空氣冷卻式煤粉燃燒室數(shù)值模擬研究

王永英，楊 石，張 深

(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；4.山東濟(jì)南熱力集團(tuán)有限公司，山東 濟(jì)南 250011)

0 引 言

有一定獨(dú)立燃燒空間的雙錐煤粉燃燒室[1-4]能適應(yīng)工業(yè)鍋爐啟停頻繁、負(fù)荷多變的特點，具有著火迅速、燃燒穩(wěn)定、燃盡率低等優(yōu)點。雙錐燃燒室在小容量工業(yè)鍋爐上的冷卻方式多采用水冷卻，燃燒室壁面采用鍋殼或水冷壁布置，溫度較低的鍋爐軟化水進(jìn)入冷卻結(jié)構(gòu)吸收金屬壁面熱量后并入鍋爐水循環(huán)系統(tǒng)[5]。隨著鍋爐容量的提高，燃燒室單體容積增大、數(shù)量增多，如仍采用水冷卻方式將導(dǎo)致安裝困難、水系統(tǒng)復(fù)雜等問題。而空氣冷卻技術(shù)具有多重優(yōu)勢，其將常溫下的一部分助燃風(fēng)從燃燒室金屬壁面外側(cè)通過，冷卻金屬壁面的同時溫度升高可促進(jìn)煤粉在爐膛內(nèi)的燃燒和燃盡。采用空氣冷卻形式既可以減小燃燒室的體積和質(zhì)量，又簡化了燃燒室水系統(tǒng)設(shè)計，應(yīng)用在煤粉工業(yè)鍋爐雙錐燃燒室上有望解決水冷卻形式面臨的諸多問題。

電站鍋爐中常用的煤粉燃燒器大多在爐膛內(nèi)組織燃燒，燃燒器內(nèi)主要保證不回火即可，不用特別考慮壁面冷卻問題[6-7]。作為點火燃燒器和具有低負(fù)荷穩(wěn)燃作用的預(yù)燃室式燃燒器多采用內(nèi)襯耐火絕熱材料來防止壁面過熱，也有部分預(yù)燃室采用腰部風(fēng)等空氣冷卻結(jié)構(gòu)。

已有預(yù)燃室內(nèi)燃燒和應(yīng)用的相關(guān)研究多集中于20世紀(jì)八九十年代，近年來的研究偏少。徐旭常等[8-9]建立了預(yù)燃室內(nèi)火焰穩(wěn)定的相關(guān)理論，認(rèn)為在預(yù)燃室內(nèi)形成局部的高煤粉濃度、高溫和合適氧濃度的區(qū)域是保持火焰穩(wěn)定的原則。魏心正[10]、李建生等[11]、閆順林等[12]研究預(yù)燃室的設(shè)計開發(fā)和應(yīng)用情況，指出電站鍋爐采用預(yù)燃室時，節(jié)油和低負(fù)荷穩(wěn)燃效果好，缺點是布置困難、煤種適應(yīng)范圍窄、耐水材料和空氣冷卻結(jié)構(gòu)均存在壁面燒毀、結(jié)焦和結(jié)渣問題。董小林[13]、池俊杰[14]設(shè)計優(yōu)化了新的預(yù)燃室結(jié)構(gòu)，并進(jìn)行了數(shù)值模擬和試驗研究，重點考查燃燒器內(nèi)溫度、流程和結(jié)構(gòu)等參數(shù)。

由于預(yù)燃室應(yīng)用于電站鍋爐時不是主燃燒器，研究多集中在預(yù)燃室的設(shè)計工況，不同負(fù)荷及配風(fēng)參數(shù)變化和空氣冷卻形式的影響規(guī)律研究較少。而雙錐燃燒室作為主燃燒器，負(fù)荷多變，首次應(yīng)用空氣冷卻形式,在典型的高、低負(fù)荷下能否保證金屬壁面的冷卻效果，冷卻風(fēng)占助燃風(fēng)的合適比例，燃燒室和爐膛溫度分布是否合理等研究顯得尤為重要和迫切。

本文采用數(shù)值模擬技術(shù)[15-17]對14 MW工業(yè)鍋爐燃燒室和爐膛采用進(jìn)行三維建模，模擬得到空氣冷卻形式下，不同內(nèi)外二次風(fēng)配風(fēng)比例的燃燒室內(nèi)部及壁面的溫度分布、出口火焰形狀，以期為空氣冷卻式燃燒室的設(shè)計和運(yùn)行提供參考。

