超臨界旋流鍋爐爐內(nèi)空氣動力場分布研究

超臨界旋流鍋爐爐內(nèi)空氣動力場分布研究

0數(shù)值模擬與模型驗證2012年1月，一家69.60mw大型污水處理廠因其巨大的旋轉(zhuǎn)流建于停爐中，并發(fā)現(xiàn)了驅(qū)動器的大面積燃燒，給電廠帶來了嚴重的經(jīng)濟損失。并為今后類似類型的蒸汽旋轉(zhuǎn)帶提供了巨大的安全風險。為了盡快分析旋流燃燒器大面積燒壞的內(nèi)在原因,以及提出相應的運行調(diào)整方案,本文運用ANSYSFluent14.0軟件,對該電廠超臨界旋流燃燒爐內(nèi)的氣流場、燃燒場進行了實際運行工況下詳細的數(shù)值模擬,數(shù)值模擬的結(jié)果與現(xiàn)場試驗結(jié)果進行了對比驗證,并探討了單個旋流燃燒空氣動力場規(guī)律、全爐膛空氣動力場規(guī)律、不同層旋流燃燒器溫度場分布的規(guī)律,旋流燃燒器噴口軸線上溫度變化的規(guī)律,對旋流燃燒器大面積燒壞的原因進行了詳細的分析,提出了同類型旋流燃燒器運行的關鍵預防措施,對今后旋流燃燒器的安全運行提供了理論上的指導,為今后同類型旋流燃燒器的安全、穩(wěn)定運行具有非常重要的工程意義。1燃充燃發(fā)揮及燃燒效果該電廠旋流燃燒器采用東鍋自行開發(fā)設計的外濃內(nèi)淡型低NOx旋流煤粉燃燒器,組織對沖燃燒。煤粉燃燒器將燃燒用空氣分為四部分:即一次風、內(nèi)二次風、外二次風(三次風)和中心風。燃燒器的結(jié)構(gòu)見圖1。內(nèi)二次風風道內(nèi)布置有軸向旋流器,外二次風風道內(nèi)布置有切向旋流器。內(nèi)二次風軸向葉片角度為60°,外二次風切向葉片角度為45°。為了進一步降低NOx的排放量,在煤粉燃燒器上方設置了燃燼風以及側(cè)燃燼風。燃燼風及側(cè)燃燼風主要由中心風、外二次風調(diào)風器及殼體等組成,中心風為直流風,外二次風為旋流風。中心風通過手柄調(diào)整套筒位置來進行風量調(diào)節(jié)。外二次風通過調(diào)節(jié)擋板、調(diào)風器(開度通過手動調(diào)節(jié)結(jié)構(gòu)來調(diào)節(jié))實現(xiàn)風量的調(diào)節(jié)。旋流燃燒器采用前后墻對沖燃燒方式布置,總共有36只旋流燃燒器分3層布置在前、后墻上,每層有6只旋流煤粉燃燒器。在前、后墻旋流燃燒器的上方各布置了1層燃燼風,其中每層2只側(cè)燃燼風噴口,6只燃燼風噴口。該電廠3號爐2011年1月6日投入運行,2012年1月17日檢修時(運行時間4166h)檢查發(fā)現(xiàn)旋流燃燒器一次風室耐磨陶瓷脫落,風筒前端燒壞、變形等現(xiàn)象。下層燃燒器損壞相對較輕,中、上層損壞嚴重。針對旋流燃燒器大面積燒壞的情況,本文開展了3號鍋爐在習慣運行工況下全爐膛的熱態(tài)數(shù)值模擬,主要目的是從空氣動力場和溫度場的角度找出旋流燃燒器燒壞的原因,為今后旋流燃燒器的安全運行提供理論上的指導。2計算模型和方法的數(shù)學模型2.1爐硫網(wǎng)格劃分對于所計算的爐膛,整個爐膛采用正六面體網(wǎng)格劃分,燃燒器的網(wǎng)格劃分按照電廠提供實際的參數(shù)進行,整個爐膛的幾何尺寸與電廠實際的結(jié)構(gòu)保持1∶1對應關系,網(wǎng)格總數(shù)約231萬。圖2和圖3是整個爐膛網(wǎng)格劃分和燃燒器區(qū)域網(wǎng)格劃分圖。2.2模型建立與分析數(shù)值模擬采用三維穩(wěn)態(tài)計算,SIMPLE算法。