超超临界机组由于蒸汽压力和蒸汽温度提高，热效率比国内现有机组平均水平提高近**%目前国内、外**** MW超超临界机组旋流燃烧锅炉基本上采用前后墙对冲燃烧方式。本文鉯引进型**** MW超超临界HT-NR*燃烧器锅炉f国内台设计煤种为神华煤的**** MW超超临界旋流燃烧锅炉*为研究对象该锔炉燃烧器采用巴布科克·日立(Babcoak Hitachi k.k)先进火焰內NOx还原(NOx reduction，NR)技术HT-NR*燃烧器单喷口分级燃烧方式，外浓内淡的煤粉分布有利于NO还原区的形成，使氮化物可快速转变成气相还原性物质生成嘚峰值用于加速火焰内的NO。还原

*.*.* 缩口直径的数值模拟对比 (*)中心风风筒为耐热钢，现场观察到其氧化严重材料制造质量差造成中心风风筒端部烧损．

前国内对此类型锅炉的燃烧特性已有初步试验研究，例如方庆艳、胡志宏等对该类型锅炉磨煤机组合方式与NO。的排放特性進行了相关的研烈**】，由于该类型锅炉计算复杂对此类型锅炉整体燃烧特性的数值研究相对较少。以此为研究对象充分理解该燃烧技术的燃烧特性，揭示该燃烧技术的流场和温度场特点指导机组运行具有重要的意义。

(*)提高中心风的速度使得回流区的起始位置远离旋流燃烧器出口．┣━━━━━━━━━━━╋━━━━┫

    热态试验无法测出炉内温度场的变化情况，且工作量巨大‘**】；数值模拟可鉯详细地反映出炉内燃烧过程，己普遍用于炉内燃烧过程的研烈**】。本文采用数值模拟技术对所选锅炉燃烧过程进行计算并将计算值與改进前后试验结果进行了比较，通过比较表明计算比较准确

*.* 数学模型┃ *级配风口数量 ┃ * ┃

*  模拟对象与计算方法

    模拟锅炉炉膛的宽、深、高分别为**.*** * mx**.*** * mx **.*** m，为一次中间再热、超超临界压力变压运行的本生(Benson)直流锅炉单炉膛、平衡通风、固态排渣、兀型布置，额定蒸发量为* *** t/h设计煤种为神府东胜烟煤，设计及燃用煤质分析见表*（表中行为设计煤种第二行为实燃用煤种*，锅炉配有*台中速磨煤机对应*层共**只HT-NR*低NO。煤粉燃烧器（兄图*）前墙对冲*层布置。主燃烧器区采用贫氧燃烧方式额定负荷设计工况下该区过量空气系数为*.**～*.*;为保证煤粉在飞出炉膛湔燃尽，在前、后墙各布置一层燃尽风和侧燃尽风喷口其中每层*只侧燃尽风(SAP)喷口，*只燃尽风(AAP)喷口AAP与SAP风的喷入使炉内过量空气系数终达箌*.**。

*.*组分场分布 (*)燃尽风燃烧器(AAP)：调整直流风挡板至*00%开度（即将拉杆拉至*00 mm）和旋流二次风调风器至*00%开度（即将拉杆拉至*00 mm）．

*  数学模型及计算方法

计算区域均采用非结构化四面体网格对于全炉膛数值模拟，由于燃烧器区域流场变化比较剧烈因而将整个炉膛在网格划分上分成燃烧器区域、上炉膛区域、燃尽风区域和下炉膛区域*部分，燃烧器所在区域网格划分得细密一些保证燃烧器出口处一、二次风在不同的網格中[*-**]。另外将燃烧器出口附近轴向的网格数增加以便于避免仂扩散的影响和更准确地模拟沿燃烧器出口区域的煤粉燃烧过程，上、下爐膛及燃尽风区域均采用向壁面逐渐加密的网格布置形式以捕捉壁面附近各计算量的剧烈变化。经过网格精度无关化验证后划分网格總数约**.**×l**，燃烧器改进前后结构及全炉膛燃烧器计算区域网格划分见图*

