| 一種新型燃用顆粒工業(yè)生物質(zhì)燃燒機(jī) |
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一種新型燃用顆粒工業(yè)生物質(zhì)燃燒機(jī) 【摘要】 針對一種新型的燃用顆粒工業(yè)生物質(zhì)燃燒機(jī)．利用計(jì)算流體力學(xué)軟件，通過改變一、二次風(fēng)速及內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度以及鈍體流通阻塞率等參數(shù)，模擬生物質(zhì)燃燒機(jī)出口附近流場分布，研究不同參數(shù)下回流區(qū)大小及回流量的變化，分析流場的湍流強(qiáng)度分布．結(jié)果表明，回流區(qū)長度與內(nèi)二次風(fēng)速、內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度及鈍體阻塞率成正比與一次風(fēng)速成反比．回流量總體上隨著內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度、內(nèi)二次風(fēng)速、一次風(fēng)速的增加而增大；改變鈍體阻塞率，則有較復(fù)雜的變化．湍流強(qiáng)度沿徑向呈先增后減的變化，沿軸向則在某個(gè)截面后不斷衰減． 我國的燃顆粒工業(yè)鍋爐以鏈條爐居多，其實(shí)際運(yùn)行效率只有65%左右，能源利用率低【1川．而采用懸浮燃燒方式的顆粒工業(yè)鍋爐，則有較高的鍋爐效率，由于顆粒鍋爐要求把顆粒研磨成很細(xì)的粉而制粉系統(tǒng)需要龐大的設(shè)備和占用較大的場地。所以國內(nèi)采用顆粒懸浮燃燒方式的工業(yè)鍋爐極少，近年來隨著國內(nèi)顆粒制備和運(yùn)輸技術(shù)的發(fā)展，一些顆粒粉制備企業(yè)已經(jīng)實(shí)現(xiàn)了對鍋爐用戶進(jìn)行專業(yè)集中制粉，這為在工業(yè)鍋爐上燃用顆粒奠定了基礎(chǔ)， 在工業(yè)鍋爐上燃用顆粒，生物質(zhì)燃燒機(jī)的設(shè)計(jì)是關(guān)鍵，由于工業(yè)鍋爐的爐膛空間較小，這就要求燃燒器應(yīng)能較好地組織爐內(nèi)的流場，使顆粒能高效穩(wěn)定地燃燒，同時(shí)又能避免結(jié)渣，而回流區(qū)大小和回流量是衡量生物質(zhì)燃燒機(jī)穩(wěn)燃性能的重要指標(biāo)，本文針對一種新型燃用顆粒工業(yè)鍋爐旋流生物質(zhì)燃燒機(jī)，通過改變一、二次風(fēng)速和內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度以及鈍體流通阻塞率等參數(shù)，研究生物質(zhì)燃燒機(jī)出口附近的流場，考察流場的湍流強(qiáng)度分布，分析各參數(shù)下生物質(zhì)燃燒機(jī)的回流區(qū)大小及回流量變化，以便為生物質(zhì)燃燒機(jī)的設(shè)計(jì)及優(yōu)化提供一定的指導(dǎo)． 1模型介紹 1.1 物理模型 生物質(zhì)燃燒機(jī)的模型結(jié)構(gòu)如圖1．該生物質(zhì)燃燒機(jī)的一次風(fēng)為直流，內(nèi)、外二次風(fēng)均為旋流，一次風(fēng)出口附近加裝有鈍體生物質(zhì)燃燒機(jī)二次風(fēng)采用內(nèi)，外分段送風(fēng)方式實(shí)現(xiàn)空氣的分級供給，以期降低NO。的排放s,q． 1.2數(shù)學(xué)模型 本文模擬采用的湍流模型為重整化群(RNG)的k-e模型，該模型是標(biāo)準(zhǔn)k-e雙方程模型的修正，在模擬旋轉(zhuǎn)射流問題時(shí)，RNG k-e模型優(yōu)于標(biāo)準(zhǔn)尼{模型【．RNG k-￡方程的湍流動(dòng)能和耗散方程表達(dá) 數(shù)值模擬中求解壓力與速度的耦合時(shí)采用SIM PLE算法，為了更加精確地了解流場變化，對生物質(zhì)燃燒機(jī)一次風(fēng)和內(nèi)二次風(fēng)出口附近區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化的四面體網(wǎng)卡各，并對該區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行加密；模型中其余結(jié)構(gòu)部分均采用規(guī)則的六面體網(wǎng)格，在生物質(zhì)燃燒機(jī)出口后增加一段爐膛空間，爐膛空間的網(wǎng)格存在徑向、軸向疏密變化，網(wǎng)格總數(shù)約為60萬． 