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(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(jī)組，其普遍采用分級(jí)送風(fēng)來實(shí)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(duì)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(jī)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(shí)際運(yùn)行中發(fā)生過較嚴(yán)重的燃燒器噴口燒毀事故，給電廠帶來了嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失，也給今后同類型旋流燃燒鍋爐的安全、穩(wěn)定運(yùn)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(shí)驗(yàn)臺(tái)或采取現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量的方式往往受多個(gè)工況的模擬成本及測(cè)點(diǎn)所引入誤差的影響，其周期較長(zhǎng)且成本較高。目前，計(jì)算機(jī)處理器技術(shù)的快速提升及商用計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)軟件的快速發(fā)展，使采用CFD技術(shù)對(duì)旋流燃燒器及采用旋流燃燒器的大型鍋爐機(jī)組進(jìn)行數(shù)值模擬成為了較為主流的趨勢(shì)，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(dòng)力場(chǎng)、溫度場(chǎng)等關(guān)鍵數(shù)據(jù)[13]，并且具有較高的準(zhǔn)確性，可以快速且高效地指導(dǎo)和解決燃煤電廠的工程實(shí)際問題。

眾多學(xué)者對(duì)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(gè)旋流器結(jié)構(gòu)優(yōu)化進(jìn)行數(shù)值模擬研究，通過在一次風(fēng)管加裝煤粉濃縮器和出口處安裝擴(kuò)錐來有效緩解出口擴(kuò)錐處的溫度，避免燃燒器噴口燒損脫落。李德波等[1]針對(duì)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(duì)其結(jié)構(gòu)、材料及運(yùn)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(duì)某650 MW超臨界旋流對(duì)沖鍋爐進(jìn)行貼壁風(fēng)噴口研究。呂洪坤等[16]對(duì)HT-NR3型旋流燃燒器內(nèi)部阻力特性進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)在確定不變的工程實(shí)際風(fēng)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(duì)OPCC型旋流燃燒器開展研究，通過控制變量法詳細(xì)分析風(fēng)速對(duì)燃燒特性的影響。李兵臣等[19]針對(duì)內(nèi)、外二次風(fēng)可調(diào)的旋流燃燒器進(jìn)行數(shù)值模擬研究，通過研究?jī)?nèi)、外二次風(fēng)的旋流強(qiáng)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(duì)采用DBC-OPCC型旋流燃燒器的超臨界前后墻對(duì)沖鍋爐進(jìn)行整爐膛熱態(tài)數(shù)值模擬，分析變?nèi)急M風(fēng)風(fēng)量改造技術(shù)的有效性。劉銘媛等[21]對(duì)某660 MW超臨界旋流前后墻對(duì)沖鍋爐爐底漏風(fēng)與NOx的排放關(guān)系進(jìn)行研究。胡耀輝等[22]對(duì)采用DRB-4Z型旋流燃燒器的某1 000 MW超超臨界機(jī)組進(jìn)行數(shù)值模擬，探究旋流燃燒器回流區(qū)范圍、強(qiáng)度與各種風(fēng)風(fēng)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(jìn)入爐膛，氣流在燃燒區(qū)內(nèi)的冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)特性很大程度上影響著煤粉的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)，較差的動(dòng)力場(chǎng)特性制約著煤粉的良好穩(wěn)定燃燒。目前國內(nèi)對(duì)低NOx旋流燃燒器的數(shù)值模擬研究中，關(guān)于冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)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(duì)某電廠OPCC型旋流燃燒器進(jìn)行建模，采用數(shù)值模擬軟件Fluent對(duì)單個(gè)旋流燃燒器的冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)開展研究，分析多個(gè)影響因素作用下的冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)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(jí)送風(fēng)燃燒方式實(shí)現(xiàn)低NOx燃燒，將空氣分為4個(gè)部分：中心風(fēng)、一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)(三次風(fēng))。內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)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(fēng)風(fēng)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(fēng)葉片固定不可調(diào)節(jié)，外二次風(fēng)量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)

1.2 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性檢驗(yàn)