湍流模型采用了帶旋流修正的Realizablek-ε模型;用混合分數(shù)-概率密度函數(shù)模擬氣相湍流燃燒;用P-1輻射模型計算輻射傳熱;采用雙平行競爭反應模型模擬煤粉揮發(fā)份的析出;焦炭燃燒采用動力/擴散控制燃燒模型;煤粉顆粒跟蹤采用隨即軌道方法。動量方程、能量方程、k方程、ε方程均采用二階迎風格式離散。在邊界條件的處理上,燃燒器進口速度采用現(xiàn)場冷態(tài)試驗結(jié)果給定,采用近壁函數(shù)法處理近壁區(qū)域方程的過渡計算。2.3多煤階在不同比例下的揮發(fā)性鍋爐燃用煤種為印尼煤,煤的元素分析和工業(yè)分析見表1?；胰埸c的數(shù)據(jù)見表2。從表1和表2可以看出,印尼煤揮發(fā)分、硫分、全水分較高,可磨指數(shù)較低,揮發(fā)分高,爆炸性較強。因此在燃用高揮發(fā)份印尼煤時,要控制合理燃燒空氣動力場,否則著火提前容易造成旋流燃燒器的燒損。2.4燃燒風扇加熱和風速為了盡可能得到旋流燃燒鍋爐習慣運行工況下的燃燒情況,數(shù)值模擬中旋流燃燒器的風速采用現(xiàn)場試驗測量得到。2.5速度、溫度和邊界條件本文計算了該電廠習慣運行工況下的燃燒過程。在額定負荷下,投入C、D、E、A、F層燃燒器,B層燃燒器備用。燃燒器區(qū)域的過量空氣系數(shù)為0.94,一次風總量為137kg/s,燃燼風總量為111.2kg/s,二次風總量(不含燃燼風)總量為385.6kg/s,實際給煤量為254.66t/h。在本文的數(shù)值模擬中,燃燒器、燃燼風和側(cè)燃燼風的入口邊界條件采用速度進口條件,入口速度和溫度根據(jù)電廠習慣運行工況參數(shù)給定,其主要目的是為了盡可能的模擬實際運行工況下爐內(nèi)燃燒場的規(guī)律。出口邊界條件采用壓力出口。煤粉顆粒直徑按照Rosin-Rammler方法分布,最小直徑為4μm,最大顆粒直徑為246μm,平均顆粒直徑為51μm,分布指數(shù)為1.15,煤粉細度R90=23%。由于全爐膛旋流燃燒的數(shù)值模擬,控制方程的強非線性特點,在實際數(shù)值模擬中發(fā)現(xiàn),如果一開始耦合所有的控制方程,數(shù)值模擬的結(jié)果很容易發(fā)散。因此,計算迭代時,首先進行冷態(tài)下控制方程的求解,包括連續(xù)性方程,動量方程。計算迭代5000步時,殘差曲線基本不變化時,通過后處理分析冷態(tài)下,空氣動力場分布的特點,發(fā)現(xiàn)旋流燃燒器回流區(qū)形成比較合理,沒有出現(xiàn)射流偏斜的現(xiàn)象,同時二次風沒有出現(xiàn)貼墻,則證明冷態(tài)已經(jīng)收斂,可以進行熱態(tài)下的數(shù)值模擬。在熱態(tài)數(shù)值模擬中,將能量方程收斂的殘差設置為10–6,其他控制方程的殘差設置為10–3,開始熱態(tài)下控制方程組的迭代,在迭代的過程中通過設置監(jiān)視點,包括質(zhì)量守恒性和能量守恒性的監(jiān)視,來查看數(shù)值模擬迭代收斂的情況。整個數(shù)值計算步數(shù)超過了100000步,從而保證了整個數(shù)值計算的結(jié)果已經(jīng)完全達到穩(wěn)態(tài)。3數(shù)值模擬結(jié)果與分析3.1旋流燃燒模式為了驗證旋流燃燒器空氣動力場數(shù)值模擬準確性,在現(xiàn)場進行了旋流燃燒器冷態(tài)空氣動力場試驗。試驗重點對下層12個旋流燃燒器出口不同距離的截面進行速度場測試,分別距燃燒器出口為1/2D(565mm)、1D(1130mm)、2D(2260mm)、4D(4520mm)、6D(6780mm)的截面,主要測量了軸向速度。