賈 楠，牛 芳,王鵬濤，王乃繼，周建明，郭 飛，王建朋

(1.煤科院節(jié)能技術(shù)有限公司，北京 100013; 2.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013; 3.國家能源煤炭高效利用與節(jié)能減排技術(shù)裝備重點實驗室，北京 100013)

逆噴旋流燃燒器是一款同時將逆向射流穩(wěn)燃技術(shù)和旋流穩(wěn)燃技術(shù)耦合適用于煙煤并且已實現(xiàn)工業(yè)化的煤粉低氮燃燒器，具有著火熱低，點火迅速，啟停時間短以及節(jié)能減排效果良好等優(yōu)點[1-2]，但是目前該燃燒器的逆向射流耦合旋流穩(wěn)燃機理方面研究不夠深入，限制了其在低負荷穩(wěn)燃和寬煤種適應性等方面的廣泛應用。影響逆噴旋流燃燒器空氣動力場和燃燒特性的因素主要包括內(nèi)外二次風量比、逆向一次風率、旋流強度等。針對上述影響因素，目前國內(nèi)外研究現(xiàn)狀如下。

20世紀50年代，SCHAFFER[3]提出逆向射流穩(wěn)定火焰的觀點，但研究初期主要用于燃氣領(lǐng)域[4-5]。我國于20世紀80年代提出利用環(huán)形逆向射流穩(wěn)定和強化水煤漿和低階煤的燃燒，研究表明逆向射流所形成的回流區(qū)前端存在一個湍動強烈、流場混亂的火焰穩(wěn)定區(qū)域，同時逆向射流流場結(jié)構(gòu)既能提供煤粉顆粒在回流區(qū)內(nèi)合適的停留時間又能使火焰穩(wěn)定發(fā)展，其中逆向射流與主流速度比是影響逆向射流回流區(qū)特性的主要影響因素[6-9]。旋流穩(wěn)定擴散火焰技術(shù)在燃煤鍋爐應用中較為普遍[10]，例如，美國 B&W的DRB(Dual Register Burner)燃燒器，日本Hitachi的HT-NR3(High Temperature NOxReduction)旋流燃燒器，我國哈爾濱工業(yè)大學的徑向濃淡旋流煤粉燃燒器等。靖劍平[11]研究了外二次風葉片角度對IHI雙旋流燃燒器的燃燒特性影響，結(jié)果表明隨著葉片角度從90°降低到35°，在燃燒器中心區(qū)域，O2和NOx濃度降低，在二次風區(qū)域，O2體積分數(shù)降低，NOx濃度增加。李松[12]研究了內(nèi)外二次風量比對中心給粉旋流燃燒器的影響，結(jié)果表明隨著風量比從20∶80增加到60∶40，三維速度峰值逐漸減小，旋流數(shù)降低，相對回流率減小。楊玉[13]研究了外二次風擴口角度對HT-NR3旋流燃燒器的影響，結(jié)果表明隨著角度從30°增加到45°，二次風與一次風的混合延緩，回流區(qū)直徑變大，有利于降低NOx濃度。

綜上，逆向射流的火焰穩(wěn)定機理及旋流燃燒器燃燒特性等方面已經(jīng)做了充分研究，但是逆向射流耦合旋流的研究涉及很少，特別是內(nèi)外二次風量比對逆噴旋流燃燒器內(nèi)空氣動力場和燃燒特性的影響鮮有研究?；诖?，筆者利用飄帶法、熱線風速儀和煙氣分析儀分別測量了不同內(nèi)外二次風量比下逆噴旋流燃燒器的耦合回流區(qū)、速度場、均方根(Root Mean Square,RMS)湍流速度場以及沿程組分濃度分布。

1 試驗概況

1.1 流場特性試驗

流場特性試驗是利用等溫模化理論，在與原型比例為1∶2的燃燒器模型上進行。?；^程必須遵循3個原則:① 模型與實際燃燒器的幾何結(jié)構(gòu)相似;② 保證氣流進入第二自?；瘏^(qū);③ 保證進入模型的空氣動量比與實際燃燒器運行中的空氣動量比相等。本試驗一次風管、內(nèi)外二次風管中氣流的最低雷諾數(shù)分別為32 882，20 000和30 049，均大于進入第二自?；瘏^(qū)所需的雷諾數(shù)。