1 模型及設(shè)置

1.1 空氣冷卻式燃燒器結(jié)構(gòu)

14 MW空氣冷卻式燃燒室結(jié)構(gòu)示意如圖1所示。一次風(fēng)攜帶煤粉顆粒從一次風(fēng)管進(jìn)入燃燒室，經(jīng)過一次風(fēng)管內(nèi)長距離的運(yùn)輸，充分預(yù)熱后在回流帽阻擋作用下折返運(yùn)動方向逆噴回來。燃燒室內(nèi)的助燃風(fēng)分為內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)兩部分。內(nèi)二次風(fēng)經(jīng)過具有對數(shù)螺旋形式的切向旋流葉片旋轉(zhuǎn)進(jìn)入燃燒室，在旋流和燃燒室擴(kuò)散段的共同作用下形成高溫回流區(qū)。逆噴的煤粉在回流區(qū)內(nèi)與回流高溫氣流充分混合繼續(xù)加熱，在葉片根部遇到內(nèi)二次風(fēng)中的新鮮氧氣迅速著火燃燒，同時跟隨內(nèi)二次風(fēng)向燃燒室出口旋轉(zhuǎn)，經(jīng)過燃燒室收縮段，截面積不斷縮小，最后高速噴出燃燒室形成爐膛火焰。噴出的火焰仍具有一定旋流強(qiáng)度。外二次風(fēng)為壁面冷卻風(fēng)，冷卻燃燒室金屬壁面的同時溫度升高，在燃燒室收縮段通道的引流作用下，在爐膛內(nèi)火焰接觸，參與煤粉火焰的燃燒與燃盡，外二次風(fēng)溫度的升高有利于提高煤粉的燃盡率。

圖1 空氣冷卻式燃燒器結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structure of combustion chamber with air cooling

1.2 模擬對象和模擬工況

本文選取14 MW煤粉工業(yè)鍋爐配套的空氣冷卻燃燒室和對應(yīng)的爐膛為模擬對象。根據(jù)現(xiàn)場運(yùn)行實際情況，14 MW煤粉工業(yè)鍋爐的運(yùn)行負(fù)荷根據(jù)用戶需求常有變動，分為冬季采暖期的高負(fù)荷和夏季生活用熱期的較低負(fù)荷為主，高負(fù)荷以100%、低負(fù)荷以50%負(fù)荷較為常見。所以本文選取煤粉工業(yè)鍋爐50%和100%兩種負(fù)荷，空氣過量系數(shù)控制在1.2，內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)之總量保持不變，研究不同內(nèi)/外二次風(fēng)比例下金屬壁面溫度變化及燃燒室和爐膛的燃燒情況，工況匯總見表1。

表1 模擬工況匯總

1.3 計算方法和模型設(shè)置

煤粉燃燒過程涉及的控制方程包括質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程等。

1)質(zhì)量守恒方程

任何流動都要滿足質(zhì)量守恒定律。該定律可表示為單位時間內(nèi)流體微元中質(zhì)量的增加，等于同一時間間隔內(nèi)流入該流體微元的凈質(zhì)量。按照這一定律可得出質(zhì)量守恒方程，也稱為連續(xù)性方程。

(1)

式中，ρ為密度，kg/m3；t為時間，s；u、v、w為速度矢量在x、y、z三個方向的分量，m/s；S為質(zhì)量源項，kg/(m2·s)。

2)動量守恒方程

動量守恒定律可表述為：微元體中流體的動量對時間的變化率等于外界作用在該微元體上的各種力之和，該定律實際上是牛頓第二定律。

(2)

式中，p為微元體上的壓力，Pa；F為流體微元體上的體積力，N；μ為動力黏度，N·s/m3；u為速度矢量。

3)能量守恒方程

能量守恒定律是包含有熱交換的流動系統(tǒng)必須滿足的基本定律。該定律可表述為：微元體中能量的增加等于進(jìn)入微元體的凈熱流量加上體力與面力對微元體做的功，該定律實際上是熱力學(xué)第一定律。

(3)

