張臻榮，黃亞繼，王新宇，朱志成，劉 洋，楊曉域，田新啟

(東南大學(xué) 能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210096)

水資源處理是目前我國面臨的主要環(huán)境問題之一，改善城市水環(huán)境是整體改善任務(wù)的重要組成部分，而污水污泥的處置與處理則是改善城市水環(huán)境的重點(diǎn)之一[1-2]。截至2019年底，我國已有1萬多座污水處理廠，污水年處理量可達(dá)2.2×108t，在此過程中產(chǎn)生了大量的剩余污泥需要處理，并且每年產(chǎn)生的污泥量在飛速增加，污泥的處置與處理已成為世界許多國家的重要任務(wù)之一[1，3]。處理污泥的方法主要包括焚燒、衛(wèi)生填埋、生產(chǎn)建材和農(nóng)用等，其中將污泥通過熱化學(xué)方式轉(zhuǎn)化為氣體或液體燃料作為一種新型的污泥處理方式，具有良好的應(yīng)用前景和工程意義[4-6]。

隨著燃?xì)夤I(yè)的發(fā)展，燃?xì)忮仩t已應(yīng)用于能源、冶金和機(jī)械等各個領(lǐng)域[7-8]。傳統(tǒng)的直接燃燒的煤粉爐在燃燒污泥顆粒時會產(chǎn)生大量氣溶膠及污染物，而將污泥氣化后的氣體通過燃?xì)忮仩t燃燒相比于作為固體燃料直接焚燒有一定的優(yōu)勢，因此部分傳統(tǒng)的燃煤鍋爐逐漸被燃?xì)忮仩t替代[9-11]。一方面氣化后氣體與空氣能夠更好地混合，使得燃?xì)馔耆紵?，提升整體燃燒的熱效率；另一方面燃燒所產(chǎn)生的污染物減少，可以有效保護(hù)環(huán)境[12-13]。在燃燒過程中，氣體反應(yīng)快速放熱使燃?xì)忮仩t達(dá)到高溫的預(yù)熱時間減少，爐內(nèi)產(chǎn)生的腐蝕氣體及廢渣相較于傳統(tǒng)鍋爐有所減少，減輕了對鍋爐內(nèi)部結(jié)構(gòu)的破壞和腐蝕，延長了鍋爐使用壽命，節(jié)省了保養(yǎng)器材的費(fèi)用和時間[12]。在實(shí)際運(yùn)行過程中，燃?xì)忮仩t爐內(nèi)化學(xué)反應(yīng)復(fù)雜，在氣相燃燒過程中爐內(nèi)流場對整體燃燒起著至關(guān)重要的作用，采用數(shù)值模擬方式對固定結(jié)構(gòu)的燃?xì)忮仩t進(jìn)行燃燒模擬能夠比較方便地研究燃?xì)忮仩t爐內(nèi)燃燒規(guī)律，改善燃燒條件，為燃?xì)忮仩t及氣化焚燒一體化工藝的發(fā)展提供參考[8，14]。

筆者使用Ansys Fluent軟件對污泥氣化產(chǎn)物的燃燒進(jìn)行數(shù)值模擬，建立了燃?xì)忮仩t物理模型并劃分網(wǎng)格，得到了燃?xì)忮仩t爐內(nèi)及各高度水平截面的流場及速度云圖、溫度云圖和組分體積分?jǐn)?shù)分布云圖，并繪制各個參數(shù)水平截面平均值隨爐膛高度變化的關(guān)系曲線圖，探究不同空氣入口速度和燃?xì)馊肟谒俣?、不同污泥氣化氣體組分下燃?xì)忮仩t爐內(nèi)氣體流動及燃燒規(guī)律。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 物理模型與網(wǎng)格劃分

