二次風(fēng)配比和旋流強(qiáng)度對(duì)預(yù)熱解式低氮旋流燃燒器性能影響的數(shù)值模擬

范永成，張飛龍，王永東，王 里，劉俊杰，譚厚章，許鑫瑋，王學(xué)斌

(1.國(guó)能神東煤炭集團(tuán)有限責(zé)任公司，陜西 神木 719315；2.西安交通大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，陜西 西安 710049)

0 引 言

目前我國(guó)工業(yè)鍋爐保有量超60萬(wàn)臺(tái)，其中燃煤工業(yè)鍋爐占現(xiàn)役工業(yè)鍋爐總數(shù)的80%以上，燃煤工業(yè)鍋爐煤炭消耗量約占全國(guó)煤炭消耗總量的20%[1-2]。工業(yè)鍋爐相較于電站鍋爐具有啟停靈活、負(fù)荷變化大、產(chǎn)汽參數(shù)可調(diào)等特點(diǎn)，可滿足不同壓力蒸汽、不同溫度熱水供給需求，作為主要熱力供應(yīng)設(shè)備被廣泛應(yīng)用于生產(chǎn)生活的各領(lǐng)域[3-5]。我國(guó)以煤為主的能源賦存形態(tài)及供給結(jié)構(gòu)特點(diǎn)在未來(lái)相當(dāng)長(zhǎng)的一段時(shí)間仍會(huì)保持，燃煤工業(yè)鍋爐作為我國(guó)僅次于火電廠的第二大燃煤型污染源，推進(jìn)其清潔高效運(yùn)行、有效節(jié)能減排，是實(shí)現(xiàn)經(jīng)濟(jì)效益、環(huán)境效益和社會(huì)效益共贏的必然途徑[6-7]。

為實(shí)現(xiàn)經(jīng)濟(jì)環(huán)境可持續(xù)發(fā)展，我國(guó)對(duì)NOx的排放制定了嚴(yán)格標(biāo)準(zhǔn)。根據(jù)我國(guó)環(huán)保部GB 13271—2014《鍋爐大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》要求，新建燃煤工業(yè)鍋爐的NOx排放應(yīng)低于300 mg/m3，重點(diǎn)地區(qū)要求低于200 mg/m3。近年來(lái)，我國(guó)對(duì)NOx的控制力度進(jìn)一步加大，多數(shù)地區(qū)出臺(tái)了NOx超低排放政策。燃煤工業(yè)鍋爐受燃料輸入特性和運(yùn)行負(fù)荷波動(dòng)等因素影響易出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定情況，導(dǎo)致煤粉燃燒效率低和NOx排放難以控制等問(wèn)題[8-10]。根據(jù)燃煤工業(yè)鍋爐NOx生成機(jī)理，燃煤過(guò)程主要需控制熱力型NOx和燃料型NOx[11-12]。通過(guò)比較幾種常見(jiàn)的NOx排放控制技術(shù)的改造費(fèi)用和脫硝效率，從實(shí)現(xiàn)燃煤工業(yè)鍋爐NOx排放控制和穩(wěn)定著火提高煤粉燃燒效率上綜合考量，低氮燃燒器技術(shù)具有較好的發(fā)展前景[13]。

目前我國(guó)低氮旋流燃燒器的應(yīng)用已不斷發(fā)展，通過(guò)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)調(diào)節(jié)一次風(fēng)濃淡、二次風(fēng)配比、二次風(fēng)旋流強(qiáng)度等因素，形成低氧還原性氣氛，抑制NOx生成[14-17]；在低氮旋流燃燒器的基礎(chǔ)上添加預(yù)燃室可以穩(wěn)定燃燒，使煤粉先經(jīng)過(guò)熱解、產(chǎn)物送入爐膛燃燒，通過(guò)控制熱解氣氛引導(dǎo)熱解氣中生成的NO還原成N2，進(jìn)一步控制NOx排放[18-21]。筆者開(kāi)發(fā)了一種預(yù)熱解式低氮旋流燃燒器，在25 t/h煤粉工業(yè)鍋爐試驗(yàn)平臺(tái)典型工況驗(yàn)證模型準(zhǔn)確的前提下，對(duì)其進(jìn)行了內(nèi)外二次風(fēng)配比和內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度多工況變參數(shù)數(shù)值模擬，通過(guò)對(duì)速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)以及煙氣組分分布分析以研究?jī)?nèi)外二次風(fēng)配比和旋流強(qiáng)度對(duì)預(yù)熱解式低氮旋流燃燒器性能的影響。

