安恩科 魏玉劍 張 瑞 韓益帆 劉 棟

1.同濟(jì)大學(xué)熱能與環(huán)境研究所2.上海市能效中心

概述

燃油配風(fēng)器有直流和旋流兩種形式。直流配風(fēng)射流的速度衰減慢，射程長(zhǎng)，后期混合較好；旋流配風(fēng)時(shí)，射流面為擴(kuò)張錐形，射流面外存在外回流區(qū)，射流面內(nèi)存在中心回流區(qū)，前期混合強(qiáng)烈。旋流配風(fēng)器的旋流強(qiáng)度較小時(shí)，氣流中心不出現(xiàn)回流區(qū)，而只是速度較低，速度場(chǎng)呈馬鞍型分布的射流稱為弱旋射流。當(dāng)旋流強(qiáng)度大于0.6，射流存在中心回流區(qū)，這時(shí)的射流稱為強(qiáng)旋射流[1]。強(qiáng)旋射流又可以分為開放氣流和全擴(kuò)散氣流[2]。開放氣流是指隨著旋流強(qiáng)度增大，射流的內(nèi)外壓力接近，沿著主氣流的方向，中心回流區(qū)在較遠(yuǎn)處封閉。隨著旋流強(qiáng)度的繼續(xù)增大，射流外回流區(qū)由于補(bǔ)氣不足，其壓力小于中心回流區(qū)的壓力時(shí)，氣流在內(nèi)壓力作用下充分?jǐn)U展形成全擴(kuò)散射流，這時(shí)外回流區(qū)全部消失。本文采用外旋為開放射流和內(nèi)旋為全擴(kuò)散射流的雙旋流組合結(jié)構(gòu)配風(fēng)，開放射流由于中心回流區(qū)封閉主要實(shí)現(xiàn)爐膛煙氣的徑向混合，全擴(kuò)散射流由于中心回流區(qū)不封閉主要實(shí)現(xiàn)煙氣的軸向混合，開放射流與全擴(kuò)散射流組合從而實(shí)現(xiàn)燃燒器配風(fēng)與煙氣在爐內(nèi)的均勻混合。

1 全煙氣再循環(huán)燃油雙旋流燃燒器的數(shù)值模擬方法

本文以4t/h燃油鍋爐為對(duì)象，實(shí)驗(yàn)爐膛尺寸為D800mm×2937mm，鍋爐額定熱負(fù)荷為2.8MW。燃油采用回油式壓力霧化噴嘴，在燃油噴嘴工作時(shí)，進(jìn)入噴嘴的燃油總流量被分成噴油和回油兩部分，當(dāng)進(jìn)油壓力為恒定值時(shí)，燃油總量基本不變，燃油在旋流室中的旋流強(qiáng)度也相對(duì)穩(wěn)定，因此燃油的霧化質(zhì)量能保持相對(duì)穩(wěn)定。增大回油量，噴油量將減小，噴油的軸向速度隨之減小，而切向速度保持穩(wěn)定，旋流數(shù)增加，噴油的霧化角會(huì)增大，油噴嘴在額定負(fù)荷工作時(shí)平均粒徑SMD為110mm，霧化角為30°。直流配風(fēng)器對(duì)燃油的著火穩(wěn)定性不利，實(shí)驗(yàn)選擇旋流配風(fēng)器，旋流強(qiáng)度大，回流區(qū)大且近，氣流速度衰減快，氣流的擴(kuò)散角大，氣流的阻力也相對(duì)大。為了增大燃燒器的調(diào)節(jié)特性，利用空氣徑向分級(jí)把旋流風(fēng)分為內(nèi)旋流和外旋流的兩股同軸環(huán)狀氣流，即雙旋流配風(fēng)器，內(nèi)旋流圓環(huán)面的內(nèi)外直徑分別為D132mm和D200mm，外旋流圓環(huán)面的內(nèi)外直徑分別為D210mm和D328mm，內(nèi)外旋流采用不同的軸向拋物線葉片，因內(nèi)旋流比外旋流更有效，內(nèi)旋流數(shù)取1～1.5，外旋流數(shù)取0.6～1，內(nèi)外旋流的體積流率比為30∶70，內(nèi)旋射流和外旋射流的軸向分速度分別為33 m/s和27m/s，內(nèi)外射流的速度比在0.5～1.75之間，內(nèi)外旋流射流之間的湍流混合作用較弱，內(nèi)外旋流射流與煙氣的湍流混合作用增強(qiáng)[3]。燃油噴嘴布置在爐膛前墻進(jìn)口截面配風(fēng)器的中心，噴嘴周圍配置少量的根部風(fēng)用以減小燃油在霧化錐根部的高溫?zé)岱纸?，促使霧化油滴快速氣化。