選取的燃?xì)忮仩t模型中爐身總體呈圓柱形，總體高度為15.028 m，最寬處的頂部寬3 m。模型共含有4個空氣入口、2個燃?xì)馊肟诩?個煙氣出口，氣體出入口管道形狀為圓形，與爐體相接。燃?xì)忮仩t爐內(nèi)的燃燒劃分為底部燃燒區(qū)和中部燃燒區(qū)，每個燃燒區(qū)含有1個燃?xì)馊肟诤?個空氣入口，爐膛底部為排灰口，頂部為氣體出口。氣體并未沿著水平圓形截面切線處進(jìn)入燃?xì)忮仩t，煙氣則沿水平圓形截面切線處排出。燃?xì)忮仩t模型具體尺寸見表1。根據(jù)表1中的參數(shù)進(jìn)行建模，燃?xì)忮仩t模型如圖1所示。

表1 燃?xì)忮仩t模型尺寸Tab.1 Parameters of the gas-fired boiler model m

圖1 燃?xì)忮仩t模型Fig.1 Gas-fired boiler model

采用Ansys ICEM對燃?xì)忮仩t進(jìn)行網(wǎng)格劃分，燃?xì)忮仩t模型可以看成是圓柱體之間的拼接，在Ansys ICEM中使用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分后連接面的不規(guī)則性會導(dǎo)致圓柱體相交面之間只能產(chǎn)生單側(cè)網(wǎng)格，無法在Fluent中生成Interface面。因此，選用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其缺點(diǎn)是計(jì)算量較大、收斂性較差，但有較好的適應(yīng)性并且能保證網(wǎng)格質(zhì)量，更好地適應(yīng)于本文的燃?xì)忮仩t模型。

為排除網(wǎng)格數(shù)量對本模擬產(chǎn)生的影響，選用網(wǎng)格數(shù)量為2 079 426、3 094 081和4 436 683，設(shè)置基礎(chǔ)工況中空氣入口速度為8 m/s，燃?xì)馊肟谒俣葹?1 m/s，φ(CO)=15%,φ(H2)=7%,φ(CH4)=4.3%。在該工況下分析中心截面平均溫度和平均氧氣體積分?jǐn)?shù)隨爐膛高度的變化情況(分別見圖2和圖3)。由于燃?xì)忮仩t模型的特殊性，非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格的收斂性與結(jié)構(gòu)網(wǎng)格相比存在差異，導(dǎo)致不同網(wǎng)格數(shù)量下非主燃區(qū)的參數(shù)存在一定差異，但整體截面平均溫度和平均氧氣體積分?jǐn)?shù)的變化趨勢相同，綜合考慮計(jì)算速度與收斂性，最終選取網(wǎng)格數(shù)量為3 094 081。

圖2 不同網(wǎng)格數(shù)量下中心截面平均溫度Fig.2 Average temperatures in central section under different grid numbers

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)量下中心截面平均氧氣體積分?jǐn)?shù)Fig.3 Average oxygen concentration in central section under different grid numbers

1.2 數(shù)學(xué)模型

本次模擬中選擇Realizablek-ε湍流模型模擬射流流動及其燃燒過程，該湍流模型能更好地描述射流以及旋轉(zhuǎn)發(fā)射率，并對爐內(nèi)大區(qū)域的流動以及大壓力梯度環(huán)境的模擬更為準(zhǔn)確；選擇離散項(xiàng)模型(DPM)模擬碳顆粒噴入爐膛過程；選擇P1模型模擬爐膛壁面的輻射換熱過程；選擇碳顆粒燃燒模型模擬碳顆粒在爐內(nèi)的燃燒過程；選擇非預(yù)混燃燒概率密度函數(shù)(PDF)模型模擬氣相湍流燃燒過程，混合分?jǐn)?shù)概率密度函數(shù)模型非常嚴(yán)格地考慮了湍流流動的氣流與爐內(nèi)化學(xué)反應(yīng)之間的協(xié)同關(guān)系并且簡化了燃燒反應(yīng)，加快了總體計(jì)算進(jìn)程。