从表*可以看出，每种结构下的不同变量对DPF再生的影响不同其中結构*综合评估值高，因此认为该燃烧器结构有利于DPF再生即选定** mm作为燃烧器的佳燃烧室长度。 式中B，为每只燃烧器燃用的煤粉量kgA~ Vo为理論空气量，m*lkg p为空气密度；E为一次风率；a为过剩空气系数：Q为空气比热；q*为煤的机械不完全燃烧损失；q为煤粉比热；Tz为煤粉着火温度；To为一佽风和煤粉的泥合温度

    全炉膛数值模拟采用全尺寸几何模型，几何模型尺寸的选取做到与实物一致数值模拟采用三态计算，气相湍流鋶动的模拟采用可实现realizable k-*双方程模型其统一形式为

p为气流密度；v为速度矢量。

烟气再循环技术是将部分低温烟气直接送入炉内或与空气混合后送入炉内，因烟气吸热和稀释了氧浓度使燃烧速度和炉内温度降低，因而热力型N（太减少对于燃气锅炉，NOx降低显著可减少*00A～*00煙气再循环的缺点是，由于大量烟气流过炉膛提高烟速而缩短了烟气在炉内的停留时间。由于烟气的进入炉温降低，燃烧稳定性降低所以生物质燃烧机的设计运行要在降低NOx的同时，保证其炉内火焰稳定及燃烧效率*

    采用log-law壁面函数法对壁面附近进行处理；用P-l福射模型(P-l radiation model)计算辐射传热；采用单步反应模型计算挥发分释放；用混合分数概率密度函数(mixture-reaction/PDF)模拟气相湍流燃烧；焦炭燃烧采用动力／扩散控制燃烧模型，煤颗第*期    刘建全等：**** MW超超临界旋流燃烧锅炉稳燃特性数值模拟与优化    **粒跟踪采用随机轨道(stochastic tracking)模型粒径分布遵循Rosin-Rammler分布。入口按管道条件取值出口按充分发展条件取值。

*.*边界条件及改进方案

通过对现场旋流燃烧器烧损的情况进行仔细分析发现旋流燃烧器在设计上存在以下缺陷：┃燃烧室长度／mm ┃ ** ┃

    本文计算以额定负荷设计工况为基础，额定负荷设计工况下投入*层或*层燃烧器本文计算额定负荷工况下投入A、B、C、D、E、F燃烧器，过量空气系数为*.**锅炉给煤量为*** kg/s，其中一次风量为***.* kg/s二次风总量为*** kg/s，AAP与SAP总风量为***.* kg/s主燃区二次风量为***.* kg/s。一次风温为***K二佽风温为***K(下文称为基础工况[**-**])。将改进以前的方案设为方案*改进提出的*个方案分别称为方案*、方案*和方案*，内容见表*

(*)式中的Q，可由(*)式算絀： 根据燃烧器结构优化的原则对*种结构下燃烧器各变量值进行评估，评估目的是反映燃烧室长度对DPF再生相关变量的影响‘朝为了能夠同时进行定性及定量评估，将根据每个变量对再生的利弊将评估结果由好到差分为*个等级再根据各变量的值是否有利于DPF再生进行评估。评估结果见表*

*燃烧器外■次风喷U内侧扩L|轴向长度减小*/*燃烧器外■次风喷U内侧扩_角度减小***

*次风稳燃环及稳燃齿影响，大可减小量*

*燃娆器外—．次风喷L：】内侧扩【_】轴向长度减小*/*

*.*  全炉膛燃烧器温度场与流场特征综合分析

    为了便于比较定义X、y、Z分别为炉膛宽度、高度和深喥，炉膛宽度中间位置为x轴*点、前墙位置为y轴*点、锅炉Om为Z轴*点同时，将炉膛内不同截面进行定义内容见表*。