1.1 物理模型與網(wǎng)格劃分

本實(shí)驗(yàn)采用的爐膛為臥式圓柱形，忽略重力，根據(jù)爐膛的對(duì)稱性取1/4為其物理模型，采用結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格，燃燒器進(jìn)口截面和對(duì)稱截面的網(wǎng)格劃分如圖1所示，

圖1 網(wǎng)格劃分

1.2 計(jì)算模型

計(jì)算模型的選擇如表1所示。紊流采用k-e雙方程模型，燃油為0#柴油，其模型分子式為C10H22，柴油首先氣化，葵烷氣的燃燒采用一步統(tǒng)觀反應(yīng)模型，燃燒與紊流耦合采用Finite-rate/Eddy-dissipation模型，組分采用輸運(yùn)方程模型，輻射采用P1模型。

表1 計(jì)算模型

1.3 計(jì)算工況與邊界條件設(shè)定

為了降低熱力NOx，需降低爐膛的最高燃燒溫度。采取的主要措施：一是采用較大的過量空氣系數(shù)，二是采用煙氣再循環(huán)。其中，采用較大的過量空氣系數(shù)時(shí)，雖然最高燃燒溫度降低了，但燃燒區(qū)域的氧氣濃度增大了，對(duì)于以燃油為主要燃料的燃燒而言，對(duì)NOx的降低作用并不明顯。采用煙氣再循環(huán)，既能降低爐膛的最高燃燒溫度，同時(shí)能降低燃燒區(qū)域的氧氣濃度，可有效控制燃油燃燒時(shí)所生成的NOx。

煙氣再循環(huán)率K定義為：

圖2為鍋爐燃燒系統(tǒng)示意圖?？梢钥闯觯瑥腻仩t出口抽取煙氣再循環(huán)，在鍋爐出口的下游和再循環(huán)管道分別裝設(shè)煙氣電動(dòng)調(diào)節(jié)閥，用于控制再循環(huán)煙氣與排放煙氣的比例。再循環(huán)煙道上布置煙氣再循環(huán)風(fēng)機(jī)，用于克服煙氣再循環(huán)管道的阻力，再循環(huán)煙氣通入鼓風(fēng)機(jī)入口管中心，鼓風(fēng)機(jī)入口空氣與再循環(huán)煙氣混合后進(jìn)入鼓風(fēng)機(jī)加壓，同時(shí)進(jìn)一步均勻混合成煙氣與空氣的混合物，該混合氣體通過雙旋流配風(fēng)器為燃油燃燒提供氧氣。

圖2 鍋爐燃燒系統(tǒng)示意圖

爐膛熱負(fù)荷和煙氣再循環(huán)率如表2所示。爐膛熱負(fù)荷分別取3.11、2.18、1.56MW，煙氣再循環(huán)率取100%。

表2 計(jì)算工況

爐膛的進(jìn)口取質(zhì)量流量進(jìn)口，出口取壓力出口，固體壁面采用標(biāo)準(zhǔn)的壁面函數(shù)處理。

1.4 計(jì)算收斂性判據(jù)

收斂的依據(jù)是連續(xù)性方程和動(dòng)量方程最大殘差取10-5，能量方程和顆粒相的最大殘差取10-3，或爐內(nèi)最高溫度、最高速度和爐膛出口平均氧氣濃度隨100步迭代次數(shù)的相對(duì)變化小于10-3。

