陳冬林， 成 珊， 贠 英， 鄧 濤

（長(zhǎng)沙理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410114）

目前，我國(guó)鋼鐵、有色冶金及化工等行業(yè)每年會(huì)產(chǎn)生大量的低熱值（3200～7600kJ／m3）伴生氣體，其中一部分直接對(duì)空排放燃燒，另一部分送入大型燃煤鍋爐中摻燒，或在工業(yè)爐窯中采用高溫預(yù)熱空氣技術(shù)燃燒［1-4］，而在中小型工業(yè)鍋爐中很少直接燃燒利用，其主要原因是低熱值氣體著火困難，燃燒穩(wěn)定性差.基于蓄熱體的蓄熱式高溫預(yù)熱空氣燃燒技術(shù)雖然能直接燃燒低熱值氣體燃料，但這種燃燒技術(shù)所采用的蓄熱載體價(jià)格昂貴、極易堵塞和高溫腐蝕［5］，因而制約了其在工業(yè)爐窯上的大面積推廣.為了解決中小型工業(yè)爐窯直接燃燒低熱值氣體的技術(shù)難題，作者提出了一種基于回流高溫?zé)煔舛喽巫灶A(yù)熱的燃燒方法，并對(duì)其燃燒特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，以期為研究者提供一些借鑒.

1 燃燒器預(yù)熱室結(jié)構(gòu)

筆者提出的多段式自預(yù)熱燃燒器的主要部件為預(yù)熱室與燃燒室.該燃燒器不需要外部裝置輔助加熱，而是利用其特殊結(jié)構(gòu)使高溫?zé)煔饣亓鱽眍A(yù)熱空氣及燃料，并在煙氣回流的影響下，使燃燒室內(nèi)的煙氣與反應(yīng)物強(qiáng)烈混合，對(duì)反應(yīng)物起到較強(qiáng)的預(yù)熱和稀釋作用.其主要特點(diǎn)是：（1）空氣進(jìn)入進(jìn)口風(fēng)箱后，在冷卻高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)煙氣的同時(shí)得到第一次預(yù)熱；（2）燃料和空氣分別進(jìn)入高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)的燃料管和空氣管后，與高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)逆向流動(dòng)的高溫?zé)煔獍l(fā)生強(qiáng)對(duì)流換熱，使空氣得到第二次預(yù)熱，燃料得到第一次預(yù)熱；（3）當(dāng)燃料和空氣離開高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)的燃料管和空氣管進(jìn)入一端封閉的燃燒室后，與逆向流動(dòng)的火焰和高溫?zé)煔獍l(fā)生直接混合與強(qiáng)對(duì)流換熱，使空氣得到第三次加熱，燃料得到第二次加熱.傳統(tǒng)燃燒器燃燒室與多段式自預(yù)熱燃燒器燃燒室的對(duì)比示意圖見圖1.

圖1 燃燒器燃燒室示意圖Fig.1 Schematic diagram of the combustion chamber

采用數(shù)值模擬方法對(duì)預(yù)熱室結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，并對(duì)該燃燒器燃?xì)獾娜紵匦约癗Ox排放特性進(jìn)行研究.建立了4種不同結(jié)構(gòu)的多段式自預(yù)熱燃燒器預(yù)熱室物理模型，見圖2.

圖2 燃燒器預(yù)熱室結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the preheating chamber

由圖2可以看出，結(jié)構(gòu)1～3中，進(jìn)口風(fēng)箱內(nèi)的空氣進(jìn)入高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)的上下2根空氣管，再噴入燃燒室內(nèi)，結(jié)構(gòu)4中，進(jìn)口風(fēng)箱內(nèi)空氣進(jìn)入高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)的左右2根空氣管，再噴入燃燒室內(nèi).燃?xì)饩鶑耐饨缰苯舆M(jìn)入套在高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)的燃?xì)夤?，在結(jié)構(gòu)1中，燃?xì)夤転?根水平管，在結(jié)構(gòu)2中，燃?xì)夤転檠厮椒较蚍植嫉?根水平管，在結(jié)構(gòu)3中，燃?xì)夤転檠厮椒较蚍植嫉?根水平管，在結(jié)構(gòu)4中，燃?xì)夤転檠馗邷責(zé)煔夤茏呦虻?根彎管.