式中，cp為比熱容，J/(kg·K)；T為溫度，K；k為流體的傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；q為流體內(nèi)熱源及由于黏性作用流體機(jī)械能轉(zhuǎn)換為熱能的部分，J。

控制方程的求解采用基于有限體積法的CFD商業(yè)軟件求解器，求解過程使用SIMPLE算法求解壓力速度耦合，采二階迎風(fēng)格式計算輸運(yùn)方程，溫度相關(guān)的流體性質(zhì)使用理想氣體混合率計算。

1.3.1湍流模型

可實現(xiàn)性k-ε模型可以有效模擬旋轉(zhuǎn)流、自由流動、管道內(nèi)流動、邊界層流動以及帶有分離的流動等，適合燃燒器及流場中的旋轉(zhuǎn)流動，近壁面處理采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

1.3.2輻射換熱模型

輻射模型采用Discrete Ordinates模型。該模型考慮散射的影響，考慮氣體和顆粒間的輻射換熱，精度高，是計算煤粉燃燒常用的輻射換熱模型。

1.3.3燃燒模型

燃燒模型分為揮發(fā)分析出、氣相燃燒和焦炭燃燒3部分。揮發(fā)分析出模型采用雙競爭模型；氣相燃燒采用eddy dissipation Model；焦炭燃燒采用kinetic/diffusion表面反應(yīng)速率模型，由反應(yīng)動力學(xué)和表面擴(kuò)散速率共同決定。

1.3.4離散相模型

煤粉顆粒采用離散項模型注入，使用拉格朗日坐標(biāo)下的隨機(jī)軌道模型。煤粉顆粒從過一次風(fēng)入口面內(nèi)噴入，連續(xù)項每迭代100次更新一次離散項。

1.4 網(wǎng)格劃分和邊界條件

雙錐燃燒器和爐膛組成的燃燒系統(tǒng)的模型采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格來劃分網(wǎng)格。計算過程中進(jìn)行了網(wǎng)格的獨(dú)立性驗證，對整個計算區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)分別為8萬、18萬、34萬、43萬和62萬的模型進(jìn)行了計算，結(jié)果發(fā)現(xiàn)34萬、43萬和62萬的網(wǎng)格計算出來的結(jié)果無明顯變化，最終選取網(wǎng)格總數(shù)為34萬。網(wǎng)格的最小雅可比矩陣與最大雅可比矩陣之比大于0.625，網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 燃燒系統(tǒng)的網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh division of combustion system

模擬所用邊界條件見表2。模擬采用的煤種為神府煤，其煤質(zhì)分析見表3。燃燒室金屬壁面的材質(zhì)設(shè)置為304不銹鋼(0Cr18Ni9)。

表2 模擬邊界條件

表3 神府煤煤質(zhì)分析

1.5 數(shù)值模擬驗證

煤粉燃燒數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性需與試驗或現(xiàn)場采集數(shù)據(jù)對比來驗證[18-19]，本文采用的模擬方法已在工業(yè)鍋爐燃燒室的研究和工程中進(jìn)行了驗證和應(yīng)用[3,20-21]。為準(zhǔn)確模擬燃燒室內(nèi)燃燒情況，曾搭建相似燃燒室試驗臺架[3]，對燃燒室內(nèi)沿長度分布溫度點進(jìn)行實測，并與模擬結(jié)果進(jìn)行對比，如圖3所示。模擬結(jié)果和實測結(jié)果互有高低，總體誤差不超5%。本文物理模型與試驗裝置相比，僅燃燒器和爐膛的幾何尺寸發(fā)生了改變，煤粉物性參數(shù)和組織燃燒形式相似，因此可認(rèn)為本文數(shù)值模擬結(jié)果合理可靠。

圖3 模擬結(jié)果與實測結(jié)果的對比Fig.3 Comparisonbetween simulated reults and experimentalresults

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 燃燒室內(nèi)燃燒情況及壁面溫度變化

控制總空氣過量系數(shù)不變，50%和100%負(fù)荷下燃燒室內(nèi)溫度分布情況和空氣冷卻結(jié)構(gòu)的金屬壁面平均溫度、最高溫度如圖4所示。低負(fù)荷下的上述3種溫度均高于高負(fù)荷，說明在較低負(fù)荷下，燃燒室內(nèi)煤粉燃燒進(jìn)程多、溫度高，是空氣冷卻式結(jié)構(gòu)重點考察的工況。