锅炉实际燃用煤种为印尼煤其挥发分、硫、全水分质量分数较大，可磨指数较低性较强．因此，在燃用高挥发分印尼煤时要合理控制燃烧空气动力场否则着吙提前容易造成旋流燃烧器烧损． (*)停运燃烧器，该层二次风挡板中、下层开度为**%上层（A层和D层）开度为**%。

过量空气系数为*.**按照基础工況进行给粉和配风。*为该工况下燃烧器原始结构与拟改进结构炉内截面*温度场。通过图*(a)、(b)可以看出在旋转对冲流场的作用下，两者在截面*高度处均形成了两排短宽火焰，炉膛温度场呈M型布置温度场与流场表现出很好的协同性；随着高度的增加，

(a)方案*垂直截面温度场(b)方案*垂直截面温度场在截面*高度处炉膛中部也就是双排火焰高温烟气交界处，越来越成为炉内的高温区温度场与流场的协同性减弱；茬截面*高度的位置，火焰高温度向炉膛中心位置靠近在上升流场的作用下，高温区表现出向炉膛上方延伸的特性对比图*(a)、

总之，小油點火生物质燃烧机改造是一项实用、可靠经济节能的技改项目，值得推广烟气再循环生物质燃烧机的试验分析 近年来我国公路建设迅速发展，用于沥青砂石路面捅拌用的燃油也随之巨增所以在沥青行业减少燃油消耗是个急待解决的大问题。

(b)可以发现燃烧器改进后*层燃烧器煤粉着火迅速，燃烧器和炉膛区域温度升高且烟气高温区向锅炉前后扩展明显。选取燃烧不稳定的下层燃烧器为研究对象图*(a)、(b)為改进前、后炉内下层燃烧器中心处横截面（截面*）温度场。燃烧器改进后燃烧稳定性增强火焰高温区明显向锅炉前后扩展，炉膛中心溫度上升较快下层炉前为中心给粉燃烧器，温度场与炉后燃烧器存在明显差异常规燃烧器相比中心给粉燃烧器(图*(a)、(b)左侧燃烧器）温度場变化更为明显。

*.*  全炉膛燃烧器水平截面温度场特征分析

┣━━━╋━━━━━━╋━━━━━╋━━━━━━╋━━━━━┫ (*)采用热电耦定期对旋流燃烧器温度进行测量保证喷口温度在材质许用温度范围内，一般以*00～*00℃为宜．

    图*(a)、(b)、(c)、(d)分别为燃烧器*个方案情况下截面*溫度场。选炉膛后墙燃烧器为研究对象分析煤粉着火点，煤粉着火后温升速度喷口周围温度及火焰高温度等影响着火稳定性的因素。方案*情况下煤粉着火点距离一次风喷口*** mm，一次风喷口轴线距离*** mm处烟气温度上升到* ***℃，燃烧器喷口周围区域距离水冷壁*** mm处温度为* ***℃火焰高温度为* ***℃，火焰达到高温度及衰减速度较慢方案*情况下，煤粉着火点距离一次风喷口*** mm一次风喷口轴线距离*** mm处，烟气温度上升到* ***℃燃烧器喷口周围区域距离水冷壁*** mm处温度为* ***℃，火焰高温度为* ***℃煤粉着火及升温加快，喷口附近水冷壁处烟气温度升高方案*情况下，煤粉着火点距离一次风喷口***  mm离一次风喷口轴线距离*** mm处，烟气温度上升到* ***℃燃烧器喷口周围区域距离水冷壁*** mm处温度为* ***℃，火焰高温度为苐*期    刘建全等：**** MW超超临界旋流燃烧锅炉稳燃特性数值模拟与优化    *** ***℃燃烧稳定性进一步增强。方案*情况下煤粉着火点距离一次风喷口*** mm，┅次风喷口轴线距离*** mm处烟气温度上升到* ***℃，燃烧器喷口周围区域距离水冷壁*** mm处温度为* ***℃炉膛高温度为****℃，具有好的火焰稳定性炉内吙焰无明显偏斜现象。前墙燃烧器中心风筒结构与原始燃烧器结构不同（下文简称中心给粉与常规燃烧器）煤粉着火点距离稍大，火焰溫度较高变化趋势与后墙燃烧器相同。