燃燒器額定熱負(fù)荷為1005kW，設(shè)計(jì)燃料為高爐煤氣，其熱值約為3000kJ／m3，φ（CO）＝25%、φ（CO2）＝15%、φ（N2）＝55%和其他微量成分的體積分?jǐn)?shù)為5%，過量空氣系數(shù)為1.2.在100%負(fù)荷（額定負(fù)荷）下，空氣與燃?xì)膺M(jìn)口速度分別為50m／s與45m／s，80%負(fù)荷下分別為40m／s與36m／s，60%負(fù)荷下分別為30m／s與27m／s，40%負(fù)荷下為20m／s與18m／s.其他參數(shù)見表1.

表1 燃燒器設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters for the burner

2 數(shù)值模擬

在Fluent軟件中，選用標(biāo)準(zhǔn)k－ε湍流模型以及EDC燃燒模型進(jìn)行燃燒模擬時(shí)，燃燒室內(nèi)的平均速度和溫度與實(shí)際值偏差在5%以內(nèi)［6］，認(rèn)為模擬結(jié)果是可信的，所以利用商業(yè)軟件Fluent 6.3完成數(shù)值模擬研究.

為提高計(jì)算速度、獲得更精確的模擬結(jié)果，盡可能使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行劃分.選用k－ε湍流模型、EDC燃燒模型及DO輻射模型進(jìn)行計(jì)算，使用分離求解器，并采用Simple算法進(jìn)行壓力和速度耦合［7］，所有的控制方程均采用二階迎風(fēng)格式.假定混合物滿足理想氣體狀態(tài)方程，混合物比定壓熱容cp通過溫度與比熱容的多項(xiàng)式確定［8-11］.

邊界條件均設(shè)定為：速度進(jìn)口，壓力出口.初始化采用all－zones計(jì)算平均值.收斂條件：能量方程殘差小于10－6，其他殘差小于10－4，NOx預(yù)測(cè)包括熱力型NOx和快速型NOx，考慮湍流波動(dòng)對(duì)時(shí)均反應(yīng)率影響，收斂標(biāo)準(zhǔn)定為10－5［12-13］.

3 結(jié)果分析

3.1 流場(chǎng)

圖3給出了采用傳統(tǒng)燃燒器與多段式自預(yù)熱燃燒器時(shí)的燃燒室典型流場(chǎng)分布.采用傳統(tǒng)燃燒器時(shí)，反應(yīng)物在燃燒室內(nèi)流速低，卷吸作用不強(qiáng)，且較少發(fā)生回流，在燃燒室內(nèi)經(jīng)歷路程短；采用多段式自預(yù)熱燃燒器時(shí)，全部反應(yīng)物經(jīng)小噴嘴噴入爐內(nèi)，射流速度較高，在燃燒室內(nèi)形成一個(gè)由反應(yīng)物組成的噴向燃燒室末端的中心射流，射流在向前運(yùn)動(dòng)的過程中大量卷吸周圍煙氣，并在到達(dá)燃燒室末端時(shí)由于壓力升高而發(fā)生回流，轉(zhuǎn)而向燃燒室進(jìn)口方向流動(dòng)，經(jīng)歷路程相對(duì)較長(zhǎng).

圖3 燃燒室典型流場(chǎng)分布Fig.3 Typical flow fields in the combustion chamber

3.2 煙氣卷吸率

燃燒室內(nèi)對(duì)反應(yīng)物的稀釋過程是一個(gè)至關(guān)重要的過程.為定量分析反應(yīng)物和燃燒產(chǎn)物混合的均勻程度，定義煙氣卷吸率（Kv）為卷吸的煙氣質(zhì)量流量（有效截面積上總的質(zhì)量流量減去進(jìn)口空氣和燃料的總質(zhì)量流量）與進(jìn)口空氣和燃料的總質(zhì)量流量之比［14－15］，即

式中：ρinlet（x）為距燃燒室進(jìn)口x處的yz平面上向燃燒室內(nèi)部方向流動(dòng)的質(zhì)量流量；ρ0（0）為進(jìn)口處空氣和燃?xì)獾目傎|(zhì)量流量.

根據(jù)式（1）可知，對(duì)于相同的空氣和燃?xì)膺M(jìn)口質(zhì)量流量，ρinlet越大，則Kv越大，即對(duì)反應(yīng)物的稀釋程度越高.ρinlet及Kv均通過CFD數(shù)據(jù)根據(jù)式（1）計(jì)算而得.