2 燃燒特性的計(jì)算結(jié)果與分析

圖3為爐膛x-y截面的溫度等值線分布。由圖3可見，爐膛熱負(fù)荷為3.11MW、2.18MW和1.56MW工況時(shí)對(duì)應(yīng)的爐膛最高溫度分別為1 494K、1 461K和1 441K。當(dāng)煙氣再循環(huán)率為100%時(shí)，燃油在煙氣空氣混合物中燃燒的絕熱溫度為1 301K，導(dǎo)致爐膛的最高溫度小于1 500K。隨著爐膛熱負(fù)荷的降低，爐膛內(nèi)大于1 400K的高溫區(qū)域不斷減小，高溫區(qū)域開始向后移動(dòng)、之后有向爐前移動(dòng)的趨勢(shì)。其原因是隨著熱負(fù)荷的降低，射流的軸向和切向速度都逐漸減小，由此形成中心回流區(qū)變化的緣故。

圖4是爐膛x-y截面的氧氣摩爾分?jǐn)?shù)等值線分布?？梢钥闯?，隨著爐膛熱負(fù)荷的降低，爐膛內(nèi)氧氣摩爾分?jǐn)?shù)小于1%的區(qū)域起初增大，之后減小，氧氣摩爾分?jǐn)?shù)介于1%～2%的區(qū)域起初減小，之后又增大，在爐膛軸向0.3m～2.7m的爐壁附近氧氣摩爾分?jǐn)?shù)的梯度較大,氧氣摩爾分?jǐn)?shù)大于2%的區(qū)域，先變薄，后變短，這是因?yàn)殡S著負(fù)荷的降低，總的氧氣量減小的緣故。

圖4 爐膛x-y截面的氧氣摩爾分?jǐn)?shù)等值線分布

圖5是爐膛x-y截面的葵烷摩爾分?jǐn)?shù)等值線分布?？梢钥闯?，爐膛熱負(fù)荷為3.11MW的葵烷摩爾分?jǐn)?shù)大于0.01主要分布在y=0.08+0.75x、壁面以及x=0.7圍成的區(qū)域之中，隨著爐膛熱負(fù)荷的減小，摩爾分?jǐn)?shù)為0.1的x方向等值線，從0.7增大到0.85，然后減小到0.25，摩爾分?jǐn)?shù)大于0.02的區(qū)域不斷減小，這是因?yàn)殡S著熱負(fù)荷的降低，燃油量不斷減小的緣故。

圖5 爐膛x-y截面的葵烷（柴油）摩爾分?jǐn)?shù)等值線分布

圖6是爐膛x-y截面的反應(yīng)速率等值線分布?？梢钥闯觯瘜W(xué)反應(yīng)速率大于0.002kmol/(m3.s)的區(qū)域與氧氣的摩爾分?jǐn)?shù)大于0.02的區(qū)域部分重疊。距離壁面越近，氧氣的摩爾分?jǐn)?shù)越大，而化學(xué)反應(yīng)速率的最大值和梯度最大值離開壁面的最短距離大約80mm，這是因?yàn)榫嚯x壁面越近，溫度越小，化學(xué)反應(yīng)速率隨溫度減小而減小?；瘜W(xué)反應(yīng)速率大于0.002kmol/(m3.s)的區(qū)域在x方向的延伸長(zhǎng)度，隨著熱負(fù)荷的減小，從x=2.9米減小到2.8米，之后到2.5米，這是因?yàn)樨?fù)荷減小，燃油量減小的緣故。