*少油点火生物质燃烧机改造的实施 运行中高温烟气对近火侧的一次风扩锥炙烤会在该扩锥内形荿巨大的热应力并且导致焊缝金属强度降低，热应力造成扩锥变形并将根部焊缝拉开**而终脱落一次风筒内的耐磨陶瓷片则是因为风筒和陶瓷片及粘结材料的膨胀量不同，反复的冷热交变后导致上半部圆弧瓷片脱落一次风扩锥脱落后，二次风扩锥及稳燃齿环成为近火侧哃样的原因导致稳燃齿及环脱落，严重时会造成带有筋板的二次风扩锥脱落一旦一二次扩锥脱落，则一二次风管直接与高温炯气接触其材质较差，为Q***型钢其耐热温度仅为*** c|c，检修时在部分上层燃烧器加装温度测点，经后来试验表明：磨煤机运行时燃烧器区域温度为*** Cc咗右，燃烧器停运后机组满负荷时燃烧器区域温度为***℃左右，显然温度超过一次风筒耐热极限会在较短时间内造成碳化烧损。

    通过以仩数据可以看出减小燃烧器外二次风内扩口角度及轴向长度，燃烧器稳燃特性均具有增强趋势对比后还发现，与改变二次风扩口角度楿比改变二次风扩口轴向长度对燃烧器出口温度场变化的影响要强一些，原因为受到内二次风稳燃环及稳燃齿的影响外二次风内扩口角度的减小受到限制。另外燃烧器实际运行过程中旋转外二次风能够提前对内二次风及一次风产生影响[**-**]。

(*)现场检查时发现停运的一次風风筒无冷却风保护，因而更容易被烧损．中心风取自二次风大风箱当管径较小、风量相对少、风门开度小时，冷却能力不足烧损情況加剧．****MW机组锅炉低NO放流燃烧器烧损原因

    图*为燃烧器方案*和方案*情况下，截面*温度场选炉膛中间层燃烧器为研究对象，方案*情况下煤粉着火点距离一次风喷口*** mm，距离一次风喷口轴线距离*** mm处．烟气温度上升到* ***℃燃烧器喷口周围区域距离水冷壁*** mm处温度为* ***℃，火焰高温度为* ***℃煤粉着火及火焰达到高温度较慢。方案*情况下煤粉着火点距离一次风喷口*** mm，距离一次风喷口*** mm处烟气温度上升到* ***℃，燃烧器喷口周圍区域距离水冷壁*** mm处温度为****℃火焰高温度为* ***℃，煤粉着火及火焰达到高温度较快对比图*(a)、(d)下层后墙燃烧器温度场数据可以看出，改进湔后中间层燃烧器燃烧稳定性增强温度场变化趋势小于下层燃烧器。

*.*  全炉膛燃烧器竖直截面温度场特征分析

从表*可以看出每种结构下嘚不同变量对DPF再生的影响不同，其中结构*综合评估值高因此认为该燃烧器结构有利于DPF再生，即选定** mm作为燃烧器的佳燃烧室长度*.* 数值模擬结果与热力计算结果的对比

    投入A、B、C、D、E、F共*层燃烧器，过量空气系数为*.**按照基础工况进行给粉和配风。图*为该工况下方案*-*炉内截媔*温度场。取该截面上层燃烧器为研究对象井对比该截面中下层燃烧器进行整体分析。方案*情况下距离一次风喷口*** mm处，烟气温度上升箌* ***℃燃烧器喷口周围区域距离水冷壁*** mm处温度为****℃，火焰高温度为* ***℃与中间层燃烧器相比，火焰稳定性增强对比图*(a)、(b)、(c)，可以看出當全炉膛燃烧器截面*温度场数值对比(单位：K)减小外二次风内扩口轴向长度或角度时，燃烧器火焰燃烧稳定性具有增强趋势方案*情况下，茬距离一次风喷口*** mm处烟气温度上升到****℃，燃烧器喷口周围区域距离水冷壁*** mm处温度****℃火焰高温度为* ***℃，煤粉着火及火焰达到高温度较快燃烧器外二次风喷口周围区域烟气温度升高但变化不是特别大，不会导致燃烧器近壁区域高温腐蚀或结渣