2 縮果分析與討論 在模擬該生物質(zhì)燃燒機(jī)時(shí)，保持外二次風(fēng)不變，通過改變內(nèi)二次風(fēng)風(fēng)速及旋流強(qiáng)度、一次風(fēng)速和鈍體流通阻塞率來考察不同工況下流場變化，并對流場的湍流強(qiáng)度分布進(jìn)行了分析． 2.1 生物質(zhì)燃燒機(jī)出口流場 在旋轉(zhuǎn)二次風(fēng)及鈍體的作用下，生物質(zhì)燃燒機(jī)鈍體尾部形成一個(gè)較大的回流區(qū)，氣流從生物質(zhì)燃燒機(jī)出口進(jìn)入爐膛，由于生物質(zhì)燃燒機(jī)與爐膛連接處截面的擴(kuò)張，氣流向兩邊擴(kuò)散，從而使回流區(qū)在爐膛處進(jìn)一步擴(kuò)大，回流區(qū)形狀如圖2虛線，該回流區(qū)使大量高煙氣回流至生物質(zhì)燃燒機(jī)根部，迅速加熱新進(jìn)的顆粒使之著火，同時(shí)回流區(qū)邊界存在一個(gè)速度梯度很大的湍流剪切層，為風(fēng)粉氣流與回流的高溫?zé)煔忾g進(jìn)行質(zhì)量、熱量交換提供有利條件， 2.2參數(shù)變化對回流區(qū)大小的影響 圖3為參數(shù)變化對回流區(qū)尺寸的影響，從圖中可以看出，生物質(zhì)燃燒機(jī)參數(shù)變化時(shí)回流區(qū)大小在爐膛軸向上的變化較為明顯，而徑向的變化則不大，分析其原因是工業(yè)鍋爐爐膛空間較小，流動(dòng)限制在由生物質(zhì)燃燒機(jī)及爐膛壁面所約束的空間內(nèi)，回流區(qū)在徑向得不到充分地發(fā)展，從而導(dǎo)致不同工況下回流區(qū)寬度變化不大． 為旋流強(qiáng)庋改變對回流區(qū)尺寸的影響，隨著旋流強(qiáng)度的增大，回流區(qū)長度顯著增加，從圖中可以看出，當(dāng)旋流強(qiáng)度Q從1. 23增大至2. 14時(shí)，回流區(qū)的終點(diǎn)位置xnei．a(chǎn)從3.3 m增加至3.8 m處，而Q一3.7時(shí)，xhei．d相對于Q一2.14時(shí)只增加了0.3 m.可見，隨著旋流強(qiáng)度的進(jìn)一步增大，其對回流區(qū)長度的影響逐步減弱， 從圖3(b)可以看出，回流區(qū)大小隨著內(nèi)二次風(fēng)速的增加而增大，內(nèi)二次風(fēng)速為21 m/s，32 m/s時(shí)，Xh。。d分別為3.0 m和3.75 m. 一次風(fēng)速對于回流區(qū)變化的影響則與內(nèi)二次風(fēng)速相反，如圖3(c)．在一次風(fēng)速為26 m/s時(shí)，xh，。d一3.0 m，小于18 m/s工況下的3.5 m.這是因?yàn)楫?dāng)一次風(fēng)速增加日寸，其射流剛性增強(qiáng)，使得旋轉(zhuǎn)的二次風(fēng)氣流對于一次風(fēng)的卷吸作用相對減弱，從而導(dǎo)致了回流區(qū)長度縮短， 定義鈍體阻塞率為(b/d)‘，6為鈍體高度，d為一次風(fēng)道內(nèi)徑，見圖1．鈍體阻塞率用符號B。R表示，模擬時(shí)保持鈍體擴(kuò)張角不變通過改變鈍體高度來改變阻塞率，考察回流區(qū)大小隨其變化的趨勢，從圖3(d)可以看出，當(dāng)B。R-1. 717日寸，燦，。。f一3.6 m，比B。R=0.576時(shí)增加了0.6 m. 2.3叁數(shù)變化對回流量的影響 回流量對燃燒穩(wěn)定性具有重要影響，回流量越大，對燃燒穩(wěn)定性越有利，對生物質(zhì)燃燒機(jī)或爐膛某個(gè)截面進(jìn)行速度場積分求得體積回流量Qh： 圖4(b)和(c)中，由于其生物質(zhì)燃燒機(jī)進(jìn)口氣體流量的不同，所以分析時(shí)采用相對回流量Qh/ Qr，其中9為某截面處的體積回流量，9為生物質(zhì)燃燒機(jī)進(jìn)口的體積流量，計(jì)算結(jié)果顯示在各參數(shù)下，回流量隨軸向距離比的增加均呈現(xiàn)‘雙峰”分布，在生物質(zhì)燃燒機(jī)內(nèi)，回流量在旋轉(zhuǎn)氣流的作用下達(dá)到第一個(gè)峰值，隨后由于爐膛截面的擴(kuò)張，使得氣流向兩邊擴(kuò)散，爐膛中心負(fù)壓增大造成回流量再次增力口，形成第二個(gè)峰值， 圖4 (a)表明回流量隨著旋流強(qiáng)度的增加而增大，在Q一3. 70工況，第二個(gè)峰值達(dá)到了1.08 ITI3／s左右，明顯高于Q一2. 14工況下的0.62 ffl3]s．