1研究对象与网格分布
1. 1研究对象
本文的研究对象为1台600 MW亚临界前后墙对冲燃烧锅炉炉膛。炉膛前后墙各分3层布置低NOx双调风旋流煤粉燃烧器。煤粉燃烧器中空气被分为4股：中心风、一次风、二次风和三次风。每层布置5只煤粉燃烧器，全炉共有30只煤粉燃烧器。
在*上层煤粉燃烧器上面布置OFA燃烧器，1层5只，全炉共10只。每个OFA燃烧器由一、二次风管组成，一次风为直流，二次风为旋流。炉膛上部布置有屏式和高温过热器。
锅炉燃用山西烟煤，配直吹式制粉系统，共6台磨煤机，每台磨对应单面墙的1层共5只煤粉燃烧器。满负荷时投用5台磨，余下1台备用。设计煤粉细度R90为20 %～25 %.
1. 2计算区域与网格情况
计算模型和原型的几何比例为1∶1.计算区域为锅炉炉膛，上部布置有屏式过热器。煤粉燃烧器结构在数值模拟中基本未作简化，安排有中心风、一次风、二次风和三次风，突出双调风的特点。与原型相比，计算模型在炉膛、燃烧器和炉内受热面结构上所作的简化极少。根据锅炉满负荷时投用5台磨的运行特点，计算模型上布置有5层煤粉燃烧器（其中前墙3层，后墙2层） ，2层OFA燃烧器（前、后墙各1层）。
网格划分上采用了块结构化网格技术，该技术一方面可减少网格生成的难度，在每一块中都可以较为方便地生成结构化网格；另一方面便于实现局部网格加密。研究区域被划分为4块：上炉膛、下炉膛、冷灰斗和燃烧器。每块单独划分结构化网格。
其中，燃烧器和下炉膛区域的网格密度*高，冷灰斗的网格密度*低。计算区域的网格总数为47万个。
1展示了计算区域和网格划分情况。
2数学模型
将气相作为连续相介质，在欧拉（Eulerian）坐标系中描述，采用标准k 2ε湍流模型模拟气相湍流运输，用混合分数2概率密度函数模拟气相湍流燃烧，用P21辐射模型开展辐射传热模拟；将煤粉颗粒看作离散相物质，在拉格朗日（Lagrangian）坐标系中描述；采用拉格朗日2欧拉法处理煤粉颗粒的挥发份析出、燃烧和煤焦燃烧过程，以及气固两相间的质量、动量和能量的相互作用；对挥发份的析出采用单步反应模型，采用动力/扩散反应速率模型模拟煤粉颗粒的表面燃烧，考虑颗粒辐射和气体辐射。
炉内三维气相流动、热平衡与燃烧的控制方程可写成如下统一形式式中，Φ分别代表速度u，v，w、湍流动能k、湍流动能耗散率ε、时均混合分数f、混合分数脉动均方值g、焓h和i组分的质量分数Yi，ΓΦ为扩散系数，当Φ= 1. 0时为连续性方程，SΦ是由气相引起的源项，SpΦ是由固体颗粒引起的源项。
若知道炉内气相流场、温度场和组分场等分布情况，便可在拉格朗日（Lagrangmn）坐标系下，根据颗粒受力的微分方程求出煤粉颗粒的运动轨迹，进而选取适当的煤粉挥发份析出、燃烧和煤焦燃烧数学模型完成沿运动轨迹的计算，煤粉在运动轨迹上放出的组份、热量和动量等可认为是气相场中的源项。交替求解离散项和连续相的控制方程，直到二者均收敛，这样便实现了气固两相的耦合计算。
在挥发份析出上采用的是单步反应模型，该模型假设挥发份析出速率与颗粒中保持的挥发份含量呈一次幂关系。
挥发份析出结束，颗粒就开始进入煤焦燃烧过程，直至可燃组分全部烧完。计算中认为煤焦与氧气反应为一步反应，即碳直接被氧化成二氧化碳。
本文研究中采用的是动力/扩散控制反应速率模型。
该模型假定表面反应速率同时受到扩散过程和动力过程的影响，煤焦的燃烧速率。
3工况设置和边界条件
进行了2个工况的研究，分别命名为工况1和工况2.这2个工况对应的负荷均为满负荷，燃用的煤种均为设计煤种；两个工况间的区别在于工况1投用燃尽风，工况2未投用燃尽风。2个工况投用的煤粉燃烧器均一样，前墙3层（由下向上分别命名为A、B和C） ，后墙两层（由下向上分别命名为D和F） ，其中A、D层标高相同，C、F层标高相同。各工况的总供风量、供煤量相同。
入口边界条件在燃烧器入口处，分别对中心风、一次风、二次风和三次风赋入口速度值。各煤粉燃烧器的煤粉质量流率均为2. 29 kg/ s ，煤粉颗粒尺寸为70μm.炉膛出口处为出口边界条件，选用等压力边界条件。炉膛水冷壁和屏式过热器壁面均取固体壁面边界条件，采用标准壁面函数修正。根据锅炉热力计算书中相关资料，取水冷壁的壁面温度为705 K，屏式过热器的壁面温度为823 K.壁面黑度取为0. 78.
4数值模拟结果与分析
4. 1炉内流动特点
在这2个计算工况中，由于前墙进入炉膛的气流动量高于后墙，这自然会引起对主气流是否冲刷或者偏向后墙方面的关注。计算结果显示：主气流基本保持在炉膛深度方向的中部区域，稍稍向后墙偏了一点，无明显的主气流冲刷或偏向于后墙或前墙的现象。工况2中前、后墙间气流动量差异较工况1更大，因此主气流向后墙的偏斜更为明显些。
炉内气流充满度是讨论炉内流动状况时十分关注的内容。好的气流充满度对于获得合适的炉内停留时间、防范结渣等十分重要。本文采用截面气流充满系数φ来评价炉内气流充满度，其定义为炉内水平截面上上升速度大于某一定性值所占的面积与水平截面积的比值，定性值一般取为燃烧器出口加权平均速度的10 %.在本文中，定性值取为3 m/ s.
