風箱結構對預燃室式煤粉燃燒器內空氣動力場的影響

崔 豫 泓

(1.煤科院節能技術有限公司，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能減排技術裝備重點實驗室，北京 100013)

0 引 言

工業鍋爐是繼電站鍋爐外第二大燃煤領域，進一步提高煤粉工業鍋爐系統裝備與技術的先進性，對促進煤炭清潔高效利用具有重要作用[1]。煤粉燃燒器是煤粉鍋爐燃燒組織的核心設備，合理的風箱結構有助于助燃空氣與煤粉良好摻混，實現煤粉快速、穩定著火[2-3]。尤其是對于預燃室式煤粉燃燒器，預燃室承擔著煤粉預熱及初級火焰的形成，其內部空氣動力場對于煤粉穩定著火及燃燒至關重要[4-7]。

為解決燃燒器出口氣流不均的問題，一些學者從改進風箱結構及進風方式角度探究了其對流場的影響。趙靜等[8]采用激光顆粒成像技術研究了EI-DRB燃燒器出口流場特性，發現由于氣流突然轉彎造成燃燒器下部風速高于上部，使得該燃燒器出口速度分布不均勻，故風箱內配風均勻性對燃燒器流場均勻性有直接影響。郭育兵[9]為解決某350 MW亞臨界W火焰鍋爐高負荷下排煙氧含量低，且隨助燃空氣量增大出現燃燒不穩、火檢丟失的問題，通過延長導流通道，加裝導流板等F二次風箱改造，消除了F二次風(垂直墻最下部F擋板所構成的二次風道)上翹的問題，實現了高負荷下二次風分級送入，顯著改善了爐內空氣動力場，確保了高負荷下煤粉氣流穩定著火和火焰穩定。張立棟等[10]采用Fluent軟件對某350 MW電廠分離燃盡風風箱進行了流場模擬與結構優化。通過在分離燃盡風風箱內加裝導流板，解決了風箱出口速度不均的問題；進一步延長內側導流板長度，減小外側導流板半徑等措施，降低了風箱阻力及湍流速度，顯著優化了分離燃盡風入爐空氣動力場。范慶偉等[11]研究了某電廠600 MW旋流燃燒器二次風箱流量分配特性，結果表明，旋流燃燒器迎風側出口的氣流流速比背風側低10 m/s左右，提高燃燒器風量對于改善二次風分配特性及流動特性具有重要影響。王永英等[12-13]、紀任山等[14]研究了旋流強度等參數對雙錐預燃室內冷態空氣動力場特征的影響，揭示了雙錐預燃室內氣流分布的基本特征。

研究表明，通過調整鍋爐風箱結構或進風方式，可以優化燃燒器出口氣流分布的合理性，顯著改善燃燒組織特性[15-17]。對于工業鍋爐煤粉燃燒器來說，單只燃燒器承擔著重要的燃燒組織功能，決定了工業鍋爐燃燒特性是否合理。對于預燃室工業鍋爐，煤粉燃燒器尤為關鍵，預燃室承擔著煤粉著火、穩燃等關鍵功能，預燃室內氣流流場的均勻性對煤粉與助燃空氣混合至關重要。而風箱作為助燃風進入預燃室前的重要穩壓、導流設備，其結構的合理性對助燃風進入旋流葉片是否均勻以及經過旋流葉片后形成的旋轉氣流動力場是否均勻等具有重要影響。當前針對預燃室式旋流燃燒器風箱結構對預燃室內氣流動力場分布均勻性的研究還較為缺乏，助燃風經風箱進入旋流葉片前的均勻性以及在預燃室內分布均勻性不明晰，氣流三維速度分布特征也不明確。

筆者以14 MW預燃室式煤粉燃燒器為研究對象，采用數值計算方法，研究不同進風方式及風箱結構對預燃室內空氣動力場的影響，探究合理的進風方式及風箱結構，揭示風箱結構對助燃風進入切向旋流葉片前的氣流分布均勻性，以及經過切向旋流葉片后預燃室內旋流動力場的分布特性，為進一步優化預燃室式煤粉燃燒器內氣流組織，改善燃燒器燃燒組織特性等提供改進依據。

1 網格模型及邊界條件

1.1 模型建立及網格無關性檢驗

14 MW逆噴旋流煤粉燃燒器結構如圖1所示。由圖1可知，該燃燒器主要由一次風管、二次風箱、切向旋流葉片和預燃室等組成。工作原理為：煤粉與一次風由一次風管進入，經特殊結構實現逆噴；自二次風道來的二次風先進入二次風箱，后經旋流葉片旋轉進入預燃室內，與一次風粉混合實現燃燒，最后一并由預燃室出口噴入爐膛進行后續燃燒。由于一次風占比僅為總風量的8%左右，絕大部分助燃空氣以二次風的形式進入預燃室內參與燃燒，因此，二次風對預燃室內空氣動力場的均勻性起決定性作用。為了解決實際應用中燃燒器出口氣流偏斜、出口圓周上旋轉氣流分布不均等問題，采用數值計算的方法，探究了風箱結構對其預燃室內空氣動力場的影響。

