石俊峰， 王會寧

(北京航天動力研究所， 北京 100000)

水煤漿熱媒爐爐內(nèi)空氣動力場的數(shù)值模擬研究

石俊峰， 王會寧

(北京航天動力研究所， 北京 100000)

采用k-ε雙方程湍流模型，對爐內(nèi)氣相湍流流動進(jìn)行了數(shù)值模擬。分析比較了冷態(tài)空氣經(jīng)不同旋流角度的燃燒器后在爐內(nèi)的空氣動力場情況，研究表明冷態(tài)空氣經(jīng)旋流葉片為30°的旋流燃燒器后在爐膛內(nèi)的空氣動力場具有較好的分布特性。

水煤漿； 空氣動力場； 旋流； 速度矢量

0 前言

水煤漿為具有一定粒度級配的煤粉與水并加少量添加劑的混合物，是從20世紀(jì)80年代發(fā)展起來的一種以煤代油的新型燃料[1]。在國際油價居高不下的情況下，水煤漿作為代油燃料其價格優(yōu)勢十分明顯，所以以水煤漿作為燃料的燃燒設(shè)備已經(jīng)在多個行業(yè)有了廣泛的應(yīng)用。針對此種情況，本文結(jié)合當(dāng)前市場需求，以及自身的設(shè)計、生產(chǎn)實(shí)力，研究開發(fā)了YJW- 11615型熱媒爐。

隨著計算機(jī)技術(shù)的不斷發(fā)展，數(shù)值模擬技術(shù)已被研究人員廣泛采用。數(shù)值模擬從物理模型、數(shù)學(xué)模型出發(fā)，對研究的問題進(jìn)行數(shù)值求解，其數(shù)值結(jié)果對于實(shí)驗(yàn)研究有很獨(dú)特的優(yōu)點(diǎn),如成本低,周期短,能獲得完整的數(shù)據(jù)等。應(yīng)用數(shù)值實(shí)驗(yàn)研究可以對所設(shè)計的新型水煤漿熱媒爐輻射爐膛和燃燒器進(jìn)行結(jié)構(gòu)特性分析和各種工況下的運(yùn)行分析，組織良好的爐內(nèi)空氣動力場，提高燃燒效率和燃燒火焰的穩(wěn)定性，防止?fàn)t膛高溫結(jié)渣和腐蝕，降低污染物的排放量，即進(jìn)行優(yōu)化和放大設(shè)計[2-5]。

本文對所開發(fā)研究的水煤漿熱媒爐爐膛進(jìn)行了冷態(tài)的空氣動力場數(shù)值模擬分析研究，對在不同旋流角度入射的冷態(tài)空氣，在爐膛內(nèi)所形成的流場進(jìn)行了分析和比較。

1 數(shù)學(xué)模型

以水煤漿熱媒爐爐內(nèi)空氣為研究對象，建立氣相流動模型。

1.1 質(zhì)量守恒方程

(1)

式中ρ—流體的密度；u、v、w—x、y、z三個直角坐標(biāo)上的流體速度分量(下文同)。

1.2 動量守恒方程組

x方向(u速度)動量方程：

(2)

y方向(v速度)動量方程：

(3)

z方向(w速度)動量方程：

(4)

上述動量方程中，p—流體的壓力；

μe—有效湍流粘性系數(shù)。它定義為湍流粘性系數(shù)μt和層流粘性系數(shù)之和μl，即：

ue=ut+ul

(6)

1.3 湍流模型

在k-ε雙方程模型中，湍流粘性系數(shù)μt按下式計算：

(7)

式中k—湍流動能；ε—湍流動能的耗散率；cμ—湍流模型常數(shù)。其控制方程如下：

k方程：

(7)

(8)

其中Γk=μe/σk和Γε=μe/σε。

湍流產(chǎn)生項(xiàng)

(9)

其中常數(shù)C如表1所示。

表1 選用的常數(shù)值

1.4 邊界條件

1.4.1 入口條件

各物理量在各燃燒器噴口處都取均勻入口條件，然后根據(jù)設(shè)計時給出的熱態(tài)風(fēng)速進(jìn)行冷態(tài)模化入來確定選取口氣流速度。下式為氣相湍流動能和湍流耗散率方程：

