秦裕琨，孙锐，李争起，孙绍增，吴少华
哈尔滨工业大学能源科学与工程学院，黑龙江省哈尔滨市150001
1 引言
为了综合解决煤粉燃烧过程中存在的低负荷稳燃能力差，燃烧效率低，氮氧化物（NOx）排放，炉膛水冷壁的结渣和高温腐蚀等问题，哈尔滨工业大学提出并开发了径向浓淡旋流煤粉燃烧器［1］，结构如图1。文［2］中Vu利用球型五孔探针和一维热线风速仪对同轴旋转组合射流进行了研究，测量了时均流场和湍流特性参数。马春元［3］对径向浓淡旋流煤粉燃烧器单相射流进行了试验研究，研究了旋流强度、一次风喷口结构对燃烧器出口单相流场的影响。李争起［4］利用相位多普勒激光测速仪（PDA）对浓淡型旋流燃烧器和双蜗壳型旋流燃烧器出口气固两相射流流动特性进行了对比试验研究，发现浓淡型燃烧器在中心回流区边界形成较高煤粉浓度，而双蜗壳型燃烧器煤粉高浓度区处于二次风流动区域内，不利于煤粉气流的稳定着火。由于一次风率和旋流二次风率（旋流二次风风量占整个二次风风量的比例）是旋流燃烧器的主要设计和运行参数，本文利用一维热膜风速仪，对新型浓淡型旋流燃烧器在不同一次风率和旋流二次风率下进行了单相冷态试验研究，并给出其工业应用的情况。
2 单相冷态试验研究
2．1 试验台及试验方法
试验采用的旋流燃烧器模型与实物的比例为1：3，喷口外径为d＝372 mm，中心风和一次风扩口均具有一定的张角。二次风旋流器采用轴向固定弯曲叶片，直流二次风为无旋流的纯直流风（见图1）。旋流二次风风率的大小。测量了燃烧器出口旋流流场中时均速度和湍流量的分布。
试验中采用了美国TSI公司生产的IFA300型热膜风速仪对湍流流场进行测量，利用飘带法来确定空间气流速度的方向，利用一维热膜探针多方位转动法［5～7］实现空间三维时均速度和脉动速度的分解测量，据文［5］分析，时均速度的测量误差在17％以内，湍流应力的测量除了u′w′误差较大，在50％以上外，其他湍流应力的测量误差均在20％以内。试验中利用热膜探针测得燃烧器出口流量与各风道内已标定的笛型管所测总流量相比较，流量误差在12％以内。
2．2 一次风率的影响
一次风率影响试验工况参数如表1。一次风率的变化将会在整个旋转射流中心引起射流流动结构的变化如图2。增加不旋转的一次风量，与旋流二次风混合后，使整个出口气流的旋流强度下降，如表1。由于中心扩锥和一次风扩口的影响，增加的一次风量直接进入中心回流区的份额较小，气流流动初期中心回流区范围各工况接近，射流扩展角变化不大。一定范围内增加一次风量会提高一次风出口动量，中心回流区的后部回流范围有所增大（如图2（a）中r1＝30％的工况），一次风率超过一定数值后，射流后期旋转动量消弱较大，中心回流区后部回流范围收缩。相对回流率qrm（轴向最大回流流量与一次风入口流量的比值）在一次风率小于30％时变化不大，而一次风率超过30％以后，相对回流率随一次风率增加而减小，当r1＝40％时相对回流率
较r1＝19．5％时减小了15％。
不同一次风率下轴向和切向湍流正应力无因次分布如图3，湍流正应力在射流发展初期表现强烈的非均匀性和各向异性，轴向和切向的湍流输运能力较强，径向的湍流脉动在初期数值较小，而随着气流向下游扩展才有所增加。回流区内部湍流应力小、脉动强度较弱，回流区边界和旋流二次风主流内部湍流应力高，因此在旋转射流发展初期，回流区边界附近是湍流正应力水平较高的区域。这里传热、传质强度大并且烟气温度高，是燃烧反应的有利区域。由于气流的扩展和湍流输运作用，湍流脉动水平不断衰减，射流后期湍流脉动趋于各向同性。由图3可见，适当加大一次风率，提高了一次风出口径向动量，正应力的峰值沿径向向外移动，湍流脉动强度提高，r1＝30％时气流出口处的湍流脉动强度比较r1＝19．5％时提高了近1倍，有利于提高一、二次风之间的传热、传质强度和气相挥发分的湍流化学反应速度，强化了燃烧反应过程。继续提高一次风率会导致二次风出口风速相应下降，一、二风之间 速度差值减小，气流湍流脉动强度反而降低。
2．3 旋流二次风率的影响
旋流二次风率变化的试验参数如表2。射流回流区和扩展角随旋流二次风率的变化如图4a，旋流二次风量减小消弱了二次风的旋流强度如表2，与一次风相比，旋流二次风风量减小使射流旋流强度降低幅度更大，同时具有一定刚性的直流二次风从外侧增强了压缩旋转射流作用，射流扩展角下降。r2 x＝75％时，旋转射流的扩展受到一定压缩，中心回流区变成细长型。当r2 x＝65％时，二次风旋转能力大幅度下降，气流被强烈压缩，气流扩展角大幅度减小，中心回流区直径及长度减小近一半。旋流二次风率的变化对相对回流率的影响也很大（图4b），qrm由r2 x＝85％、75％时的2下降至r2 x＝65％的0．3左右，下降了近80％。
