多級調風預燃式旋流燃燒器冷態試驗研究

牛艷青，薛旭峰，張 浩，惠世恩

(西安交通大學 能源與動力工程學院，陜西 西安 710049)

0 引 言

在節能環保的時代背景下，清潔高效燃燒器是能源開發利用的重要研究內容[1-2]，能提高鍋爐效率，減少污染物排放。通常在燃煤鍋爐中采用四角直流燃燒器和旋流燃燒器。雖然我國電站鍋爐煤粉燃燒多采用直流切圓燃燒方式，但工業鍋爐多采用旋流燃燒器，且數量巨大[3-5]。因此，設計一種煤種適應性廣、燃燒效率高且污染物排放低的旋流燃燒器具有重要意義。

國內外旋流燃燒器研發已取得顯著成效，尤其對于煤粉旋流燃燒器預燃室穩定火焰機理的研究。徐旭常等[6]研究表明：針對旋流燃燒器，預燃室氣流結構湍流強度較強，有助于風粉混合煤粉著火，增加火焰穩定性；陳迪訓和邱紀華[7]研究了貧煤燃燒器內雙回流穩燃腔的燃燒特性，發現雙回流穩燃腔對于低揮發分煤種具有更好的穩燃和燃盡效果；胡蔭平和寬鴻祥[8]設計了一種帶有預燃室的新型煤粉燃燒器，解決了低熱值燃料燃燒困難的問題，達到穩定著火和燃燒的效果。同時，李爭起等[9]提出了一種中心給粉旋流煤粉燃燒器，不僅為煤粉穩定燃燒提供了良好的條件，還達到了低NOx燃燒的效果。

此外，文獻[10-12]研究表明，煤粉空氣分級燃燒可以將助燃空氣分級送入爐膛，在爐膛內從空間上營造出富燃料的主燃區、還原區和富氧的燃盡區3個燃燒區域，形成了良好的還原性氣氛，有效抑制了NOx的生成，是一種從源頭上減少NOx排放的技術。楊建成等[13]、李高亮等[14]通過試驗研究了高燃料氮煙煤在空氣分級燃燒時的NOx排放特性，發現空氣分級燃燒技術可以有效降低燃料型氮氧化物的排放量?；诖?，王春昌和王志剛[15]提出了雙分級可調低NOx燃燒技術，通過再燃燃料的調節，實現了爐內燃燒方式在空氣分級燃燒與燃料分級燃燒技術之間的轉換。

為進一步改進空氣分級燃燒技術，降低NOx排放，達到燃煤鍋爐燃用劣質煤的穩燃效果，筆者結合煤粉鍋爐穩燃技術與空氣分級燃燒技術，提出了一種帶有預燃室的多級調風旋流燃燒器，在預燃室之前分別設有一次風、直流內二次風和旋流內二次風，預燃室內側連接著具有一定角度的外二次風管，一次風管內設有穩焰齒和煤粉濃縮環，采用一種新型三孔探針測量冷態試驗下燃燒器內回流區的空氣動力特性。試驗得出該燃燒器在多重空氣分級的條件下，達到了良好的低負荷穩燃特性、跨負荷靈活調節能力及低NOx燃燒的良好效果。

課題組的熱態研究表明[16]該種新型低氮旋流燃燒器在空氣分級的條件下可以形成一定的還原性氛圍，達到良好的低氮燃燒效果，在與預燃室內煤粉預熱燃燒[17]的協同作用下，生成高還原性氛圍，在控制NOx排放的同時，達到劣質煤穩燃效果。這種帶有預燃室的低NOx旋流燃燒器在29 MW工業煤粉爐上可將NOx排放濃度降低至212 mg/m3。為深入優化燃燒器結構設計，筆者通過?；鋺B試驗方法，探究了不同風配比與回流區空氣動力特性之間的關系，以期為燃燒器的設計提供參考。