(10)

(11)

1.4.2 出口條件

設(shè)y方向?yàn)槌隹诹鲃臃较?，按充分發(fā)展的管流條件，各變量在出口處沿流動方向的變化率為零，即：

(12)

1.4.3 壁面條件

在固體壁面上，氣流按壁面無滑移條件且無湍流運(yùn)動處理，?。?/p>

φ|wall=0 φ=u，v，w，p，k，ε

(13)

1.5 初始條件

本文的模擬對象為水煤漿熱媒爐爐膛，冷空氣經(jīng)爐側(cè)面的兩個旋流燃燒器后進(jìn)入爐膛內(nèi)，圖1給出了計算區(qū)域的結(jié)構(gòu)和其網(wǎng)格的劃分。為比較空氣經(jīng)不同旋流角度的燃燒器對于爐內(nèi)空氣動力場的影響，模型選用兩種入射角度的旋流燃燒器，燃燒器中的旋流葉片分別為30°、45°，圖2給出了入射角度為30°的旋流葉片及網(wǎng)格劃分。

圖1 計算域結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分

圖2 入口旋流葉片及網(wǎng)格劃分

2 結(jié)果和討論

圖3 燃燒器噴口中心截面速度分布圖(旋流葉片30°)

圖4 燃燒器噴口中心截面速度分布圖(旋流葉片45°)

圖3和圖4為冷態(tài)空氣經(jīng)過不同角度的旋流燃燒器后，在燃燒器噴口中心截面所形成的速度分布圖。通過圖3可以看出，冷空氣經(jīng)旋流燃燒器后在爐膛內(nèi)形成了較為理想的空氣動力場，速度梯度分布均勻，噴口處氣體剛直有力。圖4所示可以看到冷空氣經(jīng)旋流燃燒器后在爐膛內(nèi)部發(fā)生比較嚴(yán)重的擴(kuò)散現(xiàn)象，壁面處的空氣速度較大，對燃燒器四周的壁面會產(chǎn)生比較嚴(yán)重的沖刷，不利于組織燃燒。并且冷空氣經(jīng)過兩個燃燒器后發(fā)生比較嚴(yán)重的干涉現(xiàn)象，爐內(nèi)空氣動力場分布較為不均勻。通過圖3和圖4的比較，冷態(tài)空氣經(jīng)不同的旋流角度入射，會對爐內(nèi)的空氣動力場以及燃燒的組織產(chǎn)生比較大的影響。

圖5為冷空氣經(jīng)過旋流燃燒器后，在旋流燃燒器噴口中心截面處所形成的速度矢量圖。從上圖中可以得出，當(dāng)流場處于相對穩(wěn)定的狀態(tài)時，空氣在燃燒器附近的速度矢量較大，同時空氣擴(kuò)散效應(yīng)較小，這就保證了組織燃燒時的火焰剛直有力，考慮此處的熱強(qiáng)度較大，在此處沒有布置受熱面。爐膛頂部左側(cè)為死角，在此處產(chǎn)生了回流，這樣就避免了此處的受熱效果不好問題。產(chǎn)生回流的原因是因?yàn)闅怏w高速射入爐膛時，會帶動入口周圍的空氣一起向速度方向運(yùn)動，這樣在進(jìn)口周圍就產(chǎn)生了一定的真空度，導(dǎo)致空氣入口附近的空氣不斷地補(bǔ)充進(jìn)來，這樣就形成了旋渦，且爐膛內(nèi)空氣的速度隨著與入口距離的增大而不斷減小。從圖中還可以看出，進(jìn)口的速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于回流速度，爐膛內(nèi)氣體速度較低。

圖5 燃燒器噴口中心截面速度矢量圖(旋流葉片30)