1.3 邊界條件及工況

邊界條件可以包括壁面溫度、燃料的組分以及燃?xì)夂涂諝馊肟诘倪吔缭O(shè)置。設(shè)置燃?xì)忮仩t壁面溫度為900 K，黑度為0.8且絕熱。參考污泥氣化熱解出口燃?xì)饨M分，設(shè)置工況A(即基礎(chǔ)工況)的燃?xì)馊肟诮M分CO、CO2、H2O、CH4和H2的體積分?jǐn)?shù)分別為15%、14%、13%、4.3%和7%，其余氣體為N2；并且考慮到污泥氣化產(chǎn)生的碳顆粒，燃?xì)馊肟诔細(xì)饬魍饬碓O(shè)置含0.025 kg/s質(zhì)量流量的固定碳顆粒流。燃?xì)饨M分根據(jù)非預(yù)混燃燒PDF模型進(jìn)行設(shè)定，工況A的燃?xì)馊肟跍囟葹?23 K；空氣入口溫度為293 K，出口邊界設(shè)置為Outflow。各工況參數(shù)設(shè)置見表2，其中空氣入口溫度均為293 K，燃料入口溫度均為 923 K。

表2 燃燒工況設(shè)置Tab.2 Combustion conditions setting

2 結(jié)果與討論

選取燃?xì)忮仩t截面高度為3.24 m、7.24 m和12.73 m，分別表示底部噴口截面、中部噴口截面和煙氣出口截面。再選取燃?xì)忮仩t中心截面(平行于噴口方向)來分析爐內(nèi)冷態(tài)流場及熱態(tài)情況，并取若干截面來研究平均溫度以及氧氣、二氧化碳體積分?jǐn)?shù)隨爐膛高度的變化趨勢。

2.1 不同空氣入口速度下燃燒氣化氣體結(jié)果及分析

圖4為工況A中心截面流線與速度矢量云圖。燃?xì)膺M(jìn)入燃?xì)忮仩t后沿著爐壁旋轉(zhuǎn)上升，在燃?xì)忮仩t中心形成了速度較低的切圓，螺旋上升氣流增加了燃?xì)庠跔t中的停留時間，使得燃燒更加充分。從水平徑向方向來看，壁面?zhèn)鹊乃俣认噍^于中心測的速度明顯增大，燃?xì)鈬娙霠t內(nèi)經(jīng)過底部、中部燃燒區(qū)燃燒后匯入出口流出。圖5為工況A～工況C中心截面速度云圖。由圖5可知，空氣入口速度增大并沒有改變整個爐內(nèi)流場分布的基本規(guī)律，但截面最大速度由工況A的11.96 m/s變至工況B的14.17 m/s以及工況C的15.92 m/s。

圖4 燃?xì)忮仩t中心截面流線與速度矢量圖Fig.4 Flow line and velocity vector in central section of the gas-fired boiler

圖6～圖8為工況A～工況C在底部噴口截面、中部噴口截面及煙氣出口截面的速度云圖，不同爐膛高度均可以形成較為良好的切圓，都有較為穩(wěn)定的速度場。在底部噴口截面上工況A在圓形截面徑向出現(xiàn)較好的分層現(xiàn)象，隨著空氣入口速度的增大，截面最大速度增大，空氣入口速度與燃?xì)馊肟谒俣?11 m/s)更為接近，這導(dǎo)致空氣入口側(cè)流動與燃?xì)馊肟趥?cè)流動更為對稱，這在中部噴口截面上也有所體現(xiàn)。由于氣流并非沿圓形切線方向進(jìn)入，在氣流拐角處會產(chǎn)生較強(qiáng)的擾動作用，接觸側(cè)的速度為截面最大速度。在煙氣出口截面處，工況A～工況C的速度場無明顯差異，由于爐內(nèi)氣流旋轉(zhuǎn)上升的作用，導(dǎo)致截面圓形切線側(cè)速度大于內(nèi)側(cè)速度，在工況A切線貼壁側(cè)最大速度可達(dá)10.67 m/s。