1 試 驗

1.1 試驗系統

冷態模型試驗臺是基于等溫?；母拍?，以模型∶原型(尺寸)為1∶3的前提下設計，試驗系統如圖1所示。該燃燒器由一次風管、直流內二次風管、旋流內二次風管、外二次風管和預燃室組成。在進行冷態試驗時保證模型數據與實際設備的一致性、氣流運動狀態進入自?；瘏^、各個邊界條件的一致性。經計算，一次風管、直流內二次風管、旋流內二次風管和外二次風管的最低Re(雷諾數)分別為148 310、299 558、358 929和41 881，均大于流動進入自?；瘏^的臨界Re，此時可認為歐拉數Eu和Re之間的影響作用大幅減小，Eu值穩定不變，氣流的流動幾乎不受慣性力的影響，而Re值的影響幾乎可以忽略不計。冷態試驗系統中燃燒器出口速度分布通過一種新型三孔速度測量探針測量，通過旋轉探針角度可以測量測點的三維速度大小和方向，通過探針連接的U型管液位差正負確定回流區及其邊界。測量燃燒器出口截面左側的點時，通過壓差P2-P3計算測點的軸向速度，通過壓差P1-P3計算測點的切向速度；通過熱線風速儀對三孔探針進行速度修正系數的標定。

圖1 試驗系統Fig.1 Experiment system

1.2 試驗工況

冷態試驗的目的在于探究不同風配比對旋流燃燒器回流區的空氣動力特性的影響。試驗工況見表1。

表1 冷態試驗工況

在總風量不變的前提下，通過調節一次風率與旋流內二次風率、一次風率與外二次風率、旋流內二次風率與外二次風率，探究了不同風配比對預燃室內及預燃室出口區域各測量截面的軸向速度分布、回流區大小、截面最大回流率的影響，試驗中中心風管未通風。

測量燃燒器出口速度分布時，考慮到預燃室內靠近一次風和內二次風出口各噴口處的速度梯度變化較大，在這些噴口截面的測點布置較密，遠離噴口位置的區域測點布置較稀。本次冷態試驗在沿燃燒器出口軸線方向布置17排測點，如圖2所示。

為了便于數據測量與處理，取200 mm作為模型化燃燒器當量直徑(B=200 mm)進行測量點位置的無量化處理。圖2中C為同一個截面上兩相鄰測點之間的距離，l為2個相鄰截面之間的距離。

圖2 冷態試驗測點布置Fig.2 Layout of measuring points for cold experiment

定義以燃燒器出口軸線為x軸方向，一次風和內二次風出口截面為x=0，定義相對距離X=x/B(測量截面與噴口截面之間的距離與當量直徑的比值)，以燃燒器出口截面徑向為y軸方向。

1.3 數據處理

為了更好地分析燃燒器出口速度分布、射流衰減、回流區特性，根據三孔探針實測各截面的速度分布值，按無量綱回流區長度、寬度、回流區面積以及截面最大回流率對測量數據進行分析對比。

無量綱回流區長度L為回流區結束點距燃燒器噴口的距離Le和回流區起始點距燃燒器噴口的距離Ls之差與燃燒器噴口當量直徑B之比

L=(Le-Ls)/B。

(1)

無量綱回流區寬度W為實際回流區最大寬度Wmax與燃燒器噴口尺寸Wb之比

W=Wmax/Wb。

(2)

定義燃燒器出口區域軸向速度為負的區域面積為回流區面積，且以預燃室出口的面積進行無因次處理得到無量綱回流區面積A。

回流率f為某個截面上回流流量Qx與總流量Q之比

(3)