采用Gambit軟件對(duì)OPCC型旋流燃燒器進(jìn)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(duì)模型進(jìn)行局部簡(jiǎn)化，主要考慮風(fēng)道、葉片及擴(kuò)口對(duì)冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)的影響，保留中心風(fēng)、一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)風(fēng)道及擴(kuò)口，并建立矩形燃燒室與旋流燃燒器出口相連，采用interface面實(shí)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(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖3所示。旋流燃燒器區(qū)域風(fēng)道采用“銅錢法”進(jìn)行高質(zhì)量六面體網(wǎng)格劃分，外二次風(fēng)殼采用四面體網(wǎng)格劃分，燃燒室采用cooper方法進(jìn)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(huì)影響數(shù)值模擬計(jì)算精度和數(shù)值模擬計(jì)算時(shí)間成本，因此需要對(duì)所建立模型進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)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(shí)間成本。基于Intel(R) Xeon(R) Gold 5218CPU 32核64線程服務(wù)器對(duì)該模型開展網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)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(yàn)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(shí)。進(jìn)一步增加網(wǎng)格數(shù)量并不會(huì)對(duì)爐膛內(nèi)燃燒區(qū)出口速度產(chǎn)生影響，為節(jié)約時(shí)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(yàn)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(shí)會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的旋流，在燃燒區(qū)入口處混合會(huì)有較大的湍流擾動(dòng)，因此在Fluent計(jì)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(xué)描述如式(1)所示。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(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(yùn)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(yùn)系數(shù)；Sξ為源項(xiàng)，包括生成項(xiàng)和耗散項(xiàng)2個(gè)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。

為充分研究OPCC型旋流燃燒器的各種風(fēng)風(fēng)速與冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)之間的關(guān)系，通過與OPCC型旋流燃燒器出廠設(shè)定的標(biāo)準(zhǔn)工況(工況0)對(duì)比，采用控制變量法對(duì)變中心風(fēng)速、變一次風(fēng)速、變內(nèi)二次風(fēng)速及變外二次風(fēng)速下的冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)開展研究，充分探究不同風(fēng)的風(fēng)速對(duì)冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)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(chǎng)特性

對(duì)示例工況(工況0)下的冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)進(jìn)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(dòng)力場(chǎng)速度

OPCC型旋流燃燒器的中心風(fēng)、一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)及外二次風(fēng)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(fēng)在一次風(fēng)邊界處卷吸所形成2個(gè)對(duì)稱的徑向回流區(qū)和如圖4中B所示的由內(nèi)、外二次風(fēng)裹挾一次風(fēng)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(fù)向速度開始計(jì)算，到爐膛內(nèi)燃燒區(qū)中心軸線處負(fù)向速度消失為止。在煤粉燃燒時(shí)，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?zé)煔獠⒓訌?qiáng)風(fēng)粉的氣流湍動(dòng)度實(shí)現(xiàn)煤粉的快速、充分燃燒。因此，動(dòng)力場(chǎng)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(dòng)力場(chǎng)的影響因素，以指導(dǎo)旋流燃燒器在工程實(shí)際中的應(yīng)用。

2.2 中心風(fēng)風(fēng)速對(duì)動(dòng)力場(chǎng)的影響

通過工況1、2研究中心風(fēng)風(fēng)速對(duì)冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)的影響，數(shù)值模擬結(jié)果如圖5所示。當(dāng)中心風(fēng)風(fēng)速較低(1 m/s)時(shí)，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(fēng)剛性較差，無法抵抗回流的高溫?zé)煔?，在熱態(tài)運(yùn)行時(shí)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(yùn)行。當(dāng)中心風(fēng)風(fēng)速適中(5 m/s)時(shí)，回流區(qū)在距噴口0.3 m處開始，內(nèi)、外二次風(fēng)裹挾一次風(fēng)形成如示例工況中3個(gè)良好的回流區(qū)，從而組成中心大回流區(qū)。當(dāng)中心風(fēng)速過大(10 m/s)時(shí)，中心風(fēng)剛性較強(qiáng)，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(dǎo)致回流區(qū)整體后移且內(nèi)部流場(chǎng)較紊亂。

圖5 不同中心風(fēng)風(fēng)速下燃燒器出口速度

中心風(fēng)風(fēng)速與冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)之間的關(guān)系如圖6所示。當(dāng)一次風(fēng)風(fēng)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(fēng)風(fēng)速過小易導(dǎo)致燃燒器燒毀，過大易造成回流區(qū)過遠(yuǎn)且流場(chǎng)紊亂。因此，在工程實(shí)際中中心風(fēng)速取5 m/s為宜。