1 燃燒器、爐膛數(shù)值模擬設(shè)置及驗(yàn)證

使用ANSYS Fluent軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，研究煤粉顆粒在爐膛內(nèi)氧化燃燒放熱的反應(yīng)過(guò)程，對(duì)爐膛內(nèi)的燃燒特性及污染物生成特性進(jìn)行全面分析，具體數(shù)值模擬設(shè)置如下：選用Realizablek-ε模型對(duì)爐膛內(nèi)的湍流流動(dòng)進(jìn)行模擬；選用拉格朗日隨機(jī)軌道模型模擬煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)，將顆粒的慣性與作用在顆粒上的力相平衡；選用適用性更廣的DO模型對(duì)輻射傳熱過(guò)程進(jìn)行模擬；選用兩步競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)模型、渦耗散模型和擴(kuò)散-動(dòng)力反應(yīng)模型對(duì)揮發(fā)分析出過(guò)程、揮發(fā)分氣相燃燒過(guò)程和焦炭燃燒過(guò)程3部分構(gòu)成的燃燒過(guò)程進(jìn)行模擬。

根據(jù)預(yù)熱解式低氮旋流燃燒器的實(shí)際尺寸，使用Inventor軟件1∶1建立燃燒器的三維模型，燃燒器結(jié)構(gòu)示意及二次風(fēng)特征如圖1(a)所示，燃燒器、爐膛結(jié)構(gòu)如圖1(b)所示。采用ICEM對(duì)物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，該燃燒器模型結(jié)構(gòu)包括中心風(fēng)、一次風(fēng)、旋流內(nèi)二次風(fēng)、預(yù)燃室、外二次風(fēng)及燃燒區(qū)域等，結(jié)合實(shí)際試驗(yàn)臺(tái)尺寸爐膛燃燒區(qū)域經(jīng)簡(jiǎn)化選取1個(gè)直徑5 m、高10 m的圓柱體區(qū)域，并在該區(qū)域出口處設(shè)置一個(gè)圓臺(tái)的收束結(jié)構(gòu)，以縮小計(jì)算區(qū)域出口尺寸，避免回流過(guò)大影響爐膛內(nèi)的流場(chǎng)分布。選擇4種網(wǎng)格數(shù)量21.8萬(wàn)、35.9萬(wàn)、118.2萬(wàn)、181.7萬(wàn)個(gè)進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，得到燃燒器出口軸線上的速度分布。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)超118.2萬(wàn)個(gè)后，燃燒器出口速度分布基本一致，綜合考量計(jì)算效率與計(jì)算精度，選擇118.2萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格進(jìn)行模擬計(jì)算。

圖1 燃燒器結(jié)構(gòu)示意及燃燒器、爐膛結(jié)構(gòu)Fig.1 Diagram of burner structure and burner, furnace structure

在燃燒器多工況運(yùn)行參數(shù)的數(shù)值模擬前，首先對(duì)25 t/h煤粉工業(yè)鍋爐試驗(yàn)平臺(tái)上的典型工況進(jìn)行模擬計(jì)算，將模擬計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)得的溫度場(chǎng)、NOx濃度、飛灰含碳量等關(guān)鍵數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證本研究所選取數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。模擬邊界條件設(shè)置完成后，先對(duì)爐膛的冷態(tài)流場(chǎng)進(jìn)行迭代計(jì)算，得到初步收斂的充分發(fā)展流場(chǎng)后，再耦合顆粒相，加入輻射和燃燒模型進(jìn)行熱態(tài)計(jì)算，預(yù)燃室采用耐火材料，預(yù)燃室壁面設(shè)置為絕熱壁面邊界。