圖1 14 MW預燃室式煤粉燃燒器結構

采用ICEM軟件劃分的14 MW逆噴旋流煤粉燃燒器1∶1計算域網格示意如圖2所示。計算前首先需要開展網格獨立性檢驗。本文劃分了100萬、150萬以及200萬3種不同網格數量的燃燒器計算域，采用冷態模擬檢驗的方式對比了預燃室中心軸線上10個位置處的速度分布情況。原風箱各截面速度均值如圖3所示，可知150萬與200萬的網格所對應的結果一致性很強。為了在同等計算結果水平下降低計算量，本文選用的網格數量為150萬。同樣對于新風箱燃燒器開展了網格獨立性檢驗，發現180萬網格即可排除網格數量對計算結果的影響。

圖2 14 MW預燃室式煤粉燃燒器ICEM計算域網格示意

圖3 原風箱網格獨立性檢驗

1.2 煤質數據及邊界條件設置

本文使用的煤種為神木煙煤，煤粉平均粒徑為75 μm，其工業及元素分析見表1。經計算，該煤種理論空氣量為6.6 Nm3/kg，因此，當過量空氣系數選為1.2、供料量1 800 kg/h、風溫25 ℃時，總助燃空氣量約為15 561 m3/h。該燃燒器實際使用中一次風量為恒定值900 m3/h，因此二次風總量為14 661 m3/h保持不變，二次風經過切向旋流葉片，旋流強度為1.6。數值計算中邊界條件的設置見表2。

表1 煤質分析

表2 邊界條件設置

2 數學模型及計算方法

本文采用Fluent數值計算軟件，對預燃室內空氣動力場展開計算，數學模型主要包括流體力學控制方程、湍流模型、離散項流動模型三大部分。

2.1 流體力學控制方程

1)連續性方程[18-19]為

(1)

式中，ρ為流體密度，kg/m3，t為時間，s；u、v、w分別為x、y、z方向上的速度矢量，m/s。

2)動量方程[18-19]為

(2)

(3)

(4)

式中，μ為動力黏度，N·s/m2。

3)能量方程[18-19]為

(5)

式中，T為溫度，K；cp為比熱容，J/(kg·K)；k為流體的傳熱系數，W/(m2·K)；ST為流體內熱源及流體機械能耗散轉化的熱能，J。

2.2 湍流模型

本文二次風經過切向旋流葉片后轉變為強旋轉射流，因此湍流模型必須適用于求解強旋流。根據前人大量試驗及模型驗證，發現k-ε模型能較好地求解湍流流動，且發展出了Realizablek-ε模型，針對強旋轉射流可以獲得更準確的結果。因此，本文采用Realizablek-ε雙方程湍流模型[20]求解預燃室內湍流流動。

2.3 離散項流動模型

預燃室內空氣動力場屬于復雜的湍流氣固兩相流，目前針對該情況有2種求解方法：① 采用歐拉-歐拉的連續介質模型，將顆粒視為連續介質項故無法獲得顆粒的運動軌跡；② 采用歐拉-拉格朗日的顆粒軌道模型，采用駐點法精確刻畫煤粉的運動軌跡。其中，顆粒軌道模型常用于此類復雜的湍流氣固兩相流中，其子模型——隨機軌道模型更廣泛應用于該領域，故本文采用隨機顆粒軌道模型求解離散項運動。

3 結果與討論

3.1 原風箱結構下預燃室內速度場分布

經過預燃室中心軸線且與其垂直的6條橫線上，即x/D分別為0.80、1.14、1.64、1.76、2.00和2.50處預燃室內速度場分布曲線如圖4所示(黑線為預燃室內氣流(包含一、二次風)的合速度，紅線為氣流的軸向速度)。

圖4 不同截面處預燃室內速度場分布曲線(原結構)

由圖4可知，在徑向方向上，氣流軸向(x方向)速度整體呈現先由中心低速逐漸增大至峰值，然后下降的趨勢，具體表現為預燃室內中心區域(-0.2 m

氣流合速度方面，除x/D=0.80截面外，氣流合速度整體呈現中心低、兩側高的趨勢。合速度分布與軸向速度分布存在差異，這是由于旋流二次風約占總風量的94%，且是強旋流，切向速度分量大于軸向，故合速度分布與軸向速度分布并不一致。靠近預燃室壁面處軸向速度降到較小值，而合速度幾乎接近最高值，這時靠近預燃室壁面風量顯著多于中心，故風速高。

3.2 改進風箱結構下預燃室內流場分布

改進風箱結構后，經過預燃室中心軸線且與其垂直的6條橫線上，即x/D分別等于0.80、1.14、1.64、1.76、2.00、2.50處預燃室內速度場分布曲線如圖5所示。

圖5 不同截面處預燃室內速度場分布曲線(改進結構)