(a)工況A

圖6 底部噴口截面速度云圖Fig.6 Velocity contours in bottom nozzle section

圖7 中部噴口截面速度云圖Fig.7 Velocity contours in middle nozzle section

圖8 煙氣出口截面速度云圖Fig.8 Velocity contours in flue gas outlet section

圖9和圖10分別為不同空氣入口速度下燃?xì)忮仩t中心截面溫度云圖和平均溫度。工況A～工況C中主燃區(qū)是相同的，底部噴口截面燃燒最為劇烈，其中工況A的底部噴口截面最高平均溫度可達(dá)1 200 K,中心截面最高平均溫度可達(dá)1 478 K。隨著爐膛高度增加，工況A～工況C的爐內(nèi)溫度有所降低，當(dāng)氣流到達(dá)中部噴口截面時，氣化氣體與空氣的補(bǔ)入燃燒使得該區(qū)域內(nèi)爐內(nèi)溫度升高，當(dāng)氣流流出中部燃燒區(qū)后爐內(nèi)溫度隨著爐膛高度的升高而降低，一直延續(xù)至最終氣流從煙氣出口截面流出。工況A與工況B之間的截面最高溫度相差不大，但工況A主燃區(qū)的溫度高于工況B主燃區(qū)的溫度，這是由于隨著空氣入口速度的增大，冷空氣量增加，使得爐內(nèi)平均溫度有所下降，但同時也增強(qiáng)了爐內(nèi)流場的擾動作用，使得燃燒的最高溫度不降反升。工況C與工況A、工況B的中心截面最高溫度相差50 K左右，這是因?yàn)楣rC的冷空氣量大幅增加，爐內(nèi)平均溫度及爐內(nèi)最高溫度降低，高溫區(qū)域的范圍相較于工況A、工況B有所縮小。

圖9 不同空氣入口速度下中心截面溫度云圖Fig.9 Temperature contours in central section under different air inlet velocities

圖10 不同空氣入口速度下中心截面平均溫度Fig.10 Average temperatures in central section under different air inlet velocities

圖11～圖13為底部噴口截面、中部噴口截面和煙氣出口截面的溫度云圖。對比圖6～圖8與圖11～圖13可知，各個截面的溫度分布與速度分布具有明顯的聯(lián)系，靠近壁面?zhèn)鹊臏囟冗h(yuǎn)大于遠(yuǎn)離中心切圓的溫度，空氣從入口噴入旋轉(zhuǎn)上升的過程中溫度不斷升高，而后與燃料混合燃燒。工況A的主燃區(qū)平均溫度明顯高于工況B和工況C。在中部噴口截面上燃?xì)馊肟谫N壁側(cè)溫度最高，工況A的貼壁側(cè)高溫區(qū)域范圍最大，工況C的貼壁側(cè)高溫區(qū)域范圍最小。在底部噴口截面上，工況A與工況B、工況C的溫度分布類似，切線貼壁處的溫度最高。在中部噴口截面上工況B的最高溫度最大，工況A與工況C的最高溫度則相差不大。由圖10可以看出，工況B在中部燃燒區(qū)平均溫度介于工況A與工況C之間，這可能是由于空氣量增加導(dǎo)致平均溫度降低，但在氣流擾動處，氣流速度的增大導(dǎo)致擾動增強(qiáng)，從而使冷空氣與熱燃?xì)庵g的換熱更加激烈，最終導(dǎo)致工況B的最高溫度變大。而對于工況C，擾動增強(qiáng)也造成最高溫度升高，但過量的空氣的冷卻作用使得工況C在中部噴口截面上的最高溫度小于工況B。在煙氣出口截面上，空氣量增加所帶來的冷卻作用占主導(dǎo)，使得工況A的最高溫度和平均溫度均大于工況B和工況C。工況C在煙氣出口截面上的溫度分布與工況A、工況B截然不同，在爐膛中心切圓處的溫度反而高于貼壁側(cè)，這可能是因?yàn)檫^大的切向流速導(dǎo)致兩側(cè)溫度較低，大量的冷空氣噴入爐內(nèi)使得氣流經(jīng)過中部燃燒區(qū)貼壁側(cè)降溫迅速。同時也可能是因?yàn)槌渥愕目諝饬渴沟萌紵磻?yīng)在出口處的劇烈程度下降。

