃風(fēng)噴嘴（四噴嘴）在不同高度位置的摻混相關(guān)系數(shù)（即斯皮爾曼等級(jí)相關(guān)系數(shù)rs）分布。從圖中可以看出，當(dāng)噴嘴位于試驗(yàn)段煙道下方（under）時(shí)，摻混相關(guān)系數(shù)小于0，后補(bǔ)燃風(fēng)和一次風(fēng)的摻混效果很差；噴嘴布置在試驗(yàn)段煙道底部（bottom）時(shí)的摻混相關(guān)系數(shù)與布置在試驗(yàn)段煙道下方時(shí)具有相似的分布；當(dāng)噴嘴布置在試驗(yàn)段煙道的中上部（top）、中部（middle）和中下部（lower）時(shí)，沿著一次風(fēng)流動(dòng)方向，摻混相關(guān)系數(shù)逐漸增大，增加到一定值后，其值不再增大，摻混效果的提高不再明顯。噴嘴布置高度從試驗(yàn)段煙道中上部逐漸降低至中下部時(shí)，在試驗(yàn)段煙道長(zhǎng)度的前半部分（Y/D＜5），摻混相關(guān)系數(shù)逐漸增大，補(bǔ)燃風(fēng)與一次風(fēng)的摻混效果逐漸提高；在試驗(yàn)段煙道長(zhǎng)度的后半部分（Y/D＞5），3種高度布置的噴嘴摻混效果整體較好。

圖7 不同噴嘴高度位置的摻混相關(guān)系數(shù)分布Fig.7 Mixing correlation coefficient distribution in different nozzle height positions

圖8為三噴嘴、無(wú)后補(bǔ)燃風(fēng)時(shí)，Y/D=5處的試驗(yàn)段煙道橫截面速度與4%后補(bǔ)燃風(fēng)比例時(shí)，5種不同噴嘴布置高度處對(duì)應(yīng)橫截面的后補(bǔ)燃組分分布圖。從圖中可以看出，當(dāng)采用under、bottom 2種噴嘴高度時(shí)，后補(bǔ)燃風(fēng)組分分?jǐn)?shù)在垂直橫截面上分布為“下高上低”，與無(wú)后補(bǔ)燃風(fēng)時(shí)的速度分布相反，后補(bǔ)燃風(fēng)摻混相關(guān)系數(shù)為負(fù)；當(dāng)采用其余3種噴嘴高度時(shí)，后補(bǔ)燃風(fēng)組分分布與速度分布相似，后補(bǔ)燃風(fēng)摻混相關(guān)系數(shù)為正，表明一次風(fēng)與后補(bǔ)燃風(fēng)能夠充分摻混。

4.2 噴嘴數(shù)量對(duì)摻混的影響

在保證后補(bǔ)燃風(fēng)比例、噴嘴高度以及噴嘴管徑相同的條件下，只改變噴嘴的數(shù)量會(huì)改變后補(bǔ)燃風(fēng)的動(dòng)量。本文中分別研究了采用三噴嘴和四噴嘴在不同高度位置上后補(bǔ)燃風(fēng)和一次風(fēng)的摻混情況。在后補(bǔ)燃風(fēng)比例相同的條件下，三噴嘴時(shí)補(bǔ)燃風(fēng)與一次風(fēng)的入口動(dòng)量比和四噴嘴的入口動(dòng)量比為1.3，射流面積比值為0.75。同等條件下，不同噴嘴位置的后補(bǔ)燃風(fēng)射流湍流結(jié)構(gòu)如圖9所示。

沿著試驗(yàn)段煙道高度方向一次風(fēng)旋流強(qiáng)度逐漸降低，后補(bǔ)燃風(fēng)射流的彎曲程度逐漸減小，單股射流的橫截面逐漸變大，可以形成良好的主體擴(kuò)散，有利于后補(bǔ)燃風(fēng)和一次風(fēng)的摻混。

圖10為6%補(bǔ)燃風(fēng)比例時(shí)不同噴口數(shù)量的摻混相關(guān)系數(shù)分布圖。

圖8 Y/D=5處試驗(yàn)段煙道橫截面的速度與4%后補(bǔ)燃風(fēng)比例時(shí)不同噴嘴高度的后補(bǔ)燃風(fēng)組分分布Fig.8 Velocity and post-combustion air distribution in different nozzle positions with 4%post-combustion air at Y/D=5 plane

圖9 6%補(bǔ)燃風(fēng)比例時(shí)不同噴口數(shù)量的后補(bǔ)燃風(fēng)噴嘴處的湍流結(jié)構(gòu)Fig.9 Turbulent structures at post-combustion air nozzle for3，4 nozzles with 6%post-combustion air

圖10 6%補(bǔ)燃風(fēng)比例時(shí)不同噴口數(shù)量的摻混相關(guān)系數(shù)分布Fig.10 Mixing correlation coefficient distribution of different nozzle number with 6%post-combustion air

對(duì)比同等條件下的三噴嘴和四噴嘴的后補(bǔ)燃風(fēng)射流可以看出，在試驗(yàn)段煙道底部及中下部，一次風(fēng)旋流強(qiáng)度較大，三噴嘴的高動(dòng)量比增加了穿入一次風(fēng)主體的深度，有助于摻混，從圖10中同樣可以看出，三噴嘴的摻混效果好于四噴嘴。