圖4 2種負(fù)荷下內(nèi)二次風(fēng)變化對溫度的影響Fig.4 Effect of inner secondary air on temperature at two loads

2.1.1燃燒室內(nèi)的燃燒情況

內(nèi)二次風(fēng)提供了煤粉在燃燒室內(nèi)著火和燃燒所需氧氣，一方面內(nèi)二次風(fēng)量越大，提供的氧氣量越多，燃燒室內(nèi)燃燒越充分、溫度越高，具有增強(qiáng)燃燒作用；另一方面內(nèi)二次風(fēng)量又可決定煤粉火焰在燃燒室內(nèi)和出口處的火焰噴射速度，從而決定煤粉火焰的停留時間，內(nèi)二次風(fēng)量越大，停留時間越短，對流和輻射換熱少，具有冷卻燃燒室的作用。從模擬結(jié)果看，在50%負(fù)荷和100%負(fù)荷下燃燒室內(nèi)平均溫度隨著內(nèi)二次風(fēng)比例的增加而逐漸降低。說明在內(nèi)二次風(fēng)比例從0.2增加到0.8的過程中，內(nèi)二次風(fēng)提供了足量煤粉在燃燒室內(nèi)燃燒所需的空氣量，內(nèi)二次風(fēng)增強(qiáng)燃燒和冷卻燃燒室正反兩方面作用下，內(nèi)二次風(fēng)量增加導(dǎo)致煤粉在燃燒室內(nèi)停留時間減少，從而降低燃燒室內(nèi)溫度的作用占據(jù)主導(dǎo)。

2.1.2燃燒室金屬壁面的平均溫度

金屬壁面溫度是內(nèi)二次風(fēng)和外二次風(fēng)共同作用的結(jié)果。內(nèi)二次風(fēng)支撐煤粉在燃燒室內(nèi)的燃燒，金屬壁面接受火焰輻射和高溫?zé)煔鈱α髯饔茫瑴囟入S著燃燒室內(nèi)溫度高低而相應(yīng)變化，二次風(fēng)通道中的空氣帶走金屬壁面的熱量，冷卻壁面，外二次風(fēng)風(fēng)量越大，通道里面的速度越快，冷卻作用越好。50%負(fù)荷下，燃燒室金屬壁面的平均溫度隨著內(nèi)二次風(fēng)比例的增加呈降低趨勢，內(nèi)二次風(fēng)比例增加即外二次風(fēng)比例減小，使得金屬壁面平均溫度降低，可見在該負(fù)荷下內(nèi)二次風(fēng)所決定的燃燒室內(nèi)燃燒情況對金屬壁面平均溫度起主要影響作用，外二次風(fēng)冷卻為次要影響。而在100%負(fù)荷下，內(nèi)二次風(fēng)比例為0.2～0.5時，隨著燃燒室內(nèi)的溫度降低，金屬壁面的平均溫度亦降低，但內(nèi)二次風(fēng)比例為0.6～0.8時，燃燒室內(nèi)溫度降低相對平緩，外二次風(fēng)量逐漸減少，冷卻作用降低，金屬壁面又呈現(xiàn)增高的趨勢。