由于墻式對沖燃燒器空氣動力特性的穩(wěn)定性和獨立性,因此,僅選取C層C4、C5、C6燃燒器進行測量。圖4是冷態(tài)動力場試驗得到的燃燒器出口各截面氣流軸向速度分布。圖4中不同曲線代表了距離燃燒器噴口不同位置的橫截面,分別距燃燒器出口為1/2D、1D、2D、4D、6D的截面,其中D是燃燒器噴口的直徑。橫坐標表示測點序號(從C4→C6),其中第2點代表C4燃燒器中心線,第12點代表C5燃燒器中心線,第22點代表C6燃燒器中心線?？v坐標表示速度,單位為m/s。圖5給出了數(shù)值模擬得到的前墻第一層旋流燃燒器速度分布局部放大圖。從圖5可以看出旋流燃燒器回流區(qū)形成的情況?；亓鲄^(qū)起始的位置大概在0.5m的位置(燃燒器出口位置為0m),穩(wěn)定的回流區(qū)結(jié)束的位置為3m(2.1D),因此整個回流區(qū)的長度為2.5m。冷態(tài)試驗中通過在燃燒器出口放置長飄帶,觀察空氣動力場的情況。在離噴口2~3m內(nèi),一次風射流剛度比較強;在距離噴口3~5m,飄帶逐步發(fā)生偏轉(zhuǎn),末端偏離軸線約600mm。在距離燃燒器1D~1.5D區(qū)域的飄帶能夠明顯看到回流現(xiàn)象,表明燃燒器末端卷洗周圍熱煙氣能夠正常。因此從圖4中現(xiàn)場冷態(tài)動力場試驗得到,在燃燒器噴口2D以外的截面上沒有測量得到穩(wěn)定的回流區(qū),即實際冷態(tài)空氣動力場試驗得到的回流區(qū)的長度為2D,這證明本文數(shù)值模擬得到回流區(qū)的長度與現(xiàn)場試驗吻合比較好,從而驗證了數(shù)值模擬得到的空氣動力場是準確的。從回流區(qū)位置和回流區(qū)長度來看,回流區(qū)起始位置靠近燃燒器出口,這個初步解釋了旋流燃燒器大面積燒壞的原因。由于燃用的煤種為揮發(fā)份較高的印尼煤(Vdaf的質(zhì)量分數(shù)為40.45%),當回流區(qū)起始位置靠近燃燒器出口時,由于強烈的高溫煙氣輻射熱,熱態(tài)運行中將造成燃燒器附近結(jié)渣,或使燃燒器燒壞,并可能使火焰在爐膛中的充滿情況變壞。下面將從熱態(tài)數(shù)值模擬得到的溫度場的規(guī)律,來定量分析旋流燃燒器大面積燒壞的原因。3.2熱力模擬對比為了驗證全爐膛熱態(tài)數(shù)值模擬結(jié)果有效性,本文將數(shù)值模擬結(jié)果與熱力計算結(jié)果進行了對比。由于旋流燃燒器燒損,現(xiàn)場試驗獲得爐膛溫度場分布相當困難。因此,本文評估數(shù)值模擬結(jié)果的準確程度主要是與熱力計算的結(jié)果進行對比,其中最重要的數(shù)據(jù)時爐膛出口平均煙溫,理論燃燒溫度和屏底溫度。表3給出了數(shù)值模擬與熱力計算的對比結(jié)果。從表3對比結(jié)果可以看出,數(shù)值模擬結(jié)果與熱力計算結(jié)果偏差在40~80K,相對偏差在5%以內(nèi)。除了爐膛出口煙溫有較大的偏差,理論最高溫度和屏底溫度偏差都比較小,考慮到數(shù)值模擬本身模型還存在缺陷,表明本文的數(shù)值模擬結(jié)果具有較高的可行性和準確度。3.3降低煙氣溫度圖6為爐膛中心豎直面上溫度場的分布。從溫度分布圖可以得出,在燃燒器區(qū)域溫度是最高的,沿著煙氣的流向,溫度不斷降低。在屏式過熱器區(qū)域,煙氣溫度降低到1000℃左右,保證了屏式過熱器不發(fā)生超溫的可能。