圖1為流場試驗系統(tǒng)。坐標原點設(shè)置在燃燒器一次風管的中心。X為燃燒器軸向方向；R為燃燒器徑向方向；D為外二次風管的內(nèi)徑(D=300 mm)。本文利用Dantec Multichannel熱線風速儀的一維熱膜探頭55R01對不同內(nèi)外二次風量比下的軸向平均速度以及軸向RMS速度進行了測量，并且用溫度探頭90P10做了溫度補償，速度測量誤差在±0.03 m/s以內(nèi)[14]。

圖1 流場試驗系統(tǒng)Fig.1 Airflow experiment system

回流區(qū)邊界通過飄帶網(wǎng)格方法測量[15]，本文2個測量點之間的距離為0.03 m。相對回流率是衡量逆噴旋流燃燒器回流區(qū)內(nèi)相對回流量大小的重要參數(shù)[16]。為方便不同內(nèi)外二次風量比進行對比，相對回流率定義為回流區(qū)內(nèi)相應測量截面上軸向回流流量與該內(nèi)外二次風量比下逆向一次風流量的比值。計算公式為

(1)

式中，qrm為相對回流率;ρ為空氣密度,kg/m3;va為測量截面的負軸向平均速度,m/s;Xmax為測量截面上環(huán)形耦合回流區(qū)直徑,m;x為測量截面上環(huán)形耦合回流區(qū)邊界到燃燒器中心軸線的距離；mrpa為逆向一次風的質(zhì)量流量,kg/s。

1.2 燃燒特性試驗

圖2為14 MW逆噴旋流燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖，該燃燒器由逆噴一次風管、內(nèi)外二次風管以及預燃錐組成，其中內(nèi)二次風管裝有軸向葉片，角度為60°。燃燒時，一次風攜帶煤粉在逆噴一次風管的作用下直接進入高溫環(huán)形耦合回流區(qū)中快速著火，之后一次風粉發(fā)生轉(zhuǎn)向最后進入爐膛中繼續(xù)燃燒。旋流內(nèi)二次風強化了耦合回流區(qū)，直流高速外二次風起到冷卻預燃錐內(nèi)壁的作用。

圖2 14 MW逆噴旋流燃燒器結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Structure diagram of the 14 MW reverse-swirl burner

燃燒特性試驗利用德國Testo 340煙氣分析儀測量了燃燒沿程的O2體積分數(shù)和NOx質(zhì)量濃度，其測量誤差分別是± 0.2%和± 5%，測量截面a，b和c的位置分別位于R/D=0.2，R/D=0.44以及距離預燃錐內(nèi)壁3 cm處。坐標設(shè)置如同流場特性試驗。

燃燒特性試驗用煤為神府東勝煙煤，其工業(yè)分析和元素分析見表1。

1.3 試驗內(nèi)外二次風量比

流場特性試驗和燃燒特性試驗均保證總風量不變，改變內(nèi)外二次風量比，具體試驗內(nèi)外二次風量比見表2。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 流場特性

2.1.1耦合回流區(qū)邊界

圖3為不同內(nèi)外二次風量比下耦合回流區(qū)邊界圖。結(jié)果表明，在不同內(nèi)外二次風量比下沿燃燒器中心軸線形成的回流區(qū)均呈環(huán)形，這是逆噴旋流燃燒器一次風管的特殊結(jié)構(gòu)所造成的。隨著內(nèi)外二次風量比從2∶5增加到1∶1，使得燃燒器的旋流強度增加，回流區(qū)面積逐漸增大，最大直徑從0.67D增加到0.87D，長度不變，在實際運行中，靠近燃燒器出口，直徑較大的回流區(qū)火焰面更加靠近壁面，冷空氣層變薄，預燃室內(nèi)壁溫度升高，不利于燃燒器長期穩(wěn)定運行。此外，回流區(qū)變大使得煙氣回流量增加，一次風管溫度升高，容易造成損壞，不利于煤粉穩(wěn)定輸送。

表1 煤質(zhì)分析Table 1 Coal quality analysis

表2 試驗內(nèi)外二次風量比Table 2 Working conditions of experiments

圖3 不同內(nèi)外二次風量比的耦合回流區(qū)Fig.3 Annular coupled recirculation zone boundary for different inner/outer secondary air mass flow ratios

2.1.2軸向平均速度分布

圖4為不同內(nèi)外二次風量比下軸向平均速度分布圖。3個內(nèi)外二次風量比在整個軸向方向靠近一次風管0.13≤R/D≤0.37的區(qū)域內(nèi)部分軸向平均速度為負，表明該區(qū)域形成一個貫穿整個一次風管的環(huán)形耦合回流區(qū)。

圖4 不同內(nèi)外二次風量比的軸向平均速度Fig.4 Axial mean velocity profiles for different inner/ outer secondary air mass flow ratios