2.1.3金屬壁面的最高溫度

50%負(fù)荷下，內(nèi)二次風(fēng)量占總空氣量比例為0.3～0.4時，金屬壁面溫度較高；二次風(fēng)比例為0.4，溫度最高為930 K(657 ℃)。100%負(fù)荷時，金屬壁面的最高溫度總體先降低后升高，內(nèi)二次風(fēng)比例為0.2時，溫度最高為835 K(562 ℃)。金屬壁面的最高溫度均出現(xiàn)在內(nèi)二次風(fēng)比例較小的工況。當(dāng)二次風(fēng)量較小且和燃燒室結(jié)構(gòu)配比合適時，燃燒室內(nèi)出現(xiàn)燃燒強(qiáng)烈的局部火焰，由于較小的燃燒室內(nèi)氣速，火焰不能被冷卻或拉長至爐膛，火焰局部炙烤金屬壁面導(dǎo)致最高溫度的出現(xiàn)。從模擬結(jié)果看，14 MW風(fēng)冷燃燒室結(jié)構(gòu)下，燃燒強(qiáng)烈的局部火焰在50%負(fù)荷內(nèi)二次風(fēng)比例0.4和100%負(fù)荷內(nèi)二次風(fēng)比例0.2(2種工況下內(nèi)二次風(fēng)的絕對風(fēng)量相等)時出現(xiàn)。在50%負(fù)荷內(nèi)二次風(fēng)比例小于0.4，內(nèi)二次風(fēng)量供氧量不足，局部劇烈火焰無法形成，高于此比例，火焰被高速氣流冷卻拉長至爐膛；100%負(fù)荷，由于供料量多，內(nèi)二次風(fēng)考核最小的工況即出現(xiàn)局部火焰，高于這個工況金屬壁面的最高溫度就會降低。經(jīng)核算，高低負(fù)荷下最高壁面溫度出現(xiàn)時內(nèi)二次風(fēng)配風(fēng)量為2 600 Nm3/h，在其他負(fù)荷下應(yīng)盡量使內(nèi)二次風(fēng)遠(yuǎn)離此配風(fēng)量。2種負(fù)荷最高溫度的位置如圖5所示，說明劇烈燃燒火焰位置均位于后錐出口。

圖5 最高溫度位置示意Fig.5 Maximum temperature position diagram

50%和100%負(fù)荷時金屬壁面的高溫區(qū)域分布情況相似，50%負(fù)荷不同內(nèi)/外二次風(fēng)比例燃燒室壁面溫度分布如圖6所示。二次風(fēng)比例為0.2時，最高溫度出現(xiàn)在固體壁面的中間位置。而比例為0.3時，固體壁面的高溫區(qū)布滿固體區(qū)域的后部，隨著內(nèi)二次風(fēng)比例的繼續(xù)增加，固體壁面出現(xiàn)最高溫度區(qū)域逐漸后移，集中于燃燒室的后錐出口處。

圖6 50%負(fù)荷不同內(nèi)/外二次風(fēng)比例燃燒室壁面溫度分布Fig.6 Wall temperature distribution with different internal/extenal secondary air ratios at 50% load

固體壁面的最高溫度決定所用固體壁面材料是否合適，為制造燃燒室壁面材料的選擇提供依據(jù)。普通碳素鋼的適用最高溫度為425 ℃，雖造價便宜但使用溫度相比模擬結(jié)果中金屬壁面最高溫度(657 ℃)低232 ℃，不適合在目前空氣冷卻結(jié)構(gòu)的燃燒室中使用。模擬所采用的304不銹鋼(0Cr18Ni9)所耐最高溫度為800 ℃，高于模擬工況的最高溫度，同時控制內(nèi)外二次風(fēng)的運(yùn)行比例，還可以進(jìn)一步降低最高溫度，是較合適的材料。考慮到工業(yè)鍋爐頻繁啟停及根據(jù)用戶需求負(fù)荷多變的特點，在內(nèi)二次風(fēng)比例較大時，固體壁面高溫區(qū)集中在收縮口附近，可進(jìn)一步提高收縮口處材料的耐溫性能，采用能承受1 000 ℃以下反復(fù)加熱的抗氧化310S不銹鋼(06Cr25Ni20)制作燃燒室后部收口區(qū)域是較為理想的選擇。

綜合從燃燒室內(nèi)溫度、金屬壁面溫度平均溫度和最高溫度的結(jié)果來看，低負(fù)荷下是需要考察風(fēng)冷結(jié)構(gòu)效果的重點，當(dāng)內(nèi)二次風(fēng)比例小于0.5時，燃燒室內(nèi)溫度、金屬壁面的平均溫度均較高，且金屬壁面最高溫度存在峰值。而當(dāng)二次風(fēng)比例不小于0.5時，以上3種溫度變化較為平穩(wěn)。

2.2 爐膛內(nèi)火焰形狀分布規(guī)律

內(nèi)外二次風(fēng)的比例影響燃燒室內(nèi)溫度和固體壁面溫度的同時，也會對離開燃燒室進(jìn)入爐膛的火焰形狀產(chǎn)生影響，2種負(fù)荷下爐膛內(nèi)的溫度分布如圖7所示。