在燃燒器區(qū)域,煤粉在燃燒器噴口附近位置就開始著火燃燒,燃燒器噴口附近位置溫度普遍比較高,回流區(qū)的最高溫度達到了1600℃左右,這說明著火過分提前,導致在燃燒器噴口附近位置開始發(fā)生劇烈的燃燒過程,由于直接在燃燒器噴口燃燒,所以造成了旋流燃燒器燒損。3.4燃燒溫度分布為了找出電廠旋流燃燒器大面積燒壞的原因,繼續(xù)進行了全爐膛熱態(tài)下的數(shù)值模擬研究。通過分析燃燒器截面上溫度場分布的規(guī)律,尤其是燃燒器噴口附近溫度場的規(guī)律,試圖得到燃燒器燒壞的內(nèi)在原因。從圖7中可以看出在旋流燃燒器出口附近位置,最高溫度能達到800℃左右,由于旋流燃燒器形成的高溫回流區(qū),卷席了大量高溫氣體,使得回流區(qū)溫度高達1600℃左右。旋流燃燒器附近火焰溫度超過800℃,因此強烈的高溫氣體輻射熱燒壞旋流燃燒器。從圖7可以得出,在爐膛中心氣體溫度最高,前墻左右邊上的1號和6號旋流燃燒器附近溫度比較低。沿著旋流燃燒器寬度方向,溫度分布不均勻,中間的燃燒器溫度較高,靠近左、右墻的旋流燃燒器溫度比較低,說明旋流燃燒器沿著寬度方向的配風不均勻。從圖8可以看出,相比第一層旋流燃燒器溫度場,第二層旋流燃燒器高溫區(qū)范圍更寬,整體溫度水平要高于第一層旋流燃燒器溫度水平。在旋流燃燒器出口附近位置,最高溫度能達到850℃以上,相比第一層旋流燃燒器,溫度高了100℃。從圖8也可以看出,前墻和后墻左右邊上的1號和6號旋流燃燒器附近溫度比較低,這個與第一層旋流燃燒器得到的結(jié)果是一致的,說明第二層旋流燃燒器沿著寬度方向的配風不均勻,造成了中間旋流燃燒器空氣量多,從而燃燒充分溫度高,靠近左、右墻的燃燒器配風不夠,燃燒不充分造成溫度偏低。從圖9可以看出,相比第二層旋流燃燒器溫度場,第三層旋流燃燒器高溫區(qū)范圍更寬,整體溫度水平要高于第一層和第二層旋流燃燒器溫度水平。燃燒器噴口出口的最高溫度達到了900℃以上,這個可以解釋在現(xiàn)場中發(fā)現(xiàn),上層旋流燃燒器燒壞的程度明顯比中下層旋流燃燒器高。因此,通過上面三層旋流燃燒器截面上溫度分布的分析可以得出,對于這種DBC-OPCC型旋流燃燒器,中、上層旋流燃燒器的溫度明顯比下層旋流燃燒器溫度高。對于燃用揮發(fā)份較高,灰熔點較低的印尼煤時,在保證燃燒穩(wěn)定的情況下,應該避免出現(xiàn)大的回流區(qū),防止回流區(qū)卷吸的高溫煙氣量過大,造成旋流燃燒器的燒壞。該電廠旋流燃燒器出現(xiàn)大面積燒壞的其中一個原因,是旋流燃燒器內(nèi)二次風旋流強度過大,造成回流區(qū)過大,加上燃用印尼煤,從而加劇了中、上層旋流燃燒器大面積燒壞。從圖10可以看出,前墻水冷壁附近的溫度比較高,最高溫度能達到1600℃。這個可以解釋實際檢查中發(fā)現(xiàn)側(cè)燃燼風附近發(fā)現(xiàn)燃燒器嚴重燒壞,同時水冷壁出現(xiàn)高溫結(jié)渣。從圖11燃燼風旋流燃燒器截面溫度分布圖可以看出,由于燃燼風風速比較高,射流剛性比較強,回流區(qū)明顯遠離旋流燃燒器,同時看出,在旋流燃燒器附近的位置,火焰溫度不高,500~600℃。通過現(xiàn)場檢查發(fā)現(xiàn),燃燼風層旋流燃燒器區(qū)域,沒有出現(xiàn)燃燒器燒壞的情況,水冷壁區(qū)域也沒有出現(xiàn)高溫結(jié)渣。燃燼風層溫度比下層旋流燃燒器溫度低主要原因是在燃燼風層,由于高溫氣體不斷換熱,整體溫度水平降低,另外燃燼風風速比較高,回流區(qū)遠離燃燒器出口。正是上述兩個原因,燃燼風層燃燒器沒有出現(xiàn)燒壞和結(jié)渣。通過現(xiàn)場觀察和數(shù)值模擬結(jié)合,充分證實了本文數(shù)值模擬的結(jié)果是有效的。