圖11 底部噴口截面溫度云圖Fig.11 Temperature contours in bottom nozzle section

圖12 中部噴口截面溫度云圖Fig.12 Temperature contours in middle nozzle section

圖13 煙氣出口截面溫度云圖Fig.13 Temperature contours in flue gas outlet section

圖14和圖15分別為不同空氣入口速度下中心截面平均氧氣體積分?jǐn)?shù)云圖和平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)云圖。由圖14可知，平均氧氣體積分?jǐn)?shù)與爐內(nèi)燃燒情況直接相關(guān)，隨著空氣入口速度增大，爐內(nèi)空氣出現(xiàn)過量的情況，氧氣體積分?jǐn)?shù)最大值變化不大，工況C的平均氧氣體積分?jǐn)?shù)明顯高于工況A和工況B。平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)與平均氧氣體積分?jǐn)?shù)呈反相關(guān)，工況C的平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)則低于工況A和工況B。圖16和圖17分別為不同空氣入口速度下截面平均氧氣體積分?jǐn)?shù)、平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)與爐膛高度的關(guān)系曲線圖。由圖16和圖17可知，工況A～工況C的整體變化趨勢大致相同，在底部與中部主燃區(qū)氧氣被大量消耗，并且甲烷氣體燃燒生成了二氧化碳，使得底部主燃區(qū)的平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)達(dá)到峰值，又因底部與中部主燃區(qū)的空氣噴入，平均氧氣體積分?jǐn)?shù)有所增大，平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)有所減小，最終隨著爐膛高度的增加二者均趨于穩(wěn)定。

圖14 不同空氣入口速度下中心截面平均氧氣體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.14 Average concentration contours of oxygen in central section under different air inlet velocities

圖15 不同空氣入口速度下中心截面平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.15 Average concentration contours of carbon dioxide in central section under different air inlet velocities

圖16 不同空氣入口速度下中心截面平均氧氣體積分?jǐn)?shù)Fig.16 Average oxygen concentration in central section under different air inlet velocities

圖17 不同空氣入口速度下中心截面平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)Fig.17 Average carbon dioxide concentration in central section under different air inlet velocities

2.2 不同燃?xì)馊肟谒俣认氯紵龤饣瘹怏w結(jié)果及分析

圖18為不同燃?xì)馊肟谒俣认轮行慕孛嫠俣仍茍D。由圖18可知，工況D的貼壁側(cè)速度明顯低于工況A，而工況E的貼壁側(cè)速度則高于工況A，且工況E的截面最大速度為13.29 m/s，高于工況A。工況D的切圓半徑明顯小于工況A和工況E，而工況E的低速區(qū)域范圍較小。

圖18 不同燃?xì)馊肟谒俣认轮行慕孛嫠俣仍茍DFig.18 Velocity contours in central section under different gas inlet velocities

