楊 玉， 馬煒晨， 董 康， 周 昊

（浙江大學(xué) 能源清潔利用國家重點實驗室，杭州310027）

近年來，由于國家節(jié)能減排政策的大力推行，我國的火力發(fā)電廠逐漸淘汰了能效低、污染大的小機組，形成了以超臨界和超超臨界機組為主的發(fā)電模式［1］.為了控制NOx的排放，很多大型電站鍋爐都采用了低氮旋流燃燒器.國外先進(jìn)的低氮旋流燃燒器采用了“在火焰內(nèi)脫除NOx”的理念［2］，該類型燃燒器的低氮性能好，但是在應(yīng)用過程中存在不少問題，如燃用品質(zhì)差的煤種時火焰不穩(wěn)定［3］、旋流燃燒器噴口燒損［4］和水冷壁高溫腐蝕［5］等.

靠近旋流燃燒器出口的冷態(tài)氣固兩相流場與熱態(tài)條件下的流場較為接近，結(jié)合燃燒理論知識，可推斷出熱態(tài)條件下的燃燒特點，因此冷態(tài)?；椒ǔ１挥脕硌芯啃魅紵鞯臍夤虄上嗔鲌?Li等［6－12］采用冷態(tài)?；椒ㄑ芯苛藥追N旋流燃燒器的氣固兩相流動特點，分析了旋流燃燒器的結(jié)構(gòu)參數(shù)和運行參數(shù)對氣固兩相流場的影響，進(jìn)而分析熱態(tài)時旋流燃燒器的燃燒性能.林正春等［13］采用在流場中設(shè)置網(wǎng)格飄帶的方法研究了低氮旋流燃燒器回流區(qū)的特點，用數(shù)碼攝像機拍攝了用乙二醇示蹤的一次風(fēng)的軌跡.研究結(jié)果表明，該燃燒器的回流區(qū)為環(huán)形結(jié)構(gòu)，一次風(fēng)中粉煤的分布為外濃內(nèi)淡，濃煤粉區(qū)域貼近回流區(qū)，有利于著火和穩(wěn)燃.隨著二次風(fēng)旋流強度的增大，回流區(qū)直徑變大，射流擴展角增大，但是太大的旋流強度容易造成二次風(fēng)“飛邊”.董康等［14］采用激光多普勒測速儀（PDA）對低氮旋流燃燒器出口的氣固兩相流場進(jìn)行了詳細(xì)測量，初步提出該燃燒器的氣固兩相結(jié)構(gòu)容易造成煤粉在主燃區(qū)難以燃盡，帶粉氣流沖刷側(cè)墻水冷壁，易使側(cè)墻水冷壁產(chǎn)生高溫腐蝕.

旋流燃燒器的結(jié)構(gòu)參數(shù)對其性能起著關(guān)鍵作用，很多學(xué)者對旋流燃燒器的一次風(fēng)管中濃淡分離結(jié)構(gòu)、一次風(fēng)擴口、穩(wěn)焰體和二次風(fēng)的導(dǎo)流擴錐等進(jìn)行了大 量 的 研 究［6－7，12，15－17］，但 是 尚 無 關(guān) 于 旋 流 燃 燒器擴口角度的研究.在實際鍋爐中，旋流燃燒器的擴口一般都由水冷壁管盤繞而成.在鍋爐的運行過程中，旋流燃燒器噴口會因煤質(zhì)或者運行等原因產(chǎn)生結(jié)焦或燒損和變形，從而會導(dǎo)致擴口角度發(fā)生變化.燃燒器擴口角度通過影響外二次風(fēng)射流的擴展角度來影響旋流燃燒器的整體流場.筆者采用冷態(tài)?；瘜嶒灧椒▽δ车偷魅紵鞯某隹诹鲌鲞M(jìn)行詳細(xì)測量，分析燃燒器擴口角度對氣固兩相流場的影響，進(jìn)而分析氣固兩相流場對旋流燃燒器燃燒性能的影響.