典型工況條件下?tīng)t膛溫度測(cè)點(diǎn)分布如圖2(a)所示，爐膛內(nèi)可用溫度測(cè)點(diǎn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比如圖2(b)所示。由圖2(b)可知，試驗(yàn)測(cè)量溫度與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的最大偏差為52 ℃，誤差在±4.5%，小于工業(yè)上常規(guī)要求的10%。因此，可認(rèn)為本研究所選取的模型能夠較準(zhǔn)確預(yù)測(cè)爐膛內(nèi)的溫度分布。

圖2 爐膛溫度測(cè)點(diǎn)分布及溫度測(cè)點(diǎn)與模擬結(jié)果對(duì)比[22]Fig.2 Distribution of temperature measuring points in furnace and comparison between temperature measuring points and simulation results[22]

通過(guò)驗(yàn)證試驗(yàn)工況下?tīng)t膛出口參數(shù)的模擬值與試驗(yàn)值的對(duì)比，模擬焦炭轉(zhuǎn)化率95.1%，折算飛灰含碳量16.2%，試驗(yàn)測(cè)量爐膛出口飛灰含碳量14.9%，模擬結(jié)果誤差9%；模擬爐膛出口截面NOx質(zhì)量濃度為175 mg/m3，實(shí)際測(cè)量值為182 mg/m3，模擬結(jié)果誤差4%，熱態(tài)模擬結(jié)果與測(cè)量結(jié)果擬合度高，計(jì)算模型與邊界條件合理，認(rèn)為模擬結(jié)果與實(shí)際燃燒情況吻合較好。

2 燃燒器、爐膛數(shù)值模擬工況設(shè)置

以內(nèi)外二次風(fēng)配比和內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度為重點(diǎn)研究對(duì)象進(jìn)行多工況變參數(shù)預(yù)熱解式低氮旋流燃燒器數(shù)值模擬研究，數(shù)值模擬的工況主要參數(shù)變化見(jiàn)表1。基礎(chǔ)工況的計(jì)算域出口壓力為-100 Pa，預(yù)燃室壁面為絕熱壁面邊界，計(jì)算域側(cè)壁溫度800 K，風(fēng)溫為300 K。在保證過(guò)量空氣系數(shù)和一次風(fēng)速與基礎(chǔ)工況相同的前提下，工況1為降低內(nèi)二次風(fēng)率，工況2、3為增加內(nèi)二次風(fēng)率，工況4、5分別為減小和增大內(nèi)二次風(fēng)旋流葉片角度。

表1 數(shù)值模擬工況主要參數(shù)Table 1 Main parameters of numerical simulation conditions

3 模擬結(jié)果與討論

3.1 內(nèi)外二次風(fēng)配比的影響

本文提出的預(yù)熱解式低氮旋流燃燒器的內(nèi)二次風(fēng)為旋流風(fēng)，對(duì)組織預(yù)燃室及爐膛內(nèi)流場(chǎng)起著至關(guān)重要的作用。通過(guò)調(diào)節(jié)內(nèi)二次風(fēng)速研究?jī)?nèi)二次風(fēng)射流剛性對(duì)燃燒器燃燒排放特性的影響發(fā)現(xiàn)：工況3內(nèi)二次風(fēng)率提高至54%時(shí)因風(fēng)速過(guò)高，內(nèi)二次風(fēng)在燃燒器出口處卷吸一次風(fēng)，破壞了預(yù)燃室內(nèi)的流場(chǎng)；一次風(fēng)在燃燒器出口被內(nèi)二次風(fēng)卷吸迅速與內(nèi)二次風(fēng)混合，預(yù)燃室內(nèi)的環(huán)形回流區(qū)消失。因內(nèi)二次風(fēng)為冷風(fēng)，煤粉與二次風(fēng)混合后不能著火燃燒，同時(shí)大量?jī)?nèi)二次風(fēng)迅速降低預(yù)燃室內(nèi)的溫度，最終導(dǎo)致該工況無(wú)法穩(wěn)定著火。因此將內(nèi)二次風(fēng)率從54%降至50%(工況2)，在該工況下預(yù)燃室內(nèi)的環(huán)形回流區(qū)未被破壞、著火穩(wěn)定。