圖6 爐膛x-y截面的反應(yīng)速率等值線分布

圖7是爐膛x-y截面的速度等值線分布?？梢钥闯觯捎谏淞餍D(zhuǎn)擴(kuò)張，在爐前射流中心形成一錐形的低速區(qū)，對(duì)應(yīng)熱負(fù)荷3.11MW、2.18MW、1.56MW的速度分別小于10m/s、8m/s、6m/s；在爐膛中心從x=1～1.5米至爐膛出口存在一回轉(zhuǎn)體型的低速區(qū)，對(duì)應(yīng)熱負(fù)荷的速度分別小于10m/s、8m/s、6m/s；從射流與壁面的碰撞點(diǎn)開始，存在沿x方向向爐膛出口不斷擴(kuò)張全覆蓋爐膛長(zhǎng)度的高速區(qū)，對(duì)應(yīng)熱負(fù)荷分別為速度大于15m/s、10m/s、8m/s；以及在爐膛中心存在的中速區(qū)，對(duì)應(yīng)熱負(fù)荷的速度區(qū) 間 分 別 為 10m/s＜u＜15m/s、8m/s＜u＜10m/s、6m/s＜u＜8m/s；另外對(duì)應(yīng)熱負(fù)荷3.11MW存在速度大于15m/s一個(gè)小區(qū)域，對(duì)應(yīng)熱負(fù)荷1.56MW存在速度大于8m/s的一個(gè)小區(qū)域。隨著負(fù)荷的減小，高速區(qū)的速度不斷減小。這是雙旋射流相互作用的緣故。

圖7 爐膛x-y截面的速度等值線分布

圖8是爐膛x-y截面的x方向分速度等值線分布?？梢钥闯觯捎谛D(zhuǎn)射流在爐膛中心區(qū)存在大面積的回流區(qū)，回流區(qū)x方向最大值隨熱負(fù)荷減小，從x=1.9米減小到1.85米，之后又減小到1.45米，回流區(qū)中的正流區(qū)與油霧化射流的外邊界有關(guān)。前墻與爐壁的夾角處也存在回流區(qū)，射流外回流區(qū)存在，說明外旋轉(zhuǎn)射流為開放射流。后墻中心區(qū)域存在滯止區(qū)，滯止區(qū)的面積隨熱負(fù)荷減小有減小的趨勢(shì)。

圖8 爐膛x-y截面的x方向分速度等值線分布

3 全煙氣再循環(huán)燃油雙旋流燃燒器的低NOx反應(yīng)機(jī)理

燃油NOx主要是熱力NOx和燃料NOx。熱力NOx的閾值溫度為1300℃［4］。燃油（柴油）中氮的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.5%～1%，以氮原子的狀態(tài)與各種碳?xì)浠衔锝Y(jié)合成氮的環(huán)狀或鏈狀，屬于胺族（N-H和N-C鏈）或氰化物族（C=N鏈）等。燃料燃燒時(shí)，燃料中的N首先分解成氰化氫（HCN）、氨（NH3）和CN等中間產(chǎn)物。HCN和NH3的主要氧化反應(yīng)途徑如下：

燃料NOx的中間組分（HCN和NH3）在氧化性氣氛中生成NOx、在還原性氣氛中與NO反應(yīng)生成N2。

NO與氨類的主要還原反應(yīng)有：

NO與烴根的主要反應(yīng)有：

NHi進(jìn)一步把NO還原成N2。

全煙氣再循環(huán)燃油燃燒器工作時(shí)，燃燒氣氛中同時(shí)存在氨類（NHi、N）、烴根（CHi）、H2等，它們通過還原反應(yīng)和燃料再燃使NO轉(zhuǎn)變成N2。同時(shí)，燃燒氣氛中H2O和CO2的體積分?jǐn)?shù)較大，在三分子反應(yīng)中，H2O和CO2的三體效率比N2要大［5］，從而促進(jìn)NOx的還原反應(yīng)。

綜上所述，全煙氣再循環(huán)燃油雙旋流燃燒反應(yīng)的爐膛最高溫度小于1300℃，有效抑制了熱力NOx的生成。全煙氣再循環(huán)時(shí)，燃料中的N通過低氧條件下（近還原性氣氛）的還原反應(yīng)和燃料再燃使燃油燃燒的燃料NOx得到有效控制。

4 結(jié)論

（1）全煙氣再循環(huán)時(shí)，燃油鍋爐的爐膛最高溫度小于1 500K；

（2）全煙氣再循環(huán)雙旋流燃燒器運(yùn)行時(shí)，隨著燃油鍋爐負(fù)荷的變化，爐膛的最高溫度保持不變，只是最高溫度的區(qū)域隨負(fù)荷減小而減小；