當(dāng)噴嘴布置在試驗(yàn)段煙道中部和上部時(shí)，一次風(fēng)主體旋流沿試驗(yàn)段煙道方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)且強(qiáng)度較小，在試驗(yàn)段煙道上部形成了一個(gè)回流區(qū)，噴嘴附近一次風(fēng)速度相對(duì)較低，2種噴嘴方式的局部動(dòng)量比都得到很大提高，此時(shí)動(dòng)量比對(duì)提高摻混效果的能力相對(duì)減弱，射流面積成為影響摻混效果的主要因素。從圖10中也可以看出，此時(shí)的四噴嘴摻混效果已經(jīng)達(dá)到甚至超過(guò)三噴嘴的摻混效果。在試驗(yàn)段煙道下部布置噴嘴時(shí)，需要適當(dāng)減少?lài)娮鞌?shù)量增加動(dòng)量比；在試驗(yàn)段煙道上部布置噴嘴時(shí)，需要適當(dāng)增加噴嘴數(shù)量來(lái)增強(qiáng)后補(bǔ)燃風(fēng)與一次風(fēng)的摻混效果。

4.3 后補(bǔ)燃風(fēng)比例對(duì)摻混的影響

在噴嘴數(shù)量和高度相同的條件下，增加后補(bǔ)燃風(fēng)比例就等同于增加后補(bǔ)燃風(fēng)與一次風(fēng)的動(dòng)量比。在橫向無(wú)旋來(lái)流的情況下，動(dòng)量比越大，噴嘴射流的卷吸能力越強(qiáng)，穿透主流的深度越大，可以形成很好的主體擴(kuò)散和湍流擴(kuò)散[7，9]。然而李明磊[18]在研究SNCR脫硝時(shí)發(fā)現(xiàn)，提高還原劑動(dòng)量對(duì)還原劑與一次風(fēng)在旋風(fēng)分離器內(nèi)混合效果影響并不明顯。

圖11為采用四噴嘴，改變后補(bǔ)燃風(fēng)比例時(shí)，4種不同高度位置的摻混相關(guān)系數(shù)分布。當(dāng)噴嘴布置在試驗(yàn)段煙道底部時(shí)，后補(bǔ)燃風(fēng)與一次風(fēng)的摻混相關(guān)系數(shù)隨著后補(bǔ)燃風(fēng)比例的增加而增加。當(dāng)噴嘴布置在試驗(yàn)段煙道的中部以及中下部時(shí)，增加后補(bǔ)燃風(fēng)比例，摻混相關(guān)系數(shù)沒(méi)有明顯地變化。當(dāng)噴嘴布置在試驗(yàn)段煙道上部時(shí)，隨著后補(bǔ)燃風(fēng)比例的增加，摻混相關(guān)系數(shù)逐漸增大，當(dāng)增加至10%時(shí)，提高后補(bǔ)燃風(fēng)比例對(duì)增強(qiáng)摻混的效果不再明顯。

圖11 四噴嘴時(shí)不同后補(bǔ)燃風(fēng)比例的摻混相關(guān)系數(shù)分布Fig.11 Mixing correlation coefficient distribution of post-combustion air in different proportion with four nozzles

5 結(jié)論

1）在旋風(fēng)分離器出口段，具有強(qiáng)旋流特性的一次風(fēng)在試驗(yàn)段煙道頂部形成一個(gè)回流區(qū)，完全進(jìn)入試驗(yàn)段煙道后，一次風(fēng)速度整體呈“上高下低”分布，并在下部形成較大的回流。

2）噴嘴布置高度對(duì)摻混效果具有重要影響。后補(bǔ)燃風(fēng)在試驗(yàn)段煙道下方以及底部與一次風(fēng)進(jìn)行摻混時(shí)，摻混效果不理想；在試驗(yàn)段煙道的中上部、中部和中下部加入后補(bǔ)燃風(fēng)時(shí)，摻混效果良好，摻混相關(guān)系數(shù)沿試驗(yàn)段煙道方向逐漸增大，并最終穩(wěn)定在0.6左右。

3）噴嘴數(shù)量對(duì)摻混效果的影響也隨噴嘴位置的不同而變化。在試驗(yàn)段煙道下部位置布置噴嘴時(shí)，需要適當(dāng)減少?lài)娮鞌?shù)量增加動(dòng)量比；在試驗(yàn)段煙道上部位置布置噴嘴時(shí)，需要適當(dāng)增加噴嘴數(shù)量增加射流面積，增強(qiáng)補(bǔ)燃風(fēng)與一次風(fēng)的摻混效果。

4）后補(bǔ)燃風(fēng)比例的增加使得補(bǔ)燃風(fēng)的入口動(dòng)量比增大；在試驗(yàn)段煙道底部和上部增加后補(bǔ)燃風(fēng)比例會(huì)顯著地提高摻混效果；在試驗(yàn)段煙道中部以及中下部，增加后補(bǔ)燃風(fēng)比例對(duì)摻混效果的影響不明顯。

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