圖19為不同燃?xì)馊肟谒俣认轮行慕孛鏈囟仍茍D。由圖19可知，工況D和工況E的爐內(nèi)最高溫度分別為1 223 K和1 492 K。與工況A相比，工況D的燃?xì)馊肟谒俣葹? m/s,導(dǎo)致過量空氣系數(shù)增大，燃?xì)饬康娜笔?dǎo)致爐內(nèi)燃燒減弱，相反工況E由于燃?xì)獾拇罅孔⑷?，爐內(nèi)燃燒增強(qiáng)，在底部燃燒區(qū)及中部燃燒區(qū)燃燒反應(yīng)較工況A更為劇烈，因此工況D的截面平均溫度及最高溫度明顯低于工況E。圖20為不同燃?xì)馊肟谒俣认轮行慕孛嫫骄鶞囟扰c爐膛高度的關(guān)系曲線。由圖20可知，工況D與工況E中心截面的平均溫度隨爐膛高度的變化趨勢與工況A相同，工況E在底部燃燒區(qū)的平均溫度已超過1 300 K，與工況D相差了約200 K。氣流經(jīng)過底部燃燒區(qū)及中部燃燒區(qū)后使得爐內(nèi)溫度產(chǎn)生2個峰值，工況D較工況A的平均溫度下降幅度遠(yuǎn)大于工況E較工況A的平均溫度下降幅度，這是由于工況E的燃?xì)庖呀?jīng)過量，對燃燒反應(yīng)程度的提升并不明顯，而工況D處于空氣十分過量的狀態(tài)，燃燒反應(yīng)進(jìn)行得并不劇烈。

圖19 不同燃?xì)馊肟谒俣认轮行慕孛鏈囟仍茍DFig.19 Temperature contours in central section under different gas inlet velocities

圖20 不同燃?xì)馊肟谒俣认轮行慕孛嫫骄鶞囟菷ig.20 Average temperatures in central section under different gas inlet velocities

圖21和圖22分別為不同燃?xì)馊肟谒俣认轮行慕孛嫫骄鯕怏w積分?jǐn)?shù)和平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)隨爐膛高度的變化曲線。由圖21和圖22可知，氧氣體積分?jǐn)?shù)在空氣剛進(jìn)入爐中時達(dá)到峰值，而后大量的氧氣參與燃燒反應(yīng)被消耗，工況D的平均氧氣體積分?jǐn)?shù)明顯高于工況A和工況E，而平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)則明顯低于工況A和工況E，這與過量的空氣氛圍有關(guān)。工況E的平均氧氣體積分?jǐn)?shù)則低于工況A，并且工況E中底部燃燒區(qū)的平均氧氣體積分?jǐn)?shù)明顯較低，充足的燃?xì)鈱?dǎo)致底部燃燒反應(yīng)劇烈，因此消耗掉了大量的氧氣，而此時平均二氧化碳的體積分?jǐn)?shù)則達(dá)到峰值。第1個氧氣體積分?jǐn)?shù)峰值出現(xiàn)在底部燃燒區(qū)最低處，隨著旋轉(zhuǎn)氣流的上升燃燒，底部空氣入口及中部空氣入口補(bǔ)入的氧氣使得氧氣體積分?jǐn)?shù)出現(xiàn)第2個、第3個峰值，而后隨著爐膛高度的增加氧氣體積分?jǐn)?shù)又趨于穩(wěn)定，在補(bǔ)入氧氣后工況D的截面平均氧氣體積分?jǐn)?shù)最大值已達(dá)到14%左右。從圖22可以直觀地看出，工況E在每一水平高度的平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)均高于工況A，而工況D的平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)則低于工況A。在底部燃燒區(qū)，工況E的平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)已超過12%,而工況D的平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)僅為9.5%左右。

圖21 不同燃?xì)馊肟谒俣认轮行慕孛嫫骄鯕怏w積分?jǐn)?shù)Fig.21 Average oxygen concentration in central section under different gas inlet velocities

圖22 不同燃?xì)馊肟谒俣认轮行慕孛嫫骄趸俭w積分?jǐn)?shù)Fig.22 Average carbon dioxide concentration in central section under different gas inlet velocities