3.1.1 速度分布

工況1、工況2及基礎(chǔ)工況的爐膛中心截面速度分布如圖3(a)所示。對(duì)比3個(gè)工況的速度云圖可知，內(nèi)二次風(fēng)率對(duì)流場(chǎng)的影響主要表現(xiàn)在內(nèi)二次風(fēng)射流的剛性和對(duì)回流區(qū)的影響上。工況1的內(nèi)二次風(fēng)速度低，導(dǎo)致內(nèi)二次風(fēng)的射流剛性較小，在預(yù)燃室出口速度降低并迅速向一次風(fēng)射流靠攏，使內(nèi)二次風(fēng)與一次風(fēng)射流的混入位置提前。同時(shí)由于二次風(fēng)剛性的降低，使內(nèi)二次風(fēng)的旋轉(zhuǎn)慣性降低，與外二次風(fēng)混合后火焰Z方向速度迅速降低，火焰剛性較差。而工況2的內(nèi)二次風(fēng)速較高，離開(kāi)預(yù)燃室后還能保持較好的剛性，不會(huì)向一次風(fēng)射流靠攏而是卷吸一次風(fēng)射流，二者整體混合位置偏后，避免了內(nèi)二次風(fēng)提前混入一次風(fēng)射流中，從而控制NOx排放。

圖3 中心截面速度及軸向速度分布Fig.3 Burner center section velocity and axial velocity distribution

中心截面的軸向速度分布如圖3(b)所示，對(duì)比3個(gè)工況的軸向速度分布，工況1的內(nèi)二次風(fēng)速低，旋轉(zhuǎn)慣性弱，射流剛性低，難以對(duì)爐膛中心產(chǎn)生影響，使?fàn)t膛中心的大回流區(qū)消失，火焰呈射流火焰趨勢(shì)，可能導(dǎo)致NOx排放較高。工況2的內(nèi)二次風(fēng)速高，射流剛性強(qiáng)，較強(qiáng)的旋轉(zhuǎn)慣性能影響爐膛中心流場(chǎng)形成大回流區(qū)，在該區(qū)域易形成低氧強(qiáng)還原性氣氛，能夠?qū)煔庵械腘O還原成N2，有利于降低出口截面NOx排放。

3.1.2 溫度分布

各工況中心截面的溫度分布如圖4(a)所示，對(duì)比3個(gè)工況預(yù)燃室內(nèi)的燃燒情況，可以發(fā)現(xiàn)3個(gè)工況預(yù)燃室內(nèi)的高溫區(qū)變化不大，預(yù)燃室出口截面平均溫度分布為：1 190 ℃(工況1)、1 234 ℃(基礎(chǔ)工況)、1 248 ℃(工況2)，工況1的內(nèi)二次風(fēng)率降低，使卷吸回預(yù)燃室內(nèi)的煤粉量減少，預(yù)燃室出口溫度降低；工況2的內(nèi)二次風(fēng)率增大，卷吸回預(yù)燃室內(nèi)的煤粉量增加，預(yù)燃室出口溫度升高。工況1的內(nèi)二次風(fēng)射流剛性弱，在爐膛內(nèi)速度迅速衰減，在靠近壁面處火焰的軸向速度降至0，導(dǎo)致內(nèi)二次風(fēng)對(duì)爐膛內(nèi)火焰的擾動(dòng)較小，焦炭燃燒速率降低，火焰整體后移，爐膛截面平均溫度降低緩慢。工況2的火焰剛性較工況1強(qiáng)很多，在爐膛中心形成較大的回流區(qū)，卷吸爐膛內(nèi)的高溫?zé)煔?，有利于煤粉燃盡。

圖4 中心截面溫度及O2體積分?jǐn)?shù)分布Fig.4 Center section temperature and O2 concentration distribution