式中，xmax為測量截面上回流區最大直徑，m；ρ為空氣密度，kg/m3；u為測量截面上回流區內的軸向平均速度，m/s；x為回流區直徑，m。

截面最大回流率fmax反應了燃燒器卷吸高溫煙氣的能力大小。

2 結果與分析

在標準工況下，即一次風率、直流內二次風率、旋流內二次風率和旋流外二次風率分別為20.8、10.5、32.5和36.2時，燃燒器出口區域速度分布曲線如圖3所示。其中水平黑線為爐膛不同的截面，水平黑線上方的測點代表軸向速度為正值，其余線為不同截面不同測點軸向速度連線，當三孔探針連接的U型管液位差為0時，所測測點即為預燃室中心回流區的邊界點，回流區的包絡線由黑色曲線連接而成。預燃室內速度為負的區域為回流區，由于試驗中中心管未通風，在直流內二次風的高速引射作用下，速度曲線的分布在L=0的截面出現了中心管附近凸、一次風管附近凹、一次風管的當量直徑外又凸的現象。在L=0的截面上，預燃室中心開始出現回流區，隨著軸向距離的增加，回流區逐漸擴張，在L=0.2和L=0.3的截面之間，回流區趨于閉合，形成了完整回流區?；亓鲄^卷吸高溫煙氣，使煤粉在預燃室內貧氧狀況下升溫，釋放揮發分，在直流內二次風的作用下，可以有效避免旋流內二次風和一次風的提前混合，形成一定的還原區氣氛，使揮發分中的氮被還原成N2，實現低NOx燃燒，提高了煤種適應性。

圖3 燃燒器出口區域速度分布Fig.3 Velocity distribution of burner outlet area

2.1 一次風率與旋流內二次風率配比

一次風與旋流內二次風對回流區特性的影響如圖4所示，總風量不變時，隨著一次風率從15.8增長到20.8再到25.8，回流區長度由1.37變化到1.31再到0.25；寬度由0.88變化到0.83再到0.33；截面最大回流率由0.42變化到0.26再到0.18。這是由于具有一定剛性的一次風流動方向與回流區氣流方向相反，隨著一次風增加，其對回流區的抵制作用增加；此外由于總風量不變，一次風增加意味著旋流內二次風減小，導致旋流內二次風在預燃室內形成的負壓減少，回流區長度和寬度及回流率均減小。

圖4 一次風與旋流內二次風對回流區特性的影響Fig.4 Effect of primary wind and secondary air in swirl on the characteristics of recirculation zone

隨著一次風率從15.8增長到20.8再到25.8，回流區的面積由0.96變化到1.50再到0.06，先增大后減小。在一次風增加的初期，由于一次風會在煤粉濃縮器以及穩焰齒的作用下產生一個徑向速度，其在內外二次風旋轉射流的影響下于燃燒器噴口附近形成一個負壓區域，具有一定的回流能力，隨著一次風的增加，回流區面積隨之增加。而隨著一次風繼續增加，由于較大的一次風和直流內二次風具有很強的剛性，會將預燃室內中心回流區沖散，只會在一次風兩側形成較小的回流區，從而導致回流區面積急劇減小?？梢娫跓釕B試驗中，攜帶有煤粉的一次風氣流在射入預燃室內時，在煤粉濃縮器以及穩焰齒的作用下產生一定的回流區，卷吸部分高溫煙氣，具有一定的穩燃效果，但過高的一次風率會導致二次風形成的預燃室中心回流區受到較大沖擊，嚴重影響燃燒器的穩燃效果。此外在冷態試驗中發現隨著旋流內二次風的急劇降低，預燃室內中心回流區幾乎完全消失，因此旋流內二次風是預燃室內中心回流區生成的根本原因。

2.2 一次風率與外二次風率配比影響

一次風與外二次風對回流區特性的影響如圖5所示，在總風量不變的前提下，由于一次風氣流方向與回流區氣流方向相反，隨著一次風率從15.8增長到20.8再到25.8，一次風對回流區氣流的削弱作用越強，而外二次風的減少會導致其形成的旋轉射流在預燃室內形成的負壓降低，回流區的起始位置后移，結束位置前移，從而導致回流區長度、寬度及回流率均減小。觀察到外二次風減少到一定程度時，預燃室內只有旋流內二次風形成的中心回流區與一次風形成的部分負壓區域，導致燃燒器回流效果較差，卷吸高溫煙氣能力衰減，無法達到設計要求。

圖5 一次風與外二次風對回流區特性的影響Fig.5 Effect of primary wind and outside secondary wind on the characteristics of recirculation zone