2.3 不同燃?xì)饨M分下燃燒氣化氣體結(jié)果及分析

圖23和圖24分別為不同燃?xì)饨M分下中心截面溫度云圖和平均溫度與爐膛高度的關(guān)系曲線。由圖23可知，雖然燃?xì)饨M分發(fā)生變化，但爐內(nèi)整體燃燒情況改變不大，工況A、工況F～工況I的爐內(nèi)平均溫度隨爐膛高度的變化趨勢相同。由圖23(a)～圖23(c)可知，隨著H2體積分?jǐn)?shù)的增大，燃燒反應(yīng)更加劇烈，工況F在中心截面上的最高溫度可達(dá)1 640 K，從爐內(nèi)水平截面平均溫度來看，工況G的平均溫度在底部燃燒區(qū)高于工況A和工況F。而對比圖23(a)、圖23(d)與圖23(e)可知，最高溫度并非隨著可燃物一氧化碳體積分?jǐn)?shù)的增大而升高。由圖24可知，由于工況H可燃物一氧化碳體積分?jǐn)?shù)減小，大部分水平截面的平均溫度低于工況A，工況I的底部燃燒區(qū)平均溫度最高，已達(dá)到1 400 K，但在中部燃燒區(qū)由于空氣量不足，平均溫度與工況A相差不大。

(a)工況A

圖24 不同燃?xì)饨M分下中心截面平均溫度Fig.24 Average temperatures in central section under different gas components

圖25和圖26分別為不同燃?xì)饨M分下中心截面平均氧氣體積分?jǐn)?shù)與平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)隨爐膛高度的變化曲線。燃?xì)庵锌扇冀M分體積分?jǐn)?shù)的增大一定程度上導(dǎo)致氧氣體積分?jǐn)?shù)減小，工況I、工況G在4 m爐膛高度下平均氧氣體積分?jǐn)?shù)已低至7%左右，此高度下工況I的平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)達(dá)到12%左右。整體而言，與改變空氣量和燃?xì)饬肯啾?，微調(diào)可燃?xì)饨M分對爐內(nèi)氧氣體積分?jǐn)?shù)和二氧化碳體積分?jǐn)?shù)的影響較小。

圖25 不同燃?xì)饨M分下中心截面平均氧氣體積分?jǐn)?shù)Fig.25 Average oxygen concentration in central section under different gas components

圖26 不同燃?xì)饨M分下中心截面平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)Fig.26 Average carbon dioxide concentration in central section under different gas components

3 結(jié) 論

(1)燃?xì)馀c空氣從底部及中部燃燒區(qū)噴入爐內(nèi)后形成螺旋上升的旋轉(zhuǎn)氣流，在燃?xì)忮仩t內(nèi)部形成了“小切圓”，氣流旋轉(zhuǎn)上升的同時發(fā)生劇烈燃燒，而后從爐膛頂部的煙氣出口排出。在基礎(chǔ)工況(工況A)下，底部噴口截面最高平均溫度可達(dá)1 200 K，中心截面最高平均溫度可達(dá)1 478 K。

(2)隨著空氣入口速度的增大，爐內(nèi)旋轉(zhuǎn)氣流的最大速度有所增大，底部及中部燃燒區(qū)的平均溫度均有所下降；同時，大量空氣的補(bǔ)入使?fàn)t內(nèi)整體氧氣體積分?jǐn)?shù)增大，二氧化碳的體積分?jǐn)?shù)則有所減小。

(3)隨著燃?xì)馊肟谒俣鹊脑龃?，爐內(nèi)旋轉(zhuǎn)氣流的最大速度也增大，底部燃燒區(qū)的燃燒反應(yīng)劇烈程度變強(qiáng)，爐內(nèi)整體平均溫度上升，氧氣體積分?jǐn)?shù)有所減小。

(4)隨著燃?xì)饪扇冀M分體積分?jǐn)?shù)的增大，爐內(nèi)的燃燒反應(yīng)劇烈程度變強(qiáng)，特別是在底部燃燒區(qū)和中部燃燒區(qū)；除了底部燃燒區(qū)外，爐內(nèi)其余爐膛高度下可燃組分體積分?jǐn)?shù)變化對平均氧氣體積分?jǐn)?shù)和平均二氧化碳體積分?jǐn)?shù)的影響不大。