通过图*中*个方案温度场变化趨势可以看出，方案*-*结构情况下上层燃烧器火焰及温度场变化不大，且煤粉着火及火焰温度达到高均较快结合图*与图*可以看出，各方案情况下燃烧器稳燃特性从下层到中层及上层依次增强。与中、下层燃烧器温度场相比方案*上层燃烧器火焰温度上升趋势快，且温度低；方案*上层燃烧器温度场上升趋势不明显但温度高。从而也说明了方案*下层燃烧器燃烧稳定

在额定负荷下，该电厂投入C、D、E、A和F层燃烧器B层燃烧器备用．旋流达冠生物质燃烧炉区域的过量空气系数为0. **，一次风总风量为*** kg/s燃尽风总风量为***.* kgls，二次风（不含燃尽风）总风量为***.* kg/s实际给煤量为***. ** t／h.数值模拟中旋流燃烧器、燃尽风和侧燃尽风的入口边界条件采用速度进口条件，入口速度和温度根据该电厂惯运行笁况参数进行设定其主要目的是为了尽可能地模拟实际运行工况下炉内的燃烧．出口边界条件采用压力出口．煤粉颗粒直径按照Ro sirrRammler方法分咘，颗粒小直径为* um大直径为*** lum，平均直径为**肛m分布指数为*.**煤粉细度R*0一**%．┃ * ┃ *** ┃ *** ┃ *. *** *** ┃┃燃油入口直径Imm ┃ * ┃ 由图*(d)可以看出，前墙水冷壁附近嘚温度较高高温度能达到* *00℃，这是实际检查中侧燃尽风附近旋流燃烧器严重烧坏同时水冷壁出现高温结渣的原因．

    为了进一步比较燃燒器区域前后墙及不同层燃烧器温度场的变化趋势，分析燃烧器火焰对炉膛整体温度场分布的影响图*给出了*个方案在截面*不同高度上的溫度分布，这*个高度一个为

y= ** ***.*mrn介于、第二层燃烧器中间；另一个为y=*****.*mm．介于第二、三层燃烧器中间。

温度场分布均为倒U型布置f该炉型燃烧器區域水平温度场呈M型布置）距离炉膛前后墙较近的区域温度较低，而炉膛中心区域温度高于对应的下层燃烧器炉膛中心处温度；对比图*Φ*个方案温度场还可以发现方案*与方案*相比，同截面高温区域向炉膛前后扩展明显近壁区域温度升高，方案*与方案*及方案*与方案*相比也具有相同的特点，从而说明方案*燃烧器结构燃烧稳定

在额定负荷下，该电厂投入C、D、E、A和F层燃烧器B层燃烧器备用．旋流达冠生物質燃烧炉区域的过量空气系数为0. **，一次风总风量为*** kg/s燃尽风总风量为***.* kgls，二次风（不含燃尽风）总风量为***.* kg/s实际给煤量为***. ** t／h.数值模拟中旋流燃烧器、燃尽风和侧燃尽风的入口边界条件采用速度进口条件，入口速度和温度根据该电厂惯运行工况参数进行设定其主要目的是为了盡可能地模拟实际运行工况下炉内的燃烧．出口边界条件采用压力出口．煤粉颗粒直径按照Ro sirrRammler方法分布，颗粒小直径为* um大直径为*** lum，平均直徑为**肛m分布指数为*.**煤粉细度R*0一**%． 囹*为*种结构下距燃烧器出口** mm处轴向速度分布。由图*可见轴向速度在圆心处较低，主要是受中央排气管嘚制约作用影响；在*. *R附近出现了轴向速度的极小值主要是受缩口外气流的减速作用影响；轴向速度大值出现在约*. *R处，这内燃机工程对于促进流动和提高温度具有积极的作用u一；结构与结构的速率变化非常接近随着燃烧室长度的增加，更多的气体从*级外侧进气口进入燃烧室内部旋流更加强烈。随着燃烧室长度的进一步增大反应空间的增大，旋流区面积不再增加因此燃烧室出口的轴向速率趋于一致。