而前面分析可知，當(dāng)Q一3.70時(shí)的回流區(qū)長度相對于Q一2.14時(shí)增加得并不多，但是回流量卻顯著地增大，這對顆粒的穩(wěn)定燃燒非常有利， 從圖4(b)可以看出，Qh/9總體上隨著內(nèi)二次風(fēng)速的增加而增大，但在x - 1.75 D～2.25 D截面之間，內(nèi)二次風(fēng)速越。甉h/Q，反而越大，在x一2. 25 D截面，內(nèi)二次風(fēng)速為21 m/s時(shí)的Qh／ Qr值最大，為0.47左右，顯著高于其它兩個(gè)工況，分析其原因是當(dāng)風(fēng)速較小時(shí)，其爐膛部分的回流區(qū)前移所造成的，這一點(diǎn)可以從圖3(b)中看出，為一次風(fēng)速對回流量的影響，從圖中可以看出，在x- 1D截面之前改變一次風(fēng)速對Qh/Q，的影響不明顯，而在該截面之后，降低一次風(fēng)速可以顯著增加Qh/ Qr．當(dāng)一次風(fēng)速為18 m/s時(shí)，Qh/Q，的第二個(gè)峰值高達(dá)0.49．但是一次風(fēng)速不能過低，應(yīng)防止生物質(zhì)燃燒機(jī)的顆粒堵管， 圖4 (d)給出了鈍體阻塞率對回流量的影響，圖中，氣流在進(jìn)入爐膛前，阻塞率小的回流量大；而在進(jìn)入爐膛后，阻塞率大的回流量大，造成這種現(xiàn)的原因是由于在進(jìn)入爐膛前，較小鈍體阻塞率的鈍體位置靠近噴口，使得回流區(qū)整體前移，造成在前期同一截面上鈍體阻塞率小的的回流量反而較大． 2.4 生物質(zhì)燃燒機(jī)出口湍流強(qiáng)度分布 湍流強(qiáng)度￡反映了氣流的脈動(dòng)程度，其值越大，說明流動(dòng)混合得越強(qiáng)烈，囹5為生物質(zhì)燃燒機(jī)出口各截面湍流強(qiáng)度分布，可以看出，湍流強(qiáng)度沿徑向呈先增后減的變化，說明在軸線以及生物質(zhì)燃燒機(jī)和爐膛壁面附近湍流強(qiáng)度較小，與圖2速度分布比鏡湍流強(qiáng)度沿徑向變化的峰值出現(xiàn)在回流區(qū)邊界附近，這是由于該區(qū)域存在較大的速度剪切層大量平均運(yùn)動(dòng)能量轉(zhuǎn)化為湍流能量，從而使湍流脈動(dòng)程度加強(qiáng)，從圖中還可以看出，湍流強(qiáng)度在x-1.63 D截面之前有較高的峰值而在該截面之后由于湍流的耗散和輸運(yùn)作甩氣流脈動(dòng)的整體水平不斷衰減，徑向分布也漸趨平緩． 3結(jié)語 1)該生物質(zhì)燃燒機(jī)鈍體尾部存在一個(gè)較大的回流區(qū)，其長度延伸至爐膛深部，該回流區(qū)的存在有利于顆粒的著火及穩(wěn)定燃燒． 2)增加內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度、內(nèi)二次風(fēng)速和鈍體阻塞率，減小一次風(fēng)速，均可以增大回流區(qū)的長度，當(dāng)內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度增大到某一程度時(shí)，其對回流區(qū)長度的影響逐步減弱． 3)在各工況下，回流量隨軸向距離比的增加均呈‘雙峰’分布，回流量隨著內(nèi)二次風(fēng)旋流強(qiáng)度的增加而顯著增大，C3.70工況時(shí)回流量的第二個(gè)峰值高達(dá)1. 08 ffl3]s．相對回流量Qh/ Qr總體上與內(nèi)二次風(fēng)速成正比，但在x- 1.75 D～2.15D截面之間，內(nèi)二次風(fēng)速越小，Qh/9．反而越大，在x-l D截面之前改變～次風(fēng)速對Q／Qr的影響不明顯，而在該截面之后，Qh/ Qr隨著一次風(fēng)速的降低顯著增加，對于鈍體阻塞率工況，回流量沿著軸向距離比有較復(fù)雜的變化：在進(jìn)入爐膛煎阻塞率越小，回流量大；在進(jìn)入爐膛后，阻塞率越大，回流量則越大， 4)湍流強(qiáng)度在軸線以及生物質(zhì)燃燒機(jī)和爐膛壁面附近的值較。辉趚-1. 63 D截面之前，湍流強(qiáng)度有較高的峰值，而在該截面之后，氣流脈動(dòng)的整體水平不斷衰減徑向分布也漸趨平緩， 對于顆粒工業(yè)鍋爐，由于爐膛空間較小，要使顆粒能高效穩(wěn)定地燃燒，則需要生物質(zhì)燃燒機(jī)有比較合適的回流特性， 本研究結(jié)果，可作為生物質(zhì)燃燒機(jī)優(yōu)化設(shè)計(jì)與今后的熱態(tài)試驗(yàn)之依據(jù)，
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