采用多段式自預(yù)熱燃燒器預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1～4時(shí)，煙氣卷吸率Kv隨與燃燒室入口距離x的變化情況如圖4所示.在燃燒室前半段，射流向燃燒室內(nèi)部流動(dòng)，其距燃燒室入口距離x不斷增大，更多煙氣被卷吸進(jìn)射流中，煙氣卷吸率呈現(xiàn)不斷升高趨勢(shì)，在燃燒室中心位置達(dá)到最大值，增長(zhǎng)率在0.12～0.71；在燃燒室后半段，射流與燃燒室封閉的末端越來越接近，射流速度降低并發(fā)生方向的轉(zhuǎn)變，煙氣卷吸率略有下降.

圖4 煙氣卷吸率隨與燃燒室入口距離的變化Fig.4 Curves of flue gas recirculation rate varying with the distance of combustion chamber inlet

從圖4還可以看出，結(jié)構(gòu)1、結(jié)構(gòu)2分別將燃?xì)夥譃?束和2束噴入燃燒室，煙氣卷吸率相差不大；結(jié)構(gòu)3、結(jié)構(gòu)4將燃?xì)夥譃?束噴入燃燒室，煙氣卷吸率與結(jié)構(gòu)1、結(jié)構(gòu)2相比降低10%～30%.

3.3 溫度分布

圖5給出了采用傳統(tǒng)燃燒器與多段式自預(yù)熱燃燒器在典型負(fù)荷工況下的燃燒室溫度場(chǎng).可以看出，采用4種不同預(yù)熱室結(jié)構(gòu)的多段式自預(yù)熱燃燒器時(shí)，由于結(jié)構(gòu)1～4的反應(yīng)物與煙氣換熱面積依次增大（表1），反應(yīng)物預(yù)熱后達(dá)到的平均溫度也依次升高（分別約為790K、950K、1100K、1200K）.

采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1時(shí)，燃?xì)忸A(yù)熱效果不佳，導(dǎo)致燃燒室在入口處有明顯的低溫區(qū)（溫度處于300～1000K的區(qū)域），但燃燒室溫度分布均勻，96%以上空間溫度分布在1500～1580K；采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)2時(shí)，燃燒室入口處的溫度有所上升，低溫區(qū)減小，但直到燃燒室中心區(qū)域反應(yīng)程度才加劇，燃燒室92%以上空間溫度分布在1500～1580K；采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)3時(shí)，由于反應(yīng)物預(yù)熱效果增強(qiáng)，燃燒室入口處低溫區(qū)小，平均溫度升高，但燃燒室溫度分布均勻性降低，約89%空間溫度處于1580～1660K；采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)4時(shí)，燃燒室入口處溫度相比結(jié)構(gòu)1～3是最高的，且反應(yīng)物噴嘴個(gè)數(shù)比結(jié)構(gòu)1和結(jié)構(gòu)2多，反應(yīng)物更易混合均勻，因此進(jìn)入燃燒室后立即劇烈反應(yīng)，很快達(dá)到1900K附近的峰值溫度，但燃燒室內(nèi)的溫度分布不均勻程度繼續(xù)增大，不到85%的空間溫度處于1660～1740K.

圖5 燃燒室溫度分布Fig.5 Temperature distribution in the combustion chamber

從圖4煙氣卷吸率分析可以看出，燃燒室卷吸作用越劇烈，反應(yīng)物被煙氣稀釋的程度越高，燃燒反應(yīng)相對(duì)更緩慢，因而整體溫度場(chǎng)更均勻.

比較所有燃燒室溫度可以發(fā)現(xiàn)，采用多段式自預(yù)熱燃燒器時(shí)，從結(jié)構(gòu)1到結(jié)構(gòu)4，燃燒室的峰值溫度從1580K上升到1900K，處于峰值溫度的區(qū)域面積增大，平均溫度也由1550K上升到1700K；采用傳統(tǒng)燃燒器時(shí)，相同負(fù)荷下的平均溫度較低，在1350K左右，而在40%負(fù)荷下不能著火，即負(fù)荷適應(yīng)性比多段式自預(yù)熱燃燒器差.

從圖6可以看出，采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1～4的燃燒器燃燒時(shí)，由于燃燒器內(nèi)的預(yù)熱效果依次增強(qiáng)，燃燒室中軸線上入口處溫度也依次由300K上升到1200K，燃燒室內(nèi)溫度達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定的位置也更靠近反應(yīng)物入口處，并且峰值溫度從1580K上升到1900K，穩(wěn)定溫度由1550K上升到1700K.

圖6 燃燒室中軸線溫度分布Fig.6 Temperature distribution along the center line of combustion chamber

其中，預(yù)熱室結(jié)構(gòu)2由于在高溫?zé)煔饣亓鞴苤行奈丛O(shè)置反應(yīng)物入口管，燃燒室中軸線上并無反應(yīng)物入口射流，所以燃燒室中軸線入口處受回流煙氣影響較大，溫度高于其他預(yù)熱室結(jié)構(gòu)的燃燒器，但隨著與燃燒室入口距離x的增加，受周圍反應(yīng)物射流影響增加，中軸線溫度呈現(xiàn)先下降后上升的趨勢(shì).