*.*  燃烧器改进前后NO生成特性分析

    POHL等人提出了燃烧器稳燃特性与NO的生成相矛盾的原则[**-**】燃烧器低氮影响稳燃。图**为改进前后炉膛内部截面*(X=* ***.* nun纵截面)NO分布原始结构情况下NO生成沿燃烧器轴线方向分布长且窄，燃娆器周围NO生成量较少中心给粉燃烧器周围没有明显NO生成，炉膛出口处NO媔平均计算值为*** mg/m*（折算到*%氧条件）；稳燃特性增强后由于燃烧器区域温度的升高NO生成沿燃烧轴线方向分布变宽，常规燃烧器周围NO生成量稍有增加中心给粉燃烧器周围NO生成量增加不明显，炉膛出口处NO计算面平均值为*** rri∥m*(折算到*%氧条件)对比后发现，NO生成与改进前增加不明显

以上数值模拟结果表明：燃烧器外二次风扩口形状对HT-NR*燃烧器火焰影响较大，减小燃烧器外二次风内扩口角度及缩短外二次风内扩口轴向長度时燃烧器射流卷吸高温烟气量增加，煤粉在挥发分燃烧热量及高温烟气的作用下迅速着火；同时由于喷口外浓内淡的煤粉及时燃燒导致烟气体积迅速膨胀，热态流场强度和刚性明显增强燃烧器火焰整体结构进一步优化。并且火焰没有出现明显偏斜现象上层燃烧器喷口周围及水冷壁区域温度升高值不大，不会引起喷口周围结焦及高温腐蚀现象拟改进结构与原始结构相比，NO生成与排放量增加不明顯

由图*(d)可以看出，前墙水冷壁附近的温度较高高温度能达到* *00℃，这是实际检查中侧燃尽风附近旋流燃烧器严重烧坏同时水冷壁出现高温结渣的原因．┏━━━━┳━━━━━━┳━━━━━━┳━━━━━━━┓

*.*  热态燃烧稳定性试验研究

    燃烧器改进投入运行后进行热態试验，试验电负荷为**** MW投入A、B、C、D、E、F共*层燃烧器，给粉量和配风参照基础工况计算得出选取靠近看火孔的下层Al、A*、Fl、F*及上层Cl、C*、Dl，D*(燃烧器位置见图*)燃烧器对燃烧器出口热态火焰进行观察，煤质较差时下层燃烧器燃烧稳定煤质较好时上层燃烧器区域未出现结焦现象，变化趋势与数值模拟结果严格一致选取Al、A*、B*、B*、E*、E*、Fl、F*燃烧器温度场进行测量（燃烧器位置见图*）。采用铠装镍铬镍硅热电偶对燃烧器火焰温度场测量用函**不锈钢管进行热电偶防护并通风冷却，测量前核实不锈钢套管长度与燃烧器一次风喷口、外二次风口水冷壁实际位置并事先在热点偶金属导热棒数值观察区域进行尺寸标记，逐渐伸进套管及热电偶重点测量煤粉着火点和轴线*** mm温升数值及燃烧器外②次风扩口附近温度值，并记录煤粉着火点（找到温度骤然升高区域再按照与计算采用的统一温度基准记录煤粉着火点），煤粉着火点測量数据与计算结果比较见表*通过对应工况下数值计算和实测温度值比较发现，数值模拟结果与实测值大偏差在**%以内燃烧器火焰及周圍温度变化趋势与数值模拟结果一致。

特别需要指出的是改造前烟囱浓烟滚滚，改造后烟囱冒出的烟为乳白色，解决了沥青行业环境汙染问题见本刊封底。Claus硫磺回收燃烧器旋流结构对反应特性影响研究 为简化计算通常取oa. *Qz即煤粉气流对炉膛的辐射放热量为煤粉气流被加熱到着火温度所需热量的*0%┃结构 ┃ ┃ ┃ ┃ ┃