1 旋流燃燒器和實驗系統(tǒng)

圖1為低氮旋流燃燒器的結(jié)構(gòu)示意圖.該燃燒器由一次風(fēng)管、內(nèi)二次風(fēng)管和外二次風(fēng)管組成.一次風(fēng)管道中有文丘里管段和紡錘體管段，這種結(jié)構(gòu)能使煤粉顆粒在出口處形成外濃內(nèi)淡的分布特點.二次風(fēng)分為直流內(nèi)二次風(fēng)和旋流外二次風(fēng).外二次風(fēng)通過切向葉片實現(xiàn)外二次風(fēng)的旋轉(zhuǎn)，外二次風(fēng)葉片的傾斜角為32°.內(nèi)二次風(fēng)出口設(shè)置有一個內(nèi)二次風(fēng)的導(dǎo)流裝置，使內(nèi)二次風(fēng)以很大的角度發(fā)散射出，可增大一次風(fēng)與內(nèi)二次風(fēng)之間的回流區(qū).實驗中所用的旋流燃燒器模型與實際燃燒器的尺寸比例為1∶7.對燃燒器擴口角度α為30°、45°和60°3個工況進(jìn)行研究，燃燒器擴口角度α的位置見圖1（a）.

圖1 低氮旋流燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structural diagram of the low－NOxswirl burner

圖2 為實驗系統(tǒng)圖.實驗系統(tǒng)包括鼓風(fēng)機、螺旋給料機、旋流燃燒器模型、爐膛、旋風(fēng)分離器、布袋除塵器、引風(fēng)機和PDA.實驗中用玻璃微珠替代煤粉顆粒，玻璃微珠的粒徑分布如圖3所示，其中d 為顆粒的直徑，φ 為某段直徑范圍內(nèi)的顆粒體積分?jǐn)?shù).顆粒的平均粒徑為60.26μm，密度為2 500kg／m3，折射率為1.52.實驗中粒徑小于10μm 的顆粒表示氣相，粒徑大于等于10μm 的顆粒表示顆粒相.通過螺旋給料機加到一次風(fēng)管道中的玻璃微珠與一次風(fēng)氣流一起噴入爐膛，形成一次風(fēng)射流.二次風(fēng)先進(jìn)入到二次風(fēng)風(fēng)箱中，再分別從內(nèi)二次風(fēng)噴口和外二次風(fēng)噴口噴出.在二次風(fēng)風(fēng)箱中，內(nèi)二次風(fēng)入口有一個擋板，通過調(diào)節(jié)風(fēng)門擋板的開度可以調(diào)節(jié)內(nèi)、外二次風(fēng)的比率.某電廠600 MW 鍋爐的實際尺度和實驗尺度旋流燃燒器的結(jié)構(gòu)和運行參數(shù)對比見表1.實驗中一次風(fēng)的質(zhì)量流量qm，1為0.056kg／s，二次風(fēng)的質(zhì)量流量qm，2為0.128kg／s，一次風(fēng)占總風(fēng)量的質(zhì)量比率約為30%.內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)門的擋板開度β為100%，一次風(fēng)中玻璃微珠的質(zhì)量流量qm，c為0.007 kg／s.旋流燃燒器模型的一次風(fēng)、內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)的管道內(nèi)徑D1、D2和D3分別為77mm、106mm和143mm.

圖2 實驗系統(tǒng)圖Fig.2 Schematic diagram of the test facility

圖3 顆粒粒徑分布Fig.3 Solid size distribution

表1 實際尺度和實驗尺度旋流燃燒器的結(jié)構(gòu)和運行參數(shù)Tab.1 Structural and operational parameters of the swirl burner in industrial and laboratory scale

實驗中的氣固兩相流測量工具為丹麥Dantec公司生產(chǎn)的PDA，由激光發(fā)射器、接收探頭、光電倍增器、信號處理器、三維位移控制器和計算機組成.該測量工具能夠?qū)崿F(xiàn)非接觸實時測量，且測量精度高.PDA 所測得的速度、粒徑和濃度的誤差分別為1%、4%和30%.PDA 對流場中某一點的速度、粒徑和濃度的測量是基于統(tǒng)計足夠多的經(jīng)過這一點的顆粒樣本信息的.實驗中每個點采集的樣本數(shù)設(shè)置為5 000，用于獲取該點流場參數(shù)的平均值和標(biāo)準(zhǔn)差值.測量過程中，以旋流燃燒器出口的中心為原點o，沿著旋流燃燒器出口豎直向下的方向為x 方向，爐膛徑向為r方向，如圖2所示.沿著x 方向共布置了6排測點，對應(yīng)位置分別為x＝20 mm、60 mm、100mm、140 mm、200 mm 和300 mm.每排沿著r方向共布置了23個測點，從中心向外側(cè)測點的布置逐漸變疏.