圖6 變中心風(fēng)風(fēng)速下冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)特性

2.3 一次風(fēng)風(fēng)速對(duì)動(dòng)力場(chǎng)的影響

對(duì)工況3、4進(jìn)行數(shù)值模擬，探究一次風(fēng)風(fēng)速對(duì)動(dòng)力場(chǎng)的影響情況，數(shù)值模擬結(jié)果如圖7所示。當(dāng)一次風(fēng)風(fēng)速采用較低的15.4 m/s時(shí)，一次風(fēng)剛性較弱，直流一次風(fēng)氣流經(jīng)一次風(fēng)噴口噴出后很快被旋流內(nèi)二次風(fēng)卷吸，較高的內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)壓快速裹挾風(fēng)速較低的一次風(fēng)在距離噴口不遠(yuǎn)處形成高速回流區(qū)，因此大回流區(qū)的軸向長(zhǎng)度在3組對(duì)比工況中最小，僅有2.54 m。當(dāng)一次風(fēng)風(fēng)速采用較高的29.4m/s時(shí)，一次風(fēng)剛性較強(qiáng)，其受內(nèi)、外二次風(fēng)壓的影響較小，內(nèi)、外二次風(fēng)在距離噴口較遠(yuǎn)處才能壓迫一次風(fēng)形成回流區(qū)，因此上下對(duì)稱的徑向回流區(qū)由于一次風(fēng)剛性較強(qiáng)而較小，因此該工況下大回流區(qū)寬度僅有1.3 m。當(dāng)一次風(fēng)風(fēng)速采用適中的22.4 m/s時(shí)，上下2個(gè)對(duì)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(zhǎng)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(fēng)風(fēng)速下的冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)特性如圖8所示。由圖8可知，一次風(fēng)風(fēng)速應(yīng)采用22.4 m/s。

圖8 變一次風(fēng)風(fēng)速下冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)特性

2.4 內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速對(duì)動(dòng)力場(chǎng)的影響

基于工況5、6分析內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速與動(dòng)力場(chǎng)之間的關(guān)系，數(shù)值模擬情況如圖9所示。當(dāng)內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速采用小于一次風(fēng)風(fēng)速的20.2 m/s時(shí)，相對(duì)于該工況下36.4 m/s的外二次風(fēng)風(fēng)速，內(nèi)二次風(fēng)剛性很弱，一次風(fēng)和外二次風(fēng)剛性相對(duì)很強(qiáng)，因此內(nèi)二次風(fēng)在整個(gè)冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)中的影響力很弱，從噴口射出后受一次風(fēng)的推擠作用較強(qiáng)，加之內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)壓驟降，內(nèi)、外二次風(fēng)發(fā)生飛邊現(xiàn)象，速度高達(dá)23 m/s的氣流直接沖刷水冷壁兩側(cè)，在工程實(shí)際中含有煤粉的氣流以該速度沖刷水冷壁會(huì)造成水冷壁沾污結(jié)渣，且此時(shí)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(duì)鍋爐機(jī)組的安全穩(wěn)定運(yùn)行造成惡劣影響。

圖9 不同內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速下燃燒器出口速度

工程實(shí)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(shí)際中該種配風(fēng)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(fēng)風(fēng)速40.2 m/s和35.2 m/s的工況可知，內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速大于外二次風(fēng)風(fēng)速時(shí)，內(nèi)二次風(fēng)對(duì)外二次風(fēng)的卷吸能力增強(qiáng)，影響了外二次風(fēng)的擴(kuò)展，從而使內(nèi)、外二次風(fēng)只能裹挾較少量的一次風(fēng)，造成大回流區(qū)軸向長(zhǎng)度和徑向?qū)挾染黠@減小。

圖10 工程實(shí)際中的火焰飛邊現(xiàn)象

內(nèi)二次風(fēng)與冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)之間的關(guān)系如圖11所示。內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速采用介于一次風(fēng)風(fēng)速和外二次風(fēng)風(fēng)速之間的35.2 m/s時(shí)，其軸向長(zhǎng)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(shí)際中內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速可選擇介于一次風(fēng)風(fēng)速和外二次風(fēng)風(fēng)速之間的值，應(yīng)盡量避免內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速小于一次風(fēng)風(fēng)速的配風(fēng)方式。

圖11 變內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速下冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)特性

2.5 外二次風(fēng)風(fēng)速對(duì)動(dòng)力場(chǎng)的影響

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

圖12 不同外二次風(fēng)風(fēng)速下燃燒器出口速度

外二次風(fēng)與冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)的關(guān)系如圖13所示。外二次風(fēng)風(fēng)速為36.4 m/s時(shí)，回流區(qū)徑向?qū)挾容^40.4 m/s時(shí)下降了0.02 m，但軸向長(zhǎng)度增加了0.6 m，其減小量遠(yuǎn)低于增加量，因此在工程實(shí)際中外二次風(fēng)風(fēng)速應(yīng)高于內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速，但梯度不宜過大。