圖7 2種負(fù)荷不同內(nèi)/外二次風(fēng)比例爐膛內(nèi)溫度分布Fig.7 Temperature distribution in furnace with different internal/extenal secondary air ratio at two loads

在2種負(fù)荷下，隨著內(nèi)二次風(fēng)比例的逐漸增加，火焰長度先增加后減小勢，火焰直徑也發(fā)生變化。燃燒室出口火焰仍帶有弱旋流，而外二次風(fēng)設(shè)計為直流風(fēng)，兩者相互作用決定了火焰在爐膛內(nèi)的分布情況。當(dāng)內(nèi)二次風(fēng)比例為0.2時，內(nèi)二次風(fēng)火焰出口速度較小，大量外二次風(fēng)在收縮口的作用下具有向火焰軸中心的速度分量，火焰主要集中在爐膛前部，形狀近似三角形。當(dāng)內(nèi)二次風(fēng)比例為0.3時，內(nèi)二次風(fēng)速度增加，外二次風(fēng)速度減小，火焰寬度增加。隨著內(nèi)二次風(fēng)比例的進(jìn)一步增加，火焰出口速度增大，剛性增強(qiáng)，同時外二次風(fēng)量減小，向火焰軸中心的速度風(fēng)量減小，在兩方面共同作用下，燃燒室火焰在爐膛內(nèi)部被拉長變細(xì)。內(nèi)二次風(fēng)比例為0.4～0.5，火焰長度較長，在爐膛內(nèi)的充滿度較好。隨著內(nèi)二次風(fēng)比例的繼續(xù)增加，外二次風(fēng)的軸向速度變小，在大量內(nèi)二次風(fēng)作用下，燃燒室出口總氣流旋流強(qiáng)度的增大導(dǎo)致了火焰的變短變粗。

2種負(fù)荷工況下煤粉的燃盡率保持在99%以上。從爐膛傳熱角度，應(yīng)提高火焰在爐膛內(nèi)部的充滿度，以提高鍋爐效率。結(jié)合前文燃燒室溫度分布結(jié)果，在50%負(fù)荷和100%負(fù)荷下內(nèi)外二次風(fēng)比例均為0.5∶0.5時，燃燒室內(nèi)溫度水平適中，金屬壁面的平均溫度較低、最高溫度也較低且處在工程材料可接受的范圍內(nèi)，同時爐膛內(nèi)火焰充滿度好，為空氣冷卻結(jié)構(gòu)應(yīng)用于雙錐燃燒室相對合適的運(yùn)行工況。

3 結(jié) 論

1)控制總空氣過量系數(shù)不變，由于內(nèi)二次風(fēng)助燃燃燒和外二次風(fēng)冷卻的共同作用，在50%和100%工況下，隨著內(nèi)二次風(fēng)比例的增加，燃燒室內(nèi)平均溫度均逐漸降低。50%負(fù)荷下金屬壁面平均溫度呈現(xiàn)降低趨勢，而在100%負(fù)荷時金屬壁面平均溫度先降低后升高。

2)金屬壁面具有所有工況下的最高溫度930 K。根據(jù)此溫度可選擇304不銹鋼作為燃燒室金屬壁面材料，同時可選擇更具有反復(fù)加熱性能的310S不銹鋼作為后錐收縮段的材料。

3)在2種負(fù)荷下，隨著內(nèi)二次風(fēng)比例的增加，火焰長度先增加后減小。這是因為當(dāng)內(nèi)二次風(fēng)較小時，出口氣速較小，外二次風(fēng)具有向中心的速度分量，火焰主要集中在爐膛前部。隨著內(nèi)二次風(fēng)比例的增加，出口速度增大，火焰變長變細(xì)，內(nèi)二次風(fēng)比例為0.4～0.5時，火焰長度達(dá)到最長。隨著比例的繼續(xù)增加，外二次風(fēng)的軸向速度變小，出口火焰的旋流強(qiáng)度增加，導(dǎo)致火焰變短變粗。

4)綜合考慮燃燒室內(nèi)燃燒情況、金屬壁面平均溫度和最高溫度、爐膛火焰充滿情況，內(nèi)外二次風(fēng)比例為0.5∶0.5為所有負(fù)荷下適合空氣冷卻式雙錐燃燒室的運(yùn)行工況。