爐膛沿程截面平均溫度如圖5所示，工況1由于爐膛內(nèi)擾動(dòng)較小，焦炭燃燒速率較慢，高溫區(qū)溫度低，爐膛內(nèi)沿程溫度降低速度較慢，爐膛出口溫度877 ℃，較基礎(chǔ)工況高75 ℃。對(duì)比工況2與基礎(chǔ)工況，二者沿程溫度分布基本一致，隨內(nèi)二次風(fēng)率增大，爐膛前段溫度略增大，但爐膛出口截面溫度差距不大。

圖5 爐膛沿程截面平均溫度分布Fig.5 Average temperature distribution of furnace along the cross section

3.1.3 各組分濃度分布

中心截面O2體積分?jǐn)?shù)分布如圖4(b)所示。工況2較其他工況，雖然環(huán)形回流區(qū)回流量增大，但內(nèi)二次風(fēng)速高、剛性強(qiáng)，環(huán)形回流區(qū)卷吸至預(yù)燃室內(nèi)的二次風(fēng)量未顯著增加，預(yù)燃室內(nèi)的高溫區(qū)面積及最高溫度均無(wú)明顯變化，因此預(yù)燃室內(nèi)的O2體積分?jǐn)?shù)無(wú)顯著變化，爐膛內(nèi)O2體積分?jǐn)?shù)呈側(cè)墻高中心低的分布情況，與實(shí)際燃燒情況相符。

中心截面CO體積分?jǐn)?shù)分布如圖6(a)所示，隨內(nèi)二次風(fēng)率增加，對(duì)比工況1與工況2的CO分布，工況2預(yù)燃室內(nèi)的CO體積分?jǐn)?shù)(0.7%)高于工況1的CO體積分?jǐn)?shù)(0.6%)，預(yù)燃室內(nèi)CO體積分?jǐn)?shù)增大保證了預(yù)燃室內(nèi)的煤粉在還原性氣氛下燃燒，預(yù)燃室內(nèi)生成的NO能被還原成N2。工況1大回流區(qū)消失，無(wú)法卷吸高溫?zé)煔饧訜崦悍?，爐膛火焰區(qū)域溫度低，爐膛中心焦炭不完全燃燒生成的CO需與爐膛壁面處的O2混合后才能燃盡，因此CO在爐膛內(nèi)的留存空間較大?；A(chǔ)工況焦炭轉(zhuǎn)化率為98.8%，工況1焦炭氧化速率慢導(dǎo)致焦炭轉(zhuǎn)化率較低，為96.2%，工況2內(nèi)二次風(fēng)速度高，使煤粉在該工況下?tīng)t膛內(nèi)的停留時(shí)間降低，煤粉在未燃盡的情況下離開(kāi)計(jì)算域，導(dǎo)致焦炭轉(zhuǎn)化率較低，為96.9%。

圖6 中心截面CO及揮發(fā)分體積分?jǐn)?shù)分布Fig.6 Concentration distribution of CO and volatile in central section

中心截面的揮發(fā)分體積分?jǐn)?shù)分布如圖6(b)所示，與CO在爐膛中的分布相似，工況1的火焰區(qū)域溫度低，高溫區(qū)面積較小，使煤粉揮發(fā)分析出速率更低，工況1的揮發(fā)分較其他工況在爐膛內(nèi)的空間尺度更大。

各工況的NOx排放質(zhì)量濃度如圖7所示，工況1的內(nèi)二次風(fēng)速過(guò)小導(dǎo)致?tīng)t膛內(nèi)的回流區(qū)消失，爐膛兩側(cè)O2高濃度的燃盡區(qū)產(chǎn)生的NO無(wú)法被還原，使出口截面NO質(zhì)量濃度較高。工況2的回流區(qū)面積較基礎(chǔ)工況更大，可卷吸更多的煙氣回流到揮發(fā)分大量析出的強(qiáng)還原區(qū)，將燃盡區(qū)煙氣中的NO還原成N2，進(jìn)而控制出口截面NO質(zhì)量濃度。工況2內(nèi)二次風(fēng)剛性強(qiáng)，與一次風(fēng)的混合位置靠后，避免局部O2體積分?jǐn)?shù)劇烈增加導(dǎo)致局部NO大量生成，使工況2的NOx生成量相對(duì)基礎(chǔ)工況降至235 mg/m3，顯著低于工況1的NOx質(zhì)量濃度(298 mg/m3)。因此，該新型預(yù)熱解式低氮燃燒器，通過(guò)增強(qiáng)內(nèi)二次風(fēng)量、提高內(nèi)二次風(fēng)速，可強(qiáng)化內(nèi)二次風(fēng)剛性及其卷吸能力，從而控制NOx排放。