2 實驗結(jié)果

旋流燃燒器的旋流強度定義為Ω ＝8 M／（πDK），其中M 為氣流旋轉(zhuǎn)動量矩，D 為旋流燃燒器噴口直徑，K 為軸向動量［14］.將旋流燃燒器的噴口劃分為若干個圓環(huán)，用PDA 測量圓環(huán)內(nèi)的軸向和切向速度，并根據(jù)旋流強度定義計算出3個工況下的旋流強度.燃燒器擴口角度為30°和45°時的旋流強度分別為1.56和1.48.由此可見，燃燒器擴口角度的增大能夠減小旋流強度.當(dāng)燃燒器擴口角度為60°時，外二次風(fēng)貼壁，PDA 無法測得二次風(fēng)的速度，因此無法給出旋流強度.

圖4給出了旋流燃燒器出口氣相和顆粒相的軸向平均速度（ua）分布.由圖4可知，當(dāng)燃燒器擴口角度為30°和45°時，軸向平均速度有2個峰值，分別對應(yīng)一次風(fēng)區(qū)域和二次風(fēng)區(qū)域.一次風(fēng)區(qū)域的軸向平均速度峰值并不是出現(xiàn)在旋流燃燒器的中心，而是位于r＝10～30mm 內(nèi)，原因是該燃燒器的一次風(fēng)管道結(jié)構(gòu)使一次風(fēng)氣流速度形成了這種外大內(nèi)小的分布特點.隨著流場向下游發(fā)展，一次風(fēng)的軸向平均速度逐漸衰減，在x＝300mm 處基本趨于平緩.二次風(fēng)軸向平均速度峰值在流場中的不同截面位置是變化的.在x＝20mm 處，二次風(fēng)軸向平均速度峰值在r＝90～120mm 內(nèi).在x＝60mm 和x＝100mm處，二次風(fēng)軸向平均速度峰值沿著徑向向外移動，表明二次風(fēng)射流是遠(yuǎn)離一次風(fēng)的.在x＝140 mm 和x＝200mm處，二次風(fēng)的軸向平均速度峰值沿著徑向向內(nèi)移動，這表明二次風(fēng)向一次風(fēng)移動，并逐步混入一次風(fēng)區(qū)域.一次風(fēng)和二次風(fēng)的軸向平均速度峰值之間有一個軸向平均速度為負(fù)的回流區(qū).該回流區(qū)為環(huán)形，從x＝20mm 向下游回流區(qū)在徑向的跨度逐步變大，在x＝100mm 處達(dá)到最大.在x＝140 mm 以后，回流區(qū)逐漸消失.這種環(huán)形回流區(qū)的存在阻止了二次風(fēng)過早向一次風(fēng)混合，使得旋流燃燒器噴口附近形成一個較大的還原性氣氛區(qū)域，從而有利于減少NOx的生成量.二次風(fēng)在回流區(qū)結(jié)束后混入一次風(fēng)，為一次風(fēng)中煤粉燃燒補充氧氣.隨著燃燒器擴口角度從30°增大到45°，外二次風(fēng)軸向平均速度峰值的位置更靠外，環(huán)形回流區(qū)的最大徑向跨度從40 mm 增加到70 mm，最大回流速度從1.97 m／s增大到2.45m／s，但是外二次風(fēng)在回流區(qū)后與一次風(fēng)混合的速度變慢，可能降低了焦炭的燃盡程度.當(dāng)燃燒器擴口角度為60°時，軸向平均速度只在一次風(fēng)區(qū)域有一個峰值，表明該旋流燃燒器的流場出現(xiàn)了“飛邊”的現(xiàn)象，即二次風(fēng)貼壁運動.這種情況下回流區(qū)雖然很大，但是它無法卷吸足夠多的高溫?zé)煔?，?dǎo)致燃燒不能正常進(jìn)行，這是燃燒過程中應(yīng)極力避免的狀態(tài).