隨著一次風率從15.8增長到20.8再到25.8，回流區的面積由0.9變化到1.50再到0.62，先增加后減小。當總風量不變的情況下，在一定范圍內隨著一次風的增加，一次風在噴口附近形成的負壓區域而形成的回流區也會增加，此時回流區面積呈現隨著一次風的增加而增加的趨勢。而隨著一次風的持續增大，外二次風減小，其在爐內形成的旋轉射流減少，且在較強剛性的一次風高速射流和直流二次風射流的作用下，回流區面積急劇降低。觀察到隨著外二次風的急劇降低，預燃室內外圍區域幾乎觀察不到回流區，可見外二次風是預燃室內外圍區域回流區生成的根本原因。

2.3 旋流內二次風率與外二次風率配比影響

旋流內二次風率與外二次風率變化對回流區特性的影響如圖6所示。

由圖6可知，在總風量不變的前提下，隨著外二次風率從31.2增長到41.2再到46.2，回流區長度先從1.226增加到1.232，然后迅速減小到0.260。在外二次風增加的初期，旋流內二次風減小，此時在一次風和直流風的沖擊作用下，旋流內二次風形成的

圖6 旋流內二次風率與外二次風率變化對回流區特性的影響Fig.6 Effect of secondary air in swirl and outside secondary wind on the characteristics of recirculation zone

回流區在軸線的交匯截面稍后移，回流區的長度略增加。而隨著外二次風繼續增加，旋流二次風形成的中心回流區越來越小，在被具有很大比例的直流一次風沖擊后，回流區長度急劇縮短，由旋流二次風形成的回流區最終消失，剩余的回流區只是由直流一次風高速射流形成的回流區與外二次風形成的部分回流區組成，此時回流區的閉合點迅速提前，回流作用顯著變弱。因此避免外二次風率過高具有重要意義。

回流區的寬度和面積均隨著外二次風率從31.2增加到41.2，先緩慢減小，而當外二次風率增加到46.2時，由于旋流內二次風強度過低，導致預燃室的中心幾乎沒有回流區，預燃室內只有幾塊分散的回流區，此時寬度和面積急劇降低。

隨著外二次風率從31.2增加到41.2再到46.2，回流區截面最大回流率由最開始的0.20降低到0.15再降低到0.11，呈逐漸減小的趨勢。雖然外二次風會在預燃室中心外圍形成部分回流區，但外二次風在與徑向成一定的角度下射入，在預燃室外形成一定的旋流效果，同時以一種類似于“風膜”的氣流將預燃室中心回流區包裹起來，這股氣流一方面具有一定的回流能力，可以卷吸外部空氣，另一方面又會阻礙外部的氣體被中心回流區卷吸。伴隨著旋流內二次風的減小，中心回流區回流能力減弱，這3者綜合作用表現為回流區截面最大回流率隨著外二次風率的增加而逐漸減小。

燃燒器熱態燃燒過程中，旋流內二次風決定了燃燒器卷吸高溫煙氣的能力，當旋流內二次風形成的回流區受到影響時，燃燒器的回流效果幾乎消失。外二次風主導形成了預燃室內外圍區域的回流區，并起到了混合二次風與一次風的作用，當外二次風率過高時會嚴重影響旋流內二次風形成的中心回流區，使該種帶有預燃室旋流燃燒器的劣質煤穩燃效果較差，無法達到設計要求。

3 結 論

1)提出了一種多級調風預燃式旋流燃燒器，基于空氣分級理念同時設計了一次風、直流內二次風，旋流內二次風和外二次風，在預燃室內形成回流區，實現了低NOx燃燒和煤種適應性好。隨一次風率增加(旋流內二次風率或外二次風率下降)，回流區長度、寬度以及回流率逐漸下降，但回流區面積先增加后下降，試驗工況為20.8%時達到最大值。

2)預燃室內回流區主要由旋流內二次風及外二次風引起，旋流內二次風決定了預燃室中心的回流區，外二次風決定了預燃室內四周的回流區。

3)旋流內二次風率37.5%、外二次風率31.2%時，回流區長度、寬度、回流區面積以及回流率最大，回流效果最好。