圖6為冷態(tài)空氣經(jīng)旋流燃燒器后距離燃燒器噴口不同距離的爐膛截面處的速度矢量圖，通過圖6a可以看出，冷態(tài)空氣經(jīng)過燃燒器后，在燃燒器附近產(chǎn)生了較強(qiáng)的旋流作用，這是由冷態(tài)空氣經(jīng)燃燒器中的旋流葉片后產(chǎn)生的，同時兩個燃燒器產(chǎn)生的旋流并沒有發(fā)生明顯的干涉現(xiàn)象。在熱媒爐運(yùn)行時，旋流作用會卷吸周圍的高溫?zé)煔?，使燃燒區(qū)溫度上升，有利于組織燃燒，同時旋流作用會增加煤粉顆粒在爐內(nèi)的停留時間，使煤粉顆粒燃燒完全?；鹧娌话l(fā)生干涉也能使燃燒穩(wěn)定進(jìn)行。通過圖6b可以看出，旋流區(qū)的強(qiáng)度減弱，發(fā)生了一定的擴(kuò)散效應(yīng)，同時爐膛上方有回流現(xiàn)象發(fā)生。這是由于冷態(tài)空氣經(jīng)過一段距離后動量減弱，同時高速氣流會帶動周圍的空氣一起向速度方向運(yùn)動，這樣在空氣周圍就產(chǎn)生了一定的真空度，導(dǎo)致周圍空氣不斷地補(bǔ)充進(jìn)來，這樣就形成了回流。通過圖6c可以看出，冷態(tài)空氣向上運(yùn)動，速度矢量較小。由于此截面與出口較近，出口處速度較大，在此截面的上方形成了旋流。通過圖6a、圖6b、圖6c可以看出，隨著距離燃燒器噴口截面的距離增大，旋流強(qiáng)度減小，氣流的擴(kuò)散效應(yīng)增強(qiáng)。

圖6 爐膛不同截面速度矢量圖(旋流葉片30)

3 結(jié)論

對水煤漿熱媒爐爐內(nèi)空氣動力場進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，研究結(jié)果表明冷態(tài)空氣經(jīng)角度不同的旋流葉片進(jìn)入爐膛后會對爐內(nèi)空氣動力場的分布產(chǎn)生比較大的影響。對于旋流葉片角度為30°和45°的燃燒器來講，冷態(tài)空氣經(jīng)旋流葉片角度為30°的燃燒器后會在爐內(nèi)形成較好的空氣動力場分布。冷態(tài)空氣經(jīng)旋流葉片角度為30°的燃燒器后，產(chǎn)生了強(qiáng)烈的旋流，強(qiáng)烈的旋流會增加煤粉顆粒在爐內(nèi)的停留時間，使煤粉顆粒燃燒完全，同時減少了火焰在水平方向的剛度，避免了氣流對后墻的直接接觸，且兩股氣流間并沒有發(fā)生明顯的干涉現(xiàn)象。經(jīng)燃燒器噴出的高速氣流會卷吸周圍的空氣，能夠使?fàn)t膛頂部不容易受到氣流沖刷的死區(qū)產(chǎn)生回流。

[1] 李智偉，我國水煤漿燃燒技術(shù)與工業(yè)發(fā)展前景[J].云南冶金，2002，31(6)：43-44．

[2] Fiveland W A, Latham C E. Use of Numerical Modelling in the Design of Low-NOxBurnace for Utility Boiler,Comb. Sci. and Tech.，1993，93：53-72.

[3] Gorner K, Insser W. Prediction of Three Dimensional Flows in Veility Baler Furnaces and Comparison with Experiment,Comb. Sci. and Tech.，1988，58：43-57.

[4] Fan J R, Sun P. Numerical and Experimental Investigation on the Reduction of NOxEmission in a 600MW Utility Furnace by Using OFA Fuel,1999，78：1387-1394.

[5] 馮俊凱，沈幼庭.鍋爐原理及計算(第三版)[M].北京：科學(xué)出版社，2003.

Numerical Simulation Research of Aerodynamic Field in Coal Water Slurry Furnace

SHI Jun-feng，WANG Hui-ning

The gas-phase turbulent flow in the furnace is implemented based on classicalk-εturbulence two-equation model. The different aerodynamic fields formed by different swirling burners are analysed and compared, the research shows that air sprayed by swirling burner with the swirling blade angle of 30° can form good aerodynamic field.

coal water slurry； aerodynamic field； rotational flow； velocity vector

2015-03-12

石俊峰(1982-)，河南安陽人，工程師，碩士，主要從事加熱爐設(shè)計工作。

TF821

B

1003-8884(2015)03-0045-04