圖7 各工況NOx排放質(zhì)量濃度Fig.7 NOx emission mass concentration under different working conditions

綜上分析，預(yù)熱解式低氮旋流燃燒器存在一個(gè)臨界最大內(nèi)二次風(fēng)率(50%)，當(dāng)內(nèi)二次風(fēng)率大于該臨界值時(shí)煤粉燃燒不穩(wěn)定；在保證燃燒穩(wěn)定的范圍內(nèi)提高內(nèi)二次風(fēng)率可降低爐膛出口NOx排放，但較大的內(nèi)二次風(fēng)速將降低爐膛內(nèi)停留時(shí)間，導(dǎo)致煤粉燃盡受到一定程度影響。

3.2 內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度的影響

內(nèi)二次風(fēng)的旋流強(qiáng)度對(duì)燃燒器出口流場(chǎng)產(chǎn)生較大影響。通過(guò)改變內(nèi)二次風(fēng)旋流葉片角度調(diào)節(jié)內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度，研究?jī)?nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度對(duì)燃燒器排放特性的影響發(fā)現(xiàn)：工況4減小內(nèi)二次風(fēng)葉片角度至30°時(shí)，內(nèi)二次風(fēng)旋轉(zhuǎn)慣性小，導(dǎo)致內(nèi)二次風(fēng)在離開(kāi)噴口后無(wú)法向外擴(kuò)散，而是直接向內(nèi)收束，壓迫一次風(fēng)射流，內(nèi)二次風(fēng)向內(nèi)收束導(dǎo)致預(yù)燃室內(nèi)一二次風(fēng)之間的環(huán)形回流區(qū)消失。由于內(nèi)二次風(fēng)為冷風(fēng)，在內(nèi)二次風(fēng)的包裹下煤粉難以著火燃燒，導(dǎo)致預(yù)燃室內(nèi)溫度迅速降低，煤粉著火困難。該工況表明內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度不能過(guò)低，否則將對(duì)預(yù)燃室內(nèi)流場(chǎng)產(chǎn)生較大影響，影響燃燒器的燃燒穩(wěn)定性。

3.2.1 速度分布

工況5和基礎(chǔ)工況的爐膛中心截面速度分布如圖8(a)所示。對(duì)比速度云圖可知，工況5的內(nèi)二次風(fēng)管道出口的速度大于基礎(chǔ)工況，但射流的剛性弱于基礎(chǔ)工況。隨葉片角度增大，內(nèi)二次風(fēng)管道葉片處通流面積減小，內(nèi)二次風(fēng)管內(nèi)氣體切向速度增加。隨切向速度增大，內(nèi)二次風(fēng)向外擴(kuò)散趨勢(shì)增強(qiáng)，對(duì)一次風(fēng)的影響減弱。該燃燒器外二次風(fēng)射流為一圈沿圓周布置的直流風(fēng)，可控制預(yù)燃室內(nèi)O2濃度和延遲部分空氣混入位置，此外較高的外二次風(fēng)速有助于保持預(yù)燃室出口的流場(chǎng)。當(dāng)內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度過(guò)大時(shí)，外二次風(fēng)射流對(duì)內(nèi)二次風(fēng)有約束作用，使內(nèi)二次風(fēng)在離開(kāi)預(yù)燃室后并不會(huì)立即擴(kuò)散而是繼續(xù)保持一定軸向剛性，維持預(yù)燃室出口的流場(chǎng)不被破壞。

圖8 中心截面速度及軸向速度分布Fig.8 Distribution of central section velocity and axial velocity