在不同旋流二次风率下，轴向、切向湍流正应力的无因次分布如图5。可见在回流区边界处及旋流二次风与直流二次风交汇处是湍流脉动水平较高的区域，这是由于这一区域存在较大速度梯度剪切层和高速的直流二次风与旋流二次风相互强烈掺混而引起的，旋流二次风率的变化会改变高气流湍流脉动强度的位置和大小。适当减小旋流二次风风量（r2 x＝75％），直流二次风出口动量加大，湍流脉动水平可提高两倍以上。然而继续减小旋流二次风风量（r2 x＝65％），直流二次风的出口动量继续增加，各喷口的出口风速差值减小，引起正应力的峰值向燃烧器轴线方向移动，射流的湍流脉动水平在流场内普遍下降［7］。
3 热态工业性试验
径向浓淡旋流煤粉燃烧器在山东黄岛发电厂一台670 t／h燃用贫煤锅炉上应用，采用较低的一次风率和较高的旋流二次风率（r1＝19．5％，r2 x＝85％）。运行情况表明，在满负荷下运行，锅炉燃烧效率为96．37％，炉膛出口处NOx排放量为280μL ／L（折O2＝6．0％），锅炉长期运行没有出现炉膛结渣和水冷壁管高温腐蚀的问题。同时锅炉在电负荷为110MW（52％额定电负荷）可长时间无助燃油稳定运行［7］。
新型旋流燃烧器在辽宁清河发电厂一台670 t／h燃用烟煤锅炉上应用，采用高的一次风率和旋流二次风率（r1＝38％，r2 x＝90％）。运行情况表明，满负荷下燃烧效率为98．56％，NOx排放量为151μL／L（折O2＝6％），同时锅炉可在机组电负荷100MW（50％额定负荷）长时间无助燃油稳定运行。
4 结论
通过对径向浓淡旋流煤粉燃烧器单相冷态试验和工业性试验，可以得出以下结论：
（1）一次风率的变化，对径向浓淡旋流煤粉燃烧器出口流场结构具有一定的影响，但较旋流二次风率的影响小，适当提高一次风率，使轴向速度峰值外移，加大中心回流区范围，提高了整个射流的湍流脉动水平，但一次风率过大则使中心回流区缩小和湍流脉动水平下降。
（2）旋流二次风率的变化，可大幅度地改变二次风的旋流强度和旋转射流的流动范围，对出口射流流场有较强的调节作用。适当减小旋流二次风率，能够提高出口旋转射流的湍流脉动水平，加强一、二次风后期混合，但过大地减小旋流二次风率，中心回流区范围、回流量及湍流脉动水平均减小。
（3）对于燃用贫煤和烟煤两台670t／h锅炉的热态试验表明，径向浓淡旋流煤粉燃烧器采用不同的一次风率和旋流二次风率均取得较好的效果。在锅炉满负荷下，保证了高的燃烧效率，较低的NOx排放水平，基本消除炉膛结渣和水冷壁高温腐蚀，同时锅炉能够在50％额定负荷下无助燃油长时间稳定运行。
参考文献：
［1］ 李争起．一种用于蜗壳式旋流煤粉燃烧器改造的新技术［J］．热能动力工程，1997，30（1）：217－219．
［2］ Bach T Vu，et al．Flo w measurements in a model swirl co mbustor ［J］．AIAAJournal，1982，20（5）：642－651．
［3］ 马春元，等．径向浓淡旋流煤粉燃烧器的冷态试验研究［J］．动力工程，1997，17（1）：10－15．
［4］ 李争起，等．径向浓淡旋流煤粉燃烧器气固两相流动特性的实验研究及其对燃烧的影响［J］．中国电机工程学报，1999，19（5）：18－23．
［5］ Janjua SI，et al．Turbulence measurements in confined jets using arotating single－wire probe technique［J］．AIAAJournal，1983，21： 1609－1610．
［6］ 郑楚光，等．测量三维流场及温度场的双热线多方位转动法［J］．空气动力学报，1993，11（1）：1－8．
［7］ 孙锐．径向浓淡旋流煤粉燃烧器流动特性试验研究及数值模拟［D］．哈尔滨：哈尔滨工业大学，1998．
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