3.4 燃盡率

根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果可得，采用不同預(yù)熱室結(jié)構(gòu)的燃燒器時(shí)，煙氣回流管出口處的CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)如圖7所示（預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1～4下，煙氣中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為0.017±0.0005、0.016±0.0005、0.008±0.0005、0.005±0.0005）.根據(jù)燃燒前后總質(zhì)量守恒和燃燒室進(jìn)口CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)可計(jì)算出燃盡率，結(jié)果見圖8.從圖7和圖8可以看出，預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1～4的多段式自預(yù)熱燃燒器燃盡率受負(fù)荷變化的影響均維持在0.14%以內(nèi)，燃燒效率高.

圖7 預(yù)熱室結(jié)構(gòu)對(duì)出口處CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)的影響Fig.7 Effect of the structure of preheating chamber on the outlet CO mass concentration

采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1～4的燃燒器時(shí)，受到反應(yīng)物預(yù)熱效果不斷增強(qiáng)的影響，燃燒室內(nèi)的反應(yīng)劇烈程度增加，平均溫度上升，導(dǎo)致燃燒器內(nèi)的燃盡率提高，燃料利用率提高.其中結(jié)構(gòu)2比結(jié)構(gòu)1下燃盡率高約4.5%，結(jié)構(gòu)3比結(jié)構(gòu)2下燃盡率高約7%，結(jié)構(gòu)4比結(jié)構(gòu)3下燃盡率高約3.5%.

圖8 預(yù)熱室結(jié)構(gòu)對(duì)燃盡率的影響Fig.8 Effect of the structure of preheating chamber on the burn－out rate

3.5 NOx體積分?jǐn)?shù)

圖9給出了預(yù)熱室結(jié)構(gòu)對(duì)NOx體積分?jǐn)?shù)的影響.從圖9可以看出，生成NOx的體積分?jǐn)?shù)與燃燒器負(fù)荷緊密相關(guān)，這是因?yàn)槿紵髫?fù)荷降低時(shí)，反應(yīng)物進(jìn)口流速降低，在燃燒室停留時(shí)間增加，射流卷吸率降低，導(dǎo)致反應(yīng)物的稀釋程度不夠，燃燒反應(yīng)快速進(jìn)行，峰值溫度高，且停留時(shí)間長(zhǎng)，從而導(dǎo)致污染物的體積分?jǐn)?shù)高.

圖9 預(yù)熱室結(jié)構(gòu)對(duì)NOx體積分?jǐn)?shù)的影響Fig.9 Effect of the structure of preheating chamber on NOxvolume fraction

此外，依次采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1～4的燃燒器時(shí)，在煙氣卷吸率下降和預(yù)熱效果增強(qiáng)的共同影響下，燃燒室內(nèi)溫度均勻性下降，峰值溫度升高，煙氣回流管出口處平均NOx體積分?jǐn)?shù)上升.

4 結(jié) 論

（1）與傳統(tǒng)燃燒器相比，多段式自預(yù)熱燃燒器對(duì)低熱值燃料適應(yīng)性好，在低負(fù)荷下也能著火.

（2）多段式自預(yù)熱燃燒器對(duì)燃燒室流場(chǎng)影響明顯，燃燒室內(nèi)有強(qiáng)烈的回流產(chǎn)生，反應(yīng)物在燃燒室內(nèi)經(jīng)歷路程長(zhǎng).

（3）多段式自預(yù)熱燃燒器的預(yù)熱室結(jié)構(gòu)同時(shí)影響煙氣卷吸率以及預(yù)熱效果.換熱管數(shù)目越多，換熱效果越好，但煙氣卷吸率越低.

（4）采用多段式自預(yù)熱燃燒器時(shí)，反應(yīng)物初始溫度越高，燃盡率也越高.此外，采用該燃燒器時(shí)，負(fù)荷適應(yīng)性強(qiáng)，燃盡率受負(fù)荷影響較小.

（5）燃燒室煙氣卷吸率越高，NOx體積分?jǐn)?shù)越低.采用多段式自預(yù)熱燃燒器時(shí)，NOx體積分?jǐn)?shù)受負(fù)荷影響明顯，在低負(fù)荷工況下，生成的NOx體積分?jǐn)?shù)增大.

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