考察水平截面从Z= 29 m（OFA燃烧器上约3 m）起至Z = 40 m（折焰角起始处）止。在这一区段，两个工况的气流平均上升速度是一样的，具有良好的可比性。具体情况。φ越大，表明气流充满情况越好。一般希望φ位于0. 8～0. 95区间内。对于这两个工况，φ值沿炉膛高度增加而增加。在炉内气流充满情况方面，工况1明显优于工况2.工况1的炉内气流充满情况已达到期望值。可见，投用燃尽风明显改善了炉内气流充满情况。投用燃尽风减小了射入炉内的总气流动量和单只燃烧器射入炉内的气流动量，这是投用燃尽风后炉内气流充满情况得以明显改善的主要原因。
4. 2烟温分布特点
3展示了这2个工况沿炉膛高度各水平截面的平均烟温的变化情况。在煤粉燃烧器区域，工况1的过量空气系数为α= 1. 0 ，而工况2为α= 1. 18.
由于工况2在煤粉燃烧器区域氧量供应较工况1充足，煤粉的燃烧和放热更加强烈，燃尽程度更高。因此，在该区域，工况2烟温较工况1高。在离开煤粉燃烧器区域后至进入屏区前，工况2中的烟气温度（截面平均烟温和*高烟温）基本上随着炉膛高度的增加而呈现为线性下降的趋势，火焰向受热面的散热强于颗粒的燃烧放热。对于工况1 ，其在这一区段的烟温变化规律与工况2明显不同。由于燃尽风相对于高温火焰而言是一股冷风，因此其投入后截面平均烟气温度有明显的下降，下降幅度约为100 K；另外，对于煤粉颗粒的燃烧而言，燃尽风又起到了后期补氧的作用，促使其燃尽，表现在烟温分布上则呈现为在相当长的炉膛高度区段内（Z= 28 m～35 m）基本维持为一常数（1620 K左右）。这个现象表明在燃尽风投用后，煤粉进行“后期补燃”，在相当长的炉膛高度区段内（Z = 28 m～35 m）火焰向受热面的散热与颗粒的燃烧放热趋于相等，从而维持烟气温度基本不变。在Z = 35～42 m水平截面间，煤粉的“后期补燃”过程基本结束，颗粒燃烧放热明显减少，烟温基本上随着炉膛高度的增加而呈现为线性下降的趋势。在屏过入口，两个工况的平均烟温相差较小，工况1较工况2高20 K.这是由于工况1中燃尽风的投入使得煤粉燃烧发生了“后期补燃”，从而增加了火焰长度所导致。
从3中可以看到：燃尽风的投用可在大部分炉膛高度范围（Z = 20～37 m）内降低水平截面烟气温度。如果将水平截面平均烟温高于1673 K（1400℃）的区域认为是热力型NO x生成的主要区域，工况1为16. 45～24 m ，工况2为16. 45～31 m.可见，投用燃尽风将明显缩小热力型NO x的生成区域，这对于减少热力型NO x的生成是有好处的。
4. 3组份分布特点
4和5分别展示了沿炉膛高度各水平截面上平均O2和CO摩尔分数（体积浓度）的变化情况。
在煤粉燃烧器区域，工况2的O2浓度明显高于工况1 ，约高1. 2 % ，这是由于工况2中煤粉燃烧器区域供应的空气量明显高于工况1.工况1中，由于燃尽风的投入使得OFA区域的平均O2浓度有明显的跃升。沿整个炉膛高度，工况1中的平均CO浓度均明显高于工况2 ，在燃烧器区域更为明显。从炉内平均O2和CO浓度的分布可以看到，燃尽风投用后炉内还原性气氛得到了显著增强，这有利于控制燃料型NOx的生成和加速NOx还原反应，从而促使NO x的*终排放浓度下降。
4. 4煤粉燃尽率
1展示了炉膛出口处的煤粉燃尽情况和计算得到的飞灰末燃物热损失情况。从1中可以看到，较之停用燃尽风时的情况，投用燃尽风时飞灰未燃物热损失明显增加，增加了2. 17 %.燃尽风的投用延迟了煤粉燃烧过程氧气的供应，加强了炉内的还原性气氛，降低了炉内火焰温度，不可避免地使得煤粉燃烧效率下降。
4. 5炉膛出口烟温
2中给出了炉膛出口平均烟温等情况。由于现场试验获得炉内数据相当困难。因此，评估数值模拟的准确程度主要是与热力计算结果进行比较。
这中间*重要的数据就是炉膛出口平均烟温。从表2中可以看到：数值模拟得到的结果与热力计算结果十分接近，偏差幅度为19～34 K.这表明数值模拟结果具有相当程度的可信性和准确度。此外，从2中亦可以看到：燃尽风投用与否对炉膛出口平均烟温有一定的影响，但影响幅度很小，基本在20 K以内。
5结论
本文通过数值模拟的方法，就投用燃尽风对炉内流动和燃烧过程的影响开展研究。研究结果显示：
（1）燃尽风的投用改善了炉内气流充满度，延迟了煤粉燃烧过程氧气的供应，加强了炉内的还原性气氛，降低了炉内火焰温度，有利于降低NO x*终排放浓度和减小水冷壁上可能发生结渣的范围；（2）燃尽风的投用导致煤粉燃烧效率下降；（3）燃尽风投用与否对炉膛出口平均烟温有一定的影响，但影响幅度很小，基本在20 K以内。