中心截面的軸向分布如圖8(b)所示，可知隨葉片角度增大，射流的軸向剛性減弱，射流軸向長(zhǎng)度變短，爐膛內(nèi)大回流區(qū)位置前移。工況5的內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度增加，增大了爐膛中心大回流區(qū)的面積。在外二次風(fēng)的約束下，預(yù)燃室出口的流場(chǎng)并無(wú)顯著變化，回流區(qū)的軸向尺度未出現(xiàn)明顯壓縮。

3.2.2 溫度分布

圖9(a)為工況5和基礎(chǔ)工況中心截面溫度云圖，對(duì)比預(yù)燃室內(nèi)的火焰分布，工況5的最高溫度升高，這是因?yàn)閮?nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度增大使預(yù)燃室內(nèi)環(huán)形回流區(qū)的回流量增大，環(huán)形回流區(qū)對(duì)一次風(fēng)射流的卷吸能力增大，使卷吸煤粉的粉量增大。在預(yù)燃室內(nèi)預(yù)燃的煤粉比例增大，使預(yù)燃室出口溫度升高，預(yù)燃室出口截面溫度基礎(chǔ)工況為1 234 ℃，工況5升高至1 319 ℃。根據(jù)出口截面未燃盡焦炭統(tǒng)計(jì)：基礎(chǔ)工況為98.8%，工況5約為100%，工況5爐膛內(nèi)燃燒劇烈，煤粉顆粒燃燒完全。工況5的內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度大，離開(kāi)預(yù)燃室后旋轉(zhuǎn)射流向外發(fā)散，導(dǎo)致?tīng)t膛內(nèi)火焰散開(kāi)并沖擊爐膛側(cè)壁，部分火焰被外二次風(fēng)外側(cè)的回流區(qū)卷吸，壁面處出現(xiàn)火焰逆流現(xiàn)象，使?fàn)t膛前期溫度高；同時(shí)，其火焰剛性弱，火焰長(zhǎng)度在軸向被壓縮，高溫區(qū)更加集中，這有利于煤粉迅速燃盡，但火焰溫度高導(dǎo)致該工況下火焰位置的熱力型NOx生成量偏高。

圖9 中心截面溫度及O2體積分?jǐn)?shù)分布Fig.9 Distribution of temperature and O2 concentration in central section

沿爐膛軸向的截面平均溫度分布如圖10所示，與基礎(chǔ)工況相比，工況5爐膛前段焦炭反應(yīng)速度快、放熱量多，從而導(dǎo)致其爐膛前段溫度更高；同時(shí)，前段的高焦炭氧化速率使?fàn)t膛后段燃盡區(qū)的焦炭剩余量少、放熱量少，因此爐膛后部溫度迅速降低。

圖10 沿爐膛軸向的截面平均溫度分布Fig.10 Cross-section mean temperature distribution along axial direction of furnace

3.2.3 各組分濃度分布

工況5和基礎(chǔ)工況中心截面O2體積分?jǐn)?shù)分布如圖9(b)所示，工況5較強(qiáng)的卷吸能力使?fàn)t膛前段的二次風(fēng)與煤粉混合更均勻，焦炭劇烈燃燒并迅速燃盡，因此工況5的低氧區(qū)域與基礎(chǔ)工況相比更為集中。模擬設(shè)置的過(guò)量空氣系數(shù)為1.2，工況5的焦炭燃燒集中在爐膛前段，爐膛后段在擴(kuò)散的作用下，爐膛兩側(cè)過(guò)量的O2逐漸向中心擴(kuò)散，燃盡區(qū)O2體積分?jǐn)?shù)逐漸回到3.5%左右。