圖4 軸向平均速度分布Fig.4 Profiles of the mean axial velocity

圖5 給出了旋流燃燒器出口氣相和顆粒相的徑向平均速度（ur）分布，以沿徑向向外為正.由圖5可知，對于燃燒器擴口角度為30°和45°的工況而言，在x＝20mm 處，徑向平均速度有一個峰值，位于r＝90～120mm內(nèi)，這與二次風(fēng)軸向平均速度峰值的位置相同.在x＝60mm 處，徑向平均速度的峰值向外移動，且峰值的范圍變大，從r＝80 mm 到r＝160mm，這表明這部分范圍的氣流以一定的速度向外流動，也說明回流區(qū)在變大.在x＝100 mm處，二次風(fēng)氣流向外的運動基本停止.在x＝140 mm 處，二次風(fēng)的徑向平均速度變?yōu)樨?fù)值，說明此處二次風(fēng)向一次風(fēng)移動，徑向平均速度負(fù)值的峰值位于r＝120mm處.當(dāng)x＝200 mm 時，徑向平均速度負(fù)值的峰值移動到r＝90 mm 處，這說明二次風(fēng)進(jìn)一步混入一次風(fēng)，但是徑向平均速度的絕對值已經(jīng)變得很小.在x＝300mm 處，徑向平均速度趨于平緩.與燃燒器擴口角度為30°的工況相比，燃燒器擴口角度為45°時，二次風(fēng)的徑向平均速度峰值略微靠外，二次風(fēng)與一次風(fēng)的混合能力略弱.當(dāng)燃燒器擴口角度為60°時，由于二次風(fēng)“飛邊”，二次風(fēng)區(qū)域并沒有徑向平均速度峰值，只有一次風(fēng)射流略微向外運動.

圖6給出了旋流燃燒器出口氣相和顆粒相的切向平均速度（ut）分布.由圖6可知，當(dāng)燃燒器擴口角度為30°和45°時，切向平均速度發(fā)生了明顯的變化.由于旋流燃燒器只有外二次風(fēng)為旋流，因此流場中主要的旋轉(zhuǎn)運動是由外二次風(fēng)引發(fā)的.在x＝20 mm 處，切向平均速度有一個峰值，位于r＝110mm處.隨著流場向下游發(fā)展，切向平均速度的影響范圍逐漸變大，氣流旋轉(zhuǎn)運動從二次風(fēng)擴展到回流區(qū)，最后影響到一次風(fēng).隨著燃燒器擴口角度的增大，旋流的外二次風(fēng)氣流對回流區(qū)和一次風(fēng)的帶動作用減弱.這說明燃燒器擴口角度增大會導(dǎo)致二次風(fēng)在回流區(qū)下游混入一次風(fēng)的能力降低，有可能會使煤粉燃燒不完全.

圖5 徑向平均速度分布Fig.5 Profiles of the mean radial velocity

圖6 切向平均速度分布Fig.6 Profiles of the mean tangential velocity

圖7 給出了旋流燃燒器出口氣相和顆粒相的軸向脈動速度（wa）分布.軸向脈動速度（RMS）表示軸向速度的波動大小，軸向脈動速度大的地方表明該處的軸向速度變化大.由圖7可知，在r＝0～40mm區(qū)域，旋流燃燒器出口的軸向脈動速度主要受一次風(fēng)的影響，在一次風(fēng)速度大的區(qū)域軸向脈動速度也較大.二次風(fēng)區(qū)域的軸向脈動速度峰值分布與二次風(fēng)軸向平均速度峰值分布較為一致.靠近旋流燃燒器的噴口，如x＝20mm 處，氣流剛度較強，流動較為穩(wěn)定，所以軸向脈動速度較小.隨著流場的發(fā)展，軸向脈動速度逐漸增大，這表明流場中出現(xiàn)渦流的生成和脫落，流場的不穩(wěn)定性增強.在x＝140 mm以后，軸向脈動速度逐漸變小.當(dāng)燃燒器擴口角度為60°時，一次風(fēng)區(qū)域的軸向脈動速度分布與燃燒器擴口角度為30°和45°的工況較為類似，但在r＞40 mm 的區(qū)域內(nèi)，軸向脈動速度較小且變化不大，主要反映了“飛邊”工況回流區(qū)軸向速度波動的特點.

圖7 軸向脈動速度分布Fig.7 Profiles of the RMS axial velocity

圖8 給出了旋流燃燒器出口氣相和顆粒相的徑向脈動速度（wr）分布.由圖8 可知，在x＝20 mm處，徑向脈動速度有2個峰值，外側(cè)的峰值對應(yīng)于二次風(fēng)，內(nèi)側(cè)的峰值對應(yīng)于回流區(qū).回流區(qū)位于一次風(fēng)與二次風(fēng)之間，回流區(qū)的氣流一部分向二次風(fēng)運動，一部分向一次風(fēng)運動，故其徑向脈動速度較大.隨著流場的發(fā)展和回流區(qū)的消失，2個徑向脈動速度峰值合二為一.對于燃燒器擴口角度為60°的工況而言，徑向脈動速度較小且變化不大.