3.5燃燒溫度分布情況為了深入分析旋流燃燒器燒壞的原因,表4~6給出了燃燒器中心截面上,燃燒器噴口軸線上的溫度變化速度。通過分析噴口軸線上溫度變化速度,尤其是不同層旋流燃燒器軸線上溫度變化速度,得到旋流燃燒器回流區(qū)內(nèi)溫度變化的規(guī)律,以及不同層燃燒器升溫速度的變化,從而為燃燒器燒損提供重要的信息,為今后同類型旋流燃燒器科學運行提供理論上的指導。從表4看出,在第一層旋流燃燒器A側(cè),燃燒器噴口附近1m范圍內(nèi),截面中心附近的燃燒器升溫速度最快,而且越靠近截面中心,升溫速度越快。其中4號燃燒器升溫速度是最快的,升溫速度為322℃/m。這說明在截面中心附近位置是溫度變化最劇烈的區(qū)域。同時可以看出,A側(cè)左右兩邊的1號和6號燃燒器,溫度變化相對是最慢的。燃燒器噴口1m之外的區(qū)域,溫度變化逐漸變緩,截面中心的3號和4號燃燒器溫度是最高的。B側(cè)第一層旋流燃燒器噴口附近升溫速度與A側(cè)類似。截面中心的3號和4號燃燒器中心線上的溫度是最高的。3號燃燒器升溫速度是最快的,升溫速度為452℃/m。B側(cè)第一層3號和4號旋流燃燒器的升溫速率要高于A側(cè)第一層4號旋流燃燒器,A、B側(cè)最高升溫速率存在一定的偏差,最大偏差達到了130℃/m。A、B側(cè)較高的溫度偏差,很容易造成水冷壁吸熱不均,從而造成水冷壁爆管的可能性。表5給出了A側(cè)第二層旋流燃燒器噴口附近溫度變化速度。在燃燒器噴口附近1m范圍內(nèi),4號燃燒器溫度變化速度最快,升溫速度為454℃/m。在燃燒器噴口附近1m范圍內(nèi),B側(cè)的4號和5號燃燒器溫度變化速度最快,4號燃燒器升溫速度為473℃/m,5號燃燒器升溫速度為473℃/m。B側(cè)4號和5號旋流燃燒器的升溫速度是一樣的。同時從第二層旋流燃燒器A、B側(cè)最高升溫速度看出,B側(cè)最高升溫速度比A側(cè)最高升溫速度高了19℃/m,相比第一層旋流燃燒器A、B側(cè)的溫度偏差,第二層旋流燃燒器溫度偏差已經(jīng)大大減小。表6給出了A側(cè)第三層旋流燃燒器噴口附近溫度變化速度。在燃燒器噴口附近1m范圍內(nèi),4號燃燒器溫度變化速度最快,升溫速度為392℃/m。通過比較三層旋流燃燒器最高升溫速度,可以得出,中、上層旋流燃燒器升溫速度逐漸減小,尤其是同層旋流燃燒器A、B側(cè)的升溫速度偏差大大減小。升溫速度偏差減小,可以避免出現(xiàn)水冷壁因吸熱不均,導致的超溫爆管的現(xiàn)象。通過上面的定量分析,可以得出,現(xiàn)場旋流燃燒器噴口附近溫度升溫速度太快,有利于煤粉的著火,但是由于燃用高揮發(fā)份的印尼煤,加劇了旋流燃燒器大面積燒損。因此在實際運行過程中,要適當減小內(nèi)二次風旋流強度,通過減小內(nèi)二次軸向葉片的角度,來減少卷席高溫煙氣量,從而降低燃燒器附近的溫度,防止旋流燃燒器燒壞,降低水冷壁附近結(jié)渣的可能性,同時可以采用提高中心風的速度,使得回流區(qū)的起始位置遠離燃燒器出口。另外對于揮發(fā)份較高的印尼煤,應該適當提高一次風的風速,延緩煤粉著火的速度,使得著火點遠離燃燒器噴口附近位置。4燃料改造后的值的模擬分析4.1旋流強度過大造成煤粉退火過快根據(jù)上面分析,不難得出在燃用揮發(fā)份較高的印尼煤時,由于內(nèi)二次風旋流強度過大,使得煤粉著火過分提前,造成旋流燃燒器燒損。因此本文改造的方向是減小內(nèi)二次風旋流強度,將內(nèi)二次風旋流葉片的角度由設計的60°減小到45°,保持其他參數(shù)不變,進行了改造后的數(shù)值模擬。