2.6 工程實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

綜上所述，選取中心風(fēng)、一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)、外二次風(fēng)均適當(dāng)?shù)墓r0(即示例工況)，進(jìn)行工程實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。如圖14所示，工程實(shí)際中基于該種配風(fēng)方式的OPCC型旋流燃燒器可以安全穩(wěn)定運(yùn)行，冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)的研究為熱態(tài)運(yùn)行的研究提供了理論指導(dǎo)和技術(shù)支持。

圖14 工程實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3 結(jié)論

基于控制變量法對(duì)旋流燃燒器入口風(fēng)速與冷態(tài)動(dòng)力場(chǎng)進(jìn)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(fēng)、一次風(fēng)2股直流風(fēng)與內(nèi)、外二次風(fēng)2股旋流風(fēng)相混，從而形成了1個(gè)軸向中心回流區(qū)和上下2個(gè)對(duì)稱徑向回流區(qū)，通過良好的空氣動(dòng)力場(chǎng)可以使高溫?zé)煔饣亓?，從而形成高湍?dòng)氣流特性，快速引燃煤粉，實(shí)現(xiàn)煤粉的良好燃燒。

b)中心風(fēng)風(fēng)速與回流區(qū)的位置成正比例關(guān)系。中心風(fēng)風(fēng)速過小(1 m/s)時(shí)，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(fēng)風(fēng)速采用較高的10 m/s時(shí)，軸向回流區(qū)擠壓上下對(duì)稱的徑向回流區(qū)，造成大回流區(qū)流場(chǎng)減小且紊亂。因此工程實(shí)際中應(yīng)采用適中的5 m/s風(fēng)速。

c)一次風(fēng)風(fēng)速采用過小的15.4 m/s和較大的29.4 m/s會(huì)分別導(dǎo)致其在軸向長(zhǎng)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?yàn)橐淮物L(fēng)剛性的不同導(dǎo)致內(nèi)、外二次風(fēng)開始裹挾一次風(fēng)形成回流區(qū)的起始點(diǎn)過近或過遠(yuǎn)，均不利于大回流區(qū)的良好形成。因此在工程實(shí)際中應(yīng)選用適中的22.4 m/s風(fēng)速。

d)內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速采用低于一次風(fēng)風(fēng)速的20.2 m/s時(shí)，其剛性較一次風(fēng)和外二次風(fēng)而言均較弱，受一次風(fēng)的推擠作用較強(qiáng)，加之內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)壓驟降，內(nèi)、外二次風(fēng)產(chǎn)生飛邊現(xiàn)象，速度高達(dá)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(dǎo)致的水冷壁爆管和爐膛熄火等事故，對(duì)鍋爐的安全平穩(wěn)運(yùn)行及其不利。當(dāng)內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速高于外二次風(fēng)風(fēng)速時(shí)，其對(duì)外二次風(fēng)存在較強(qiáng)的卷吸作用，影響外二次風(fēng)的擴(kuò)展，在風(fēng)速40.2 m/s時(shí)可使大回流區(qū)在軸向長(zhǎng)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(shí)際中應(yīng)避免內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速小于一次風(fēng)風(fēng)速的配風(fēng)方式，內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速宜采用35.2 m/s。

e)外二次風(fēng)風(fēng)速采用小于一次風(fēng)風(fēng)速的20.4 m/s時(shí)，外二次風(fēng)剛性相對(duì)很弱，導(dǎo)致內(nèi)、外二次風(fēng)風(fēng)壓很小，無法快速裹挾相對(duì)剛性較強(qiáng)的一次風(fēng)從而形成良好的回流區(qū)，此時(shí)大回流區(qū)軸向長(zhǎng)度和徑向?qū)挾葍H有1.72 m和1.09 m。而外二次風(fēng)風(fēng)速高于內(nèi)二次風(fēng)且梯度較大時(shí)，外二次風(fēng)剛性較強(qiáng)，擴(kuò)展范圍較大，但其與內(nèi)二次風(fēng)開始卷吸一次風(fēng)起點(diǎn)較遠(yuǎn)，上下對(duì)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(fēng)影響導(dǎo)致范圍較小，綜合影響下風(fēng)速40.4 m/s時(shí)的大回流區(qū)軸向長(zhǎng)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(shí)際中外二次風(fēng)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(fēng)且梯度較小的36.4 m/s風(fēng)速。