圖9給出了旋流燃燒器出口氣相和顆粒相的切向脈動速度（wt）分布.由圖9 可知，在x＝20 mm處，具有較大切向脈動速度的區(qū)域為r＝30～120 mm，包括了二次風(fēng)區(qū)域和回流區(qū).隨著流場的發(fā)展，切向脈動速度的最大值和范圍都逐漸變大，一方面說明切向脈動速度的影響范圍變大，另一方面說明切向脈動速度的波動變大.切向脈動速度的峰值從開始的二次風(fēng)區(qū)域逐漸移動到一次風(fēng)區(qū)域，說明二次風(fēng)混入了一次風(fēng).對于燃燒器擴口角度為60°的工況而言，切向脈動速度較小且變化不大，這是由于二次風(fēng)“飛邊”對流場產(chǎn)生不了有效的影響.

圖10給出了旋流燃燒器出口流場中的顆粒體積流量（qV）分布.由于只有一次風(fēng)帶粉，回流區(qū)和二次風(fēng)區(qū)域的顆?？烧J(rèn)為是由一次風(fēng)中擴散到回流區(qū)然后再到二次風(fēng)區(qū)域的.一次風(fēng)區(qū)域的顆粒體積流量有2個峰值，內(nèi)側(cè)的峰值位于r＝5 mm 左右，外側(cè)的峰值位于r＝30 mm 附近.內(nèi)側(cè)的峰值可能是直徑較大的顆粒經(jīng)過紡錘體的導(dǎo)流作用后碰撞到一次風(fēng)管道的內(nèi)壁面然后反彈，向旋流燃燒器中心匯聚形成的.外側(cè)的峰值可認(rèn)為是直徑較小的顆粒經(jīng)過紡錘體的導(dǎo)流作用后，由于其較好的流場跟隨性并沒有碰撞到一次風(fēng)管道的內(nèi)壁面，而是直接沿著一次風(fēng)管道的外側(cè)噴出旋流燃燒器而形成的.隨著流場的發(fā)展，一次風(fēng)區(qū)域顆粒體積流量的2個峰值逐漸合并，顆粒的分布變得較為均勻.從x＝20mm的截面到x＝100 mm 的截面，在r＝50～100 mm內(nèi)，顆粒體積流量為負(fù)值，反映了回流區(qū)的存在.由于燃燒器擴口角度直接影響外二次風(fēng)，但外二次風(fēng)與一次風(fēng)不直接接觸，所以燃燒器擴口角度對一次風(fēng)區(qū)域顆粒體積流量的影響不明顯，3個工況下的顆粒體積流量分布較為一致.由圖10可知，當(dāng)煤粉顆粒的細(xì)度較大時，部分煤粉顆粒將向一次風(fēng)的中心區(qū)域聚集，這部分煤粉顆粒完全燃燒所需要的氧氣難以及時補充，可能會導(dǎo)致焦炭燃燒不完全.這部分未燃盡的碳和硫等在沖刷水冷壁時可能沉積，進(jìn)而造成水冷壁的結(jié)渣和高溫腐蝕.

圖8 徑向脈動速度分布Fig.8 Profiles of the RMS radial velocity

圖9 切向脈動速度分布Fig.9 Profiles of the RMS tangential velocity

3 結(jié) 論

圖10 顆粒體積流量分布Fig.10 Profiles of the mean solid concentration

（1）隨著燃燒器擴口角度的增大，二次風(fēng)射流的擴展角度增大，環(huán)形回流區(qū)的徑向跨度變大，可進(jìn)一步延緩二次風(fēng)與一次風(fēng)的混合，增強空氣分級的深度，有利于形成較大的還原性氣氛區(qū)域，能夠減少NOx的生成量.但是大的燃燒器擴口角度使得二次風(fēng)在回流區(qū)下游的剛度和旋流強度都變小，與一次風(fēng)的混合能力減弱，不能起到很好的補充氧氣作用，從而導(dǎo)致煤粉不易燃盡.

（2）當(dāng)燃燒器擴口角度為60°時，二次風(fēng)出現(xiàn)了“飛邊”現(xiàn)象，一次風(fēng)直接噴入爐膛，二次風(fēng)沿著壁面流動，一次風(fēng)與二次風(fēng)之間形成一個較大的低速回流區(qū)，但是它無法卷吸足夠多的高溫?zé)煔猓瑢?dǎo)致燃燒不能正常進(jìn)行.

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