中心截面的CO體積分?jǐn)?shù)分布如圖11(a)所示，工況5爐膛前段擾動(dòng)的增加強(qiáng)化了O2與煤粉的混合，使焦炭在該區(qū)域劇烈燃燒并迅速燃盡，與基礎(chǔ)工況相比CO體積分?jǐn)?shù)分布面積更小且體積分?jǐn)?shù)更低?；A(chǔ)工況焦炭轉(zhuǎn)化率為98.8%，工況5爐膛內(nèi)燃燒劇烈，煤粉顆粒燃燒完全，焦炭轉(zhuǎn)化率約為100%。雖然工況5的煤粉燃盡得到加強(qiáng)，但還原性氣氛面積過(guò)小限制了還原NO的能力。

中心截面的揮發(fā)分體積分?jǐn)?shù)分布如圖11(b)所示。工況5火焰剛性弱，火焰在軸向被壓縮使火焰溫度高而集中，揮發(fā)分迅速析出，揮發(fā)分的析出位置整體提前；由于預(yù)燃室內(nèi)卷吸回流的煤粉較基礎(chǔ)工況更多，預(yù)燃室內(nèi)的過(guò)量空氣系數(shù)更低，預(yù)燃室內(nèi)的揮發(fā)分氣氛面積更大，在還原性氣氛下能將預(yù)燃室內(nèi)生成的NOx還原為N2，因此雖然預(yù)燃室溫度升高，但預(yù)燃室內(nèi)出口NO濃度并不會(huì)增加。

由圖7可知，工況5出口截面NO質(zhì)量濃度為280 mg/m3，稍高于基礎(chǔ)工況(269 mg/m3)。這是因?yàn)楣r5的內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度增大，使燃燒初期O2與煤粉混合更加均勻，外二次風(fēng)與火焰接觸的位置同時(shí)具有較高的O2濃度和火焰溫度，該區(qū)域的焦炭在氧化性氣氛下燃燒，同時(shí)工況5環(huán)形回流區(qū)的回流量增大，卷吸更多的煤粉回到預(yù)燃室內(nèi)，NO生成速率較高。同時(shí)，爐膛內(nèi)CO及揮發(fā)分區(qū)域面積小，還原性區(qū)域小，對(duì)燃燒區(qū)域生成的NO還原能力有限，使得工況5出口截面NOx濃度較基礎(chǔ)工況高4.6%。

綜上分析，預(yù)熱解式低氮旋流燃燒器存在一個(gè)臨界內(nèi)二次風(fēng)葉片角度(30°～45°)，當(dāng)內(nèi)二次風(fēng)葉片角度小于該臨界角度時(shí)，預(yù)燃室內(nèi)流場(chǎng)被破壞，燃燒器無(wú)法實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定著火；內(nèi)二次風(fēng)旋流葉片角度增大，爐膛前段溫度提高、高溫區(qū)集中，可顯著提高煤粉燃盡率，但會(huì)導(dǎo)致?tīng)t膛出口NOx濃度略微升高。

4 結(jié) 論

1)內(nèi)二次風(fēng)率增大到54%時(shí)，內(nèi)二次風(fēng)破壞預(yù)燃室內(nèi)的回流區(qū)，使燃燒器無(wú)法實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定燃燒，該預(yù)熱解式低氮旋流燃燒器存在一個(gè)穩(wěn)定燃燒的最大內(nèi)二次風(fēng)率約為50%。

2)在保證燃燒穩(wěn)定的范圍內(nèi)提高二次風(fēng)率，預(yù)燃室內(nèi)的低氧區(qū)域面積增大，內(nèi)二次風(fēng)與一次風(fēng)的混合延遲，NOx排放量降低，但高風(fēng)速使煤粉的停留時(shí)間降低，出口截面焦炭燃盡率略降低。

3)內(nèi)二次風(fēng)旋流葉片角度減小至30°時(shí)，預(yù)燃室內(nèi)的環(huán)形燃燒區(qū)消失，使燃燒器無(wú)法實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定著火，在30°～45°存在一個(gè)燃燒器穩(wěn)定燃燒的最小內(nèi)二次風(fēng)旋流葉片角度。

4)內(nèi)二次風(fēng)旋流葉片角度增大，燃燒器出口火焰剛性降低并在軸向上被壓縮，爐膛前段溫度提高、高溫區(qū)集中，使焦炭充分燃盡，但爐膛出口截面NOx濃度略有升高。