在0.3≤X/D≤0.8的區(qū)域內(nèi)，耦合回流區(qū)內(nèi)速度分布較為均勻;在二次風主流區(qū)域內(nèi)，只有內(nèi)外二次風量比為1∶1時，在靠近燃燒器出口X/D=0.3截面上出現(xiàn)外二次風形成的峰值，其他內(nèi)外二次風量比下的軸向平均速度均沿著徑向方向逐漸增大，沒有出現(xiàn)峰值，這主要是因為預燃錐的角度較小，抑制了二次風射流在徑向方向上的發(fā)展。在實際運行中，錐壁附近的高速氣流有2個作用:① 在燃燒器壁面形成了一個低溫、高氧的環(huán)境，避免燃燒器出現(xiàn)高溫腐蝕;② 燃燒器壁面是一個高速冷空氣保護層，防止燃燒器壁面出現(xiàn)積灰結(jié)焦的現(xiàn)象。在X/D≥1.6的區(qū)域內(nèi)，耦合回流區(qū)內(nèi)平均速度沿著徑向方向逐漸減小，這是因為逆向射流發(fā)展過程中速度衰減，同時由于內(nèi)外二次風的逐漸混合，二次風對逆向射流的剛性擠壓減弱;在二次風主流區(qū)域內(nèi)平均速度較低且分布均勻，這是因為內(nèi)二次風與外二次風已經(jīng)實現(xiàn)完全混合。

2.1.3軸向RMS速度分布

圖5為不同內(nèi)外二次風量比下RMS軸向脈動速度分布圖。在0.3≤X/D≤0.8的區(qū)域內(nèi)，沿著徑向方向上RMS軸向脈動速度有2個明顯的峰值，結(jié)合耦合回流區(qū)邊界和軸向速度分布可以看出，該區(qū)域的耦合回流區(qū)處于回流區(qū)前端同時呈現(xiàn)出低速高湍流的特性，這與李勁[9,17]和BOBBA[18-20]所提出的逆向射流火焰穩(wěn)定區(qū)域性質(zhì)相同，他們認為逆向射流的滯止區(qū)附近存在一個對火焰穩(wěn)定有著關(guān)鍵影響的區(qū)域，該區(qū)域平均速度低但是湍流波動劇烈的流場特點加強了燃料和氣流之間的質(zhì)量能量動量交換;二次風區(qū)域內(nèi)的高脈動速度區(qū)域有利于內(nèi)二次風與一次風粉之間的摻混。預燃錐壁面氣流的軸向速度越大，脈動速度越弱，外二次風射流剛性越強，有助于保護錐壁，從而使燃燒器壁面處于低溫高氧低CO環(huán)境，有利于實現(xiàn)高燃燒效率的前提下避免燃燒器壁面出現(xiàn)高溫腐蝕。內(nèi)外二次風量比1∶1的2個峰值沿著軸向方向逐漸減小，湍流脈動強烈區(qū)域位于截面X/D=0.3，內(nèi)外二次風量比2∶5峰值沿著軸向方向逐漸增大，湍流脈動強烈區(qū)域遷移至截面X/D=0.8，表明內(nèi)外二次風量比1∶1的煤粉穩(wěn)定燃燒區(qū)域比內(nèi)外二次風量比2∶5更靠近燃燒器出口。內(nèi)外二次風量比1∶2峰值在3個內(nèi)外二次風量比中最小并且峰值變化也較小。在X/D≥1.6的區(qū)域內(nèi)，耦合回流區(qū)內(nèi)的脈動速度均沿著徑向方向逐漸降低，二次風區(qū)域的脈動速度較小;隨著內(nèi)外二次風量比增大，軸向脈動速度呈略微增大趨勢。

圖5 不同內(nèi)外二次風量比下軸向RMS速度Fig.5 Axial RMS velocity profiles for different inner/ outer secondary air mass flow ratios

2.1.4相對回流率

圖6為不同內(nèi)外二次風量比下的相對回流率。沿著軸向方向，3個內(nèi)外二次風量比的相對回流率均先增加后降低，相對回流率峰值依次為1.29，0.99和0.83，峰值位置均在截面X/D=1.6。隨著內(nèi)外二次風量比增大，相對回流率逐漸增大，但不是以線性增加，這主要因為回流區(qū)是由逆向一次風和旋流內(nèi)二次風耦合所形成，當內(nèi)二次風量逐漸增大時，二者之間存在相互配合的作用，并不是簡單地疊加。在實際運行過程中，相對回流量越大，越有利于實現(xiàn)煤粉穩(wěn)定燃燒。