由圖5可知，改進風箱結構后，x/D=1.64及以后截面氣流速度分布特征均與風箱未改造前趨勢相似，即預燃室內氣流速度分布隨徑向距離的增加，整體呈由中心低速逐漸增大至峰值，然后再下降的趨勢；而當x/D=0.8時，氣流分布特征發生變化，氣流合速度隨徑向距離的增加，呈現中心略高然后逐漸減小至最低值，然后再上升，最后在靠近預燃室壁面時出現下降趨勢，當x/D=1.14時，只是在靠近預燃室壁面處未出現最后下降現象，其他趨勢與x/D=0.8 截面趨勢一致。

對比氣流分布均勻性可知，預燃室前段氣流速度分布對稱性得到改善，使得預燃室內氣流整體分布趨向對稱、均勻。

3.3 預燃室內氣流分布均勻性對比

預燃室內氣流分布均勻性方面，針對原風箱結構，當x/D<1.64時，預燃室內氣流合速度及軸向速度沿中心軸線(R=0)的對稱性不好，越靠近預燃室前段，氣流存在明顯的偏斜，具體表現為下半部分速度分布略高于上半部分；當x/D>1.64時，隨著氣流逐漸充分發展，預燃室內氣流偏斜情況基本消除。對于改進風箱結構，各截面的速度分布不對稱性幾乎消除。預燃室前段正是初級火焰形成、穩定火焰的關鍵階段，該部分氣流不均勻分布對于組織燃燒、控制NOx和實現煤粉高效燃燒均產生不利影響。

采用不均勻值σ(標準差除以平均值)定量考察溫度、速度的不均勻度，具體為

(6)

兩風箱各截面速度不均勻度如圖6所示，可知改進風箱各截面速度不均勻度均小于原風箱，特別是在x/D=2.50時，原風箱不均勻度達到了0.362，而改進風箱僅有0.220，即在預燃室后半部分，改進風箱內氣流的均勻性相比于原風箱結構下更佳。

圖6 兩風箱各截面速度不均勻度

為了直觀反映氣流經風箱結構后預燃室內運動軌跡，選取氣流自進葉片后，預燃室內氣流軌跡，如圖7所示。由圖7(a)可知，原風箱結構下，出葉片后氣流在預燃室前段氣流跡線分布并不規整，但隨著氣流不斷發展，在預燃室中段后，旋轉角度以及氣流分布接近均勻，這一現象同預燃室內速度分布規律(圖3)一致。

圖7 預燃室內氣流跡線

由圖7(b)可知，改進風箱結構后，進葉片前及出葉片后氣流在預燃室內氣流旋轉角度和分布較為規整，這與大風箱改善風箱內氣壓平衡、增加進葉片前氣流分布均勻性有較大關系，同時這一現象與預燃室內速度分布規律(圖5)一致。

二次風經二次風管道進入風箱后，繞過導流錐進入葉片，形成強旋轉氣流。預燃室內旋轉氣流的對稱性和風箱結構影響二次風整流、穩壓作用，而切向旋流葉片呈嚴格的對稱、均勻分布，故進入葉片的氣流分布是否均勻直接決定二次風在預燃室分布的均勻性。選取垂直于葉片的截面(圖8)進一步考察不同風箱結構對二次風進入葉片均勻性的影響情況，如圖9所示。

圖8 垂直葉片截面示意

圖9 垂直葉片截面的速度分布

對比圖9可知，二次風經兩葉片之間的入口進入葉片后形成旋轉氣流，原風箱結構下部分葉片之間的速度明顯高于其他葉片，即原風箱結構下進入葉片之間的風量不相等，同時燃燒器中心區域的速度分布也存在顯著的不均勻性。而對于改進風箱后，任意兩切向旋流葉片之間二次風風速不存在明顯的高速區，即葉片之間的進風量接近相等，這為出葉片后(燃燒器中心黃色速度區域)氣流的對稱性創造了基本條件。通過改變風箱結構設計、增大風箱容積，提高了風箱穩壓能力，較好消除了二次風由風管進風不均導致預燃室內氣流分布不均的情況。

4 結 論

1)原風箱及改進風箱結構下，截面氣流速度分布趨勢相似：二次風風速在預燃室中心(R/D=0)呈低速區；隨徑向距離R/D增加，氣流速度逐漸增大至速度峰值；隨徑向距離R/D進一步增加，氣流速度逐漸減小，在靠近預燃室壁面處(R/D最大)氣流速度略低于速度峰值。

2)通過改變風箱結構設計、增大風箱容積，提高了風箱穩壓能力，使進入旋流葉片的氣流分布更加均勻，在x/D=2.50時，原風箱不均勻度達0.362，而改進風箱僅0.220，即在預燃室后半部分，相比原風箱結構，改進風箱內氣流的均勻性更好。

3)擴大風箱容積，在確保同等風量的情況下，可降低風箱截面速度，有效消除二次風由風管進風時不均導致預燃室內氣流分布不均的情況。