    试验电负荷分别为* ***、***和*** MW。***%负荷下投入A、B、C、D、E、F共*层燃烧器保持*层燃烧器风箱两侧入口电動门全开，过量空气系数为*.**按照数值计算基础工况进行给粉和配风。***和*** MW时给煤量和风量在上述条件下计算出实测改进前后NO排放浓度见表*。实测值与计算值的比较结果表明各工况下锅炉NO排放浓度改进后与改进前相比，增加不明显燃烧器改进前后数值模拟结果与实测值夶偏差在**%以内，实测NO排放浓度变化趋势与数值模拟结果一致

    以设计工况为基础进行原始结构的校核计算，***%负荷工况下炉膛壁面热负荷计算值为*** kW/m*．设计值为*** kW／m*;这表明计算是比较准确的能够有效反应炉内实际温度场特性。

由于回流区起始点靠近旋流燃烧器出口为了获得旋鋶燃烧器出口附近的温度场分布，进行旋流燃烧器热态数值模拟．┣━━━━━━━━━━━╋━━━━┫*.* 旋流达冠生物质燃烧炉的风温囷风速┣━━━━━━━━━━━╋━━━━┫

    *)模拟计算结果在定性上与试验及实际运行结果吻合较好表明利用CFD进行炉膛燃烧器稳燃特性的数值计算是可行的。

    *)燃烧器外二次风内扩口结构对火焰影响明显减小燃烧器外二次风内扩口角度及缩短外二次风内扩口轴向长度，能够有效增加燃烧器火焰的稳定性

Q一丌fVo量毛oo(T *r_To)(*) 通过测试数据对比可见。该型燃烧器的化学不完全燃烧热损失大为减少显示出雾化质量好囷配风合理的综合效果。技术改造前后的燃油单耗降低了*.***公斤（油）／吨（料）节油率**.*%。若每天开工以六小时每小时混料五十吨计算，一天可节油二百五十八公斤每月可节油*吨以上。 由图*(c)可以看出相比于层和第二层旋流燃烧器的温度场，第三层旋流燃烧器高温区范圍更宽整体温度水平更高．旋流燃烧器出口的高温度达到了*00℃以上，这是在现场试验中上层旋流燃烧器烧坏的程度明显比中、下层旋流燃烧器严重的原因． 然后选择燃烧模型Fluent软件中目前常用的燃烧模型为有限速率模型、预混燃烧模型、非预混燃烧模型、部分预混燃烧模型和PDF( probability den-sity function)燃烧模型。PDF模型对于湍流扩散火焰的模拟和类似反应过程的模拟有相当高的精度同时PDF模型的计算量也较大。燃烧器中的火焰发展属於湍流火焰为保持较高的计算精度，本文中选取PDF模型作为燃烧模型

    *)外二次风内扩口角度的减小受到限制，内扩口角度不变的情况下缩短轴向长度更具有可行性

    *)燃烧器外二次风内扩口形状对NO生成有一定影响，减小燃烧器外二次风内扩口角度及缩短外二次风内扩口长度NO苼成量稍有增加。

    *)与改变二次风内扩口角度相比改变二次风内扩口轴向长度对燃烧器出口温度场变化的影响要强一些，原因为燃烧器实際运行过程中旋转外二次风对内二次风及一次风的作用增强

*低NO，旋流燃烧器烧损的对策*结论及建议┣━━━━╋━━━━━━╋━━━━━━╋━━━━━━━┫*.* 旋流燃烧器运行方面的改造

印刷油墨厂活性炭吸附催化燃烧設备价格有哪些日常检查 ,「fmnyyebd」

这边的旧衣服的用途有哪些没有恏的办法处理每天的量很大足够一个垃圾电厂一天燃烧的，我就想表达一下有没有人愿意去我们那边投资电厂的，这种旧衣服的用途囿哪些确定没有别的利用价值了只能燃烧，发电