4.2內(nèi)二次風旋流強度對燃燒噴口溫度場的影響圖12a為改造后第一層旋流燃燒器截面溫度分布圖。從圖12a中可以看出燃燒器噴口的溫度由改造前最高800℃降低到700℃左右,降低了100℃,回流區(qū)溫度降低到1200℃左右,相比改造前回流區(qū)最高溫度降低了400℃。燃燒器噴口的最大溫升速度由改造前的452℃/m降低到370℃/m,降低了82℃/m。由此可見減小內(nèi)二次風旋流強度,可以顯著減小燃燒器噴口和回流區(qū)內(nèi)煙氣溫度,但是爐膛中心的最高溫度變化不大,說明改變內(nèi)二次風旋流強度,影響的是旋流燃燒器附近和回流區(qū)最高溫度,不影響煙氣的最高溫度。從圖12b可以看出,在旋流燃燒器出口附近位置,最高溫度能達到800℃以上,相比改造前燃燒器噴口溫度降低了50℃?；亓鲄^(qū)的最高溫度降低到1280℃左右,爐膛中心的最高溫度達到了1800℃左右,這個與改造前變化不大。燃燒器噴口的最大溫升速度由改造前的473℃/m降低到395℃/m,降低了78℃/m。圖12c為第三層旋流燃燒器截面溫度分布圖。燃燒器噴口出口的最高溫度達到了850℃以上,相比改造前噴口的最高溫度降低了50℃,回流區(qū)的最高溫度降低到1320℃左右。燃燒器噴口的最大溫升速度由改造前392℃/m降低到355℃/m,降低了37℃。通過減小內(nèi)二次風旋流強度,不同層旋流燃燒器噴口最高溫度和回流區(qū)的最高溫度都普遍降低,降低最高幅度達到了400℃,燃燒器噴口的最大溫升速度也有較大程度降低。因此內(nèi)二次風旋流強度對燃燒器噴口溫度場起著非常重要的作用,但是改變內(nèi)二次風旋流強度,沒有改變?nèi)紵鹘孛嫔献罡邷囟?只是影響了燃燒器截面上溫度場的分布。通過本文的改造,顯著降低了燃燒器噴口和回流區(qū)的最高溫度,驗證了本文提出的導致旋流燃燒器大面積燒損的關鍵原因是內(nèi)二次風旋流強度過大。5不同層旋流燃燒溫度分布及變化(1)在習慣運行工況下,冷態(tài)數(shù)值模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn),單個旋流燃燒器的回流區(qū)的長度,以及回流區(qū)的大小與現(xiàn)場冷態(tài)動力場試驗吻合比較好,驗證了數(shù)值模擬結(jié)果有效性。單個旋流燃燒器回流區(qū)起始點靠近燃燒器出口位置,說明這類旋流燃燒器在燃用揮發(fā)份較高的印尼煤(Vdaf的質(zhì)量分數(shù)為40.45%)時,存在較大的安全隱患,容易造成燃燒器燒壞和結(jié)渣;全爐膛燃燒器截面上速度場分布比較對稱,每一個旋流燃燒器回流區(qū)大小合適,沒有出現(xiàn)二次風貼墻的現(xiàn)象,說明按照習慣運行工況,能夠形成比較合理的空氣動力學場?？梢耘袛嗖皇强諝鈩恿鼋M織不好造成的旋流燃燒器大面積燒壞。(2)在習慣運行工況下,熱態(tài)數(shù)值模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn),對于這種DBC-OPCC型旋流燃燒器,中、上層旋流燃燒器的溫度明顯比下層旋流燃燒器溫度高。第三層旋流燃燒器截面上,旋流燃燒器出口附近位置,最高溫度能達到900℃以上,回流區(qū)的最高溫度達到了1700℃以上。由于回流區(qū)旋流強大比較大,因此卷吸了大量的高溫氣體,同時回流區(qū)起始點靠近燃燒器出口位置,強烈的高溫輻射熱造成了旋流燃燒器大面積燒壞;燃燼風層旋流燃燒器區(qū)域,沒有出現(xiàn)燃燒器燒壞的情況,水冷壁