圖6 不同內(nèi)外二次風量比下相對回流率Fig.6 Relative reverse flow rates for different inner/ outer secondary air mass flow ratios

2.2 燃燒特性

2.2.1O2體積分數(shù)分布

圖7為不同內(nèi)外二次風量比下不同徑向測量截面的O2體積分數(shù)分布圖。由圖7可以看出，2個內(nèi)外二次風量比下的O2體積分數(shù)沿著軸向方向均呈下降趨勢，隨著內(nèi)外二次風量比增加，圖7(a)中O2體積分數(shù)有略微的增大趨勢，整體上相差較小，圖7(b)中O2體積分數(shù)明顯增大。這是因為測量截面b更靠近內(nèi)二次風管道。圖7(c)中靠近預燃錐壁面附近是外二次風形成的高速冷空氣層，所以2個內(nèi)外二次風量比在該區(qū)域O2體積分數(shù)均大于7%，這有利于防止壁面發(fā)生高溫腐蝕現(xiàn)象[21-22]。

圖7 不同內(nèi)外二次風量比下O2體積分數(shù)分布Fig.7 O2 concentrations for different inner/outer secondary air mass flow ratios

2.2.2NOx質(zhì)量濃度分布

圖8為不同內(nèi)外二次風比例下不同徑向測量截面的NOx質(zhì)量濃度分布圖。由圖7可以看出，2個內(nèi)外二次風量比下的NOx質(zhì)量濃度沿著軸向方向均呈先上升后下降趨勢，隨著內(nèi)二次風量增大，在X/D<0.75的區(qū)域，NOx質(zhì)量濃度增大，在X/D>0.75區(qū)域，錐壁面附近NOx質(zhì)量濃度減小。在燃燒器出口，內(nèi)外二次風量比10∶23和10∶28在測量截面b附近NOx質(zhì)量濃度分別為159 mg/m3和112 mg/m3(基準氧體積分數(shù)為9%)，錐壁面附近NOx質(zhì)量濃度分別為314 mg/m3和310 mg/m3(基準氧體積分數(shù)為9%)。NOx質(zhì)量濃度在截面X/D=0.75附近出現(xiàn)峰值，這是因為煤粉逆噴進入預燃錐到達截面X/D=0.75附近時，煤粉開始穩(wěn)定燃燒，且該區(qū)域有足夠的O2，因此火焰強度高，NOx質(zhì)量濃度達到最大，之后NOx質(zhì)量濃度降低，是因為二次風剛進入燃燒器中溫度較低同時煤粉濃度也較低。錐壁面附近NOx質(zhì)量濃度比靠近一次風管區(qū)域濃度高，是因為煤粉逆噴到達低速區(qū)后被高速正向的二次風折返，煤粉在正向流動過程中充分燃燒，因此NOx質(zhì)量濃度較大。

圖8 不同內(nèi)外二次風量比下NOx質(zhì)量濃度分布Fig.8 NOx concentrations for different inner/outer secondary air mass flow ratios

3 結(jié) 論

(1)流場特性試驗中，在0.3≤X/D≤0.8的耦合回流區(qū)內(nèi)速度較低但是湍動強烈，有助于煤粉穩(wěn)定燃燒，且內(nèi)外二次風量比2∶5在截面X/D=0.8附近脈動速度峰值達到最大。在燃燒特性試驗中，內(nèi)外二次風量比10∶23和內(nèi)外二次風量比10∶28均在截面X/D=0.75附近，火焰穩(wěn)定且強度高。因此，從流場特性和燃燒特性2個角度均表明，耦合回流區(qū)內(nèi)0.3≤X/D≤0.8的區(qū)域起到穩(wěn)定火焰的作用。

(2)在流場特性試驗中，靠近預燃錐壁面附近形成一個高速低湍流的空氣保護層。在燃燒特性試驗中，該區(qū)域O2體積分數(shù)均大于7%，這有利于防止壁面出現(xiàn)高溫腐蝕現(xiàn)象。

(3)隨著內(nèi)外二次風量比增大，耦合回流區(qū)的面積增大，長度不變，最大直徑從0.67D增加到0.87D，相對回流率從0.83增加到1.29;測量截面b的O2體積分數(shù)增大，燃燒器出口的NOx質(zhì)量濃度增大分別為159 mg/m3和112 mg/m3(基準氧體積分數(shù)為9%);靠近預燃錐壁面附近NOx質(zhì)量濃度降低，燃燒器出口的NOx質(zhì)量濃度相差較小。