劉 俊，張永發(fā)，王 影，陳 磊，徐 英，趙海濱

（太原理工大學煤科學與技術教育部和山西省重點實驗室，山西 太原 030024）

褐煤水分高、熱值低、易風化和自燃，單位能量運輸成本高，不利于長距離輸送和貯存。褐煤熱解提質可獲得寶貴的熱解煤氣、焦油和潔凈半焦[1-4]。因此國內(nèi)外研究者對褐煤低溫熱解技術進行了大量的研究開發(fā)[5-9]。作者課題組開發(fā)了一種高效采油低溫干餾爐[10]，其結構與現(xiàn)代焦爐結構相似，高效采油低溫炭化爐中的傳熱方式為內(nèi)外混熱式，熱解溫度范圍為600～700℃。為適應600～700℃熱解的要求，炭化爐中的燃燒室采用自主研發(fā)的旋流式低溫燃燒室。該低溫燃燒室的燃燒器采用擴散鼓風式燃燒器[11]，燃燒所需空氣由鼓風機供給，燃燒過程屬于擴散燃燒，根據(jù)對火焰形狀以及燃燒強度的要求采用套管式燃燒器；燃燒室以焦爐煤氣為燃料采用旋流式燃燒室，燃氣及燃燒產(chǎn)物形成旋流使其內(nèi)部溫度分布均勻。

計算流體力學CFD是通過計算機模擬流體流動、傳熱和燃燒等物理現(xiàn)象的技術，在研究燃燒器內(nèi)部流動、多組分擴散、化學反應等復雜現(xiàn)象以及燃燒器優(yōu)化設計中起著重要的作用。人們已對大型工業(yè)燃燒器進行了三維全尺寸數(shù)值模擬與優(yōu)化調整，優(yōu)化后的燃燒器運行工況良好，解決了原燃燒經(jīng)常出現(xiàn)的問題[12-14]。文獻檢索表明，目前未見低溫燃燒室（低于850℃）結構及其相關研究。本文采用Fluent 6.3 CFD軟件，對自主研發(fā)的褐煤熱解高效采油低溫炭化爐中旋流式低溫燃燒室內(nèi)部溫度場分布進行模擬計算，并進行了燃燒室結構優(yōu)化。

1 實驗部分

1.1 燃料煤氣的組成

采用焦爐煤氣作為燃料，其組成如表1所示。

表1 焦爐煤氣主要組分的體積分數(shù)

1.2 燃燒室

燃燒室結構為長方體結構（1500 mm×200 mm×1500 mm），煙氣出口（150 mm×150 mm）位于燃燒室中央，燃燒器采用套管式噴頭，噴頭分別位于燃燒室右側頂部和左側底部。燃燒室具體結構如圖1。對其進行網(wǎng)格劃分，目前常采用區(qū)域法或分區(qū)網(wǎng)格[15]，基本思想是，根據(jù)外形特點把復雜的物理域或復雜的拓撲結構劃分成簡單的網(wǎng)格（結構塊網(wǎng)格）。燃燒器焦爐煤氣和空氣進口處采用T-grid方法進行網(wǎng)格劃分，形成四面體網(wǎng)格，長方體部分即爐膛采用Hex/Wedge copper方法[16]進行網(wǎng)格劃分，形成六面體網(wǎng)格。網(wǎng)格劃分情況如圖1所示。

1.3 工況和邊界條件

噴嘴中心圓通道（內(nèi)管）走焦爐煤氣，圓環(huán)通道（外管）走空氣，通常焦爐燃燒室空氣過量系數(shù)[17]控制在1.1～1.25范圍內(nèi)，本實驗空氣過量系數(shù)為定值1.25。燃氣進口、空氣進口、煙氣出口和壁面的邊界條件見表2。

2 結果與討論

2.1 數(shù)學模型的建立

2.1.1 湍流模型

本模擬對象選取帶旋流修正的湍流模型（Realizablek-ε模型[18]）作為湍流模型?？蓪崿F(xiàn)k-ε模型的湍動能及其耗散率輸運方程如式（1）、式（2）。

表2 模擬工況的邊界條件及參數(shù)

式中，Gk表示由于平均速度梯度引起的湍動能產(chǎn)生；Gb表示由于浮力影響引起的湍動能產(chǎn)生；YM表示可壓縮湍流脈動膨脹對總的耗散率的影響；C2和C1ε是常數(shù)；σk和σε分別是湍動及其耗散率的湍流普朗特數(shù)。

在Fluent中，作為默認值常數(shù)，C1ε=1.44，C2=1.9，σk=1.0，σε=1.2。該模型適合的流動類型比較廣泛，包括有旋均勻剪切流、自由流（射流和混合層）、腔道流動和邊界層流動，特別是可實現(xiàn)k-ε模型對圓口射流和平板射流模擬中，能給出較好的射流擴張角，所以本模擬選取帶旋流修正的湍流模型。

2.1.2 輻射模型

焦爐煤氣和空氣的非預混燃燒最高溫度為2400 K，因此輻射傳熱不可忽視，在計算時必須考慮輻射傳熱[16]。本模擬采用P-1輻射模型，P1模型僅適用于光學厚度αL（在計算輻射傳輸時，兩個給定高度層之間的單位截面鉛直氣柱內(nèi)特定的吸收或發(fā)射物質的質量）較大的場合，即僅適用于計算域較大的場合。對于該燃燒室內(nèi)的流動，L為燃燒室的直徑，αL＞1。P-1輻射模型[19]是P-N模型中最簡單的類型，P-N模型的出發(fā)點是把輻射強度展開成為正交的球諧函數(shù)（正交序列級數(shù)）。如果只取正交球諧函數(shù)的前4項，對于輻射熱流qr，能得到式（3）。

式中，a為吸收系數(shù)，σs為散射系數(shù)，G為入射輻射，C為線性各相異性相位函數(shù)系數(shù)。

2.1.3 化學組分輸送和反應流的模型

模擬燃燒的模型有通用有限速率模型、非預混模型、預混模型和部分預混模型4種。焦爐煤氣和空氣以相異流進入燃燒室，因此本模擬采用非預混模型[20]。

在非預混燃燒模型里，并不是解每一個組分輸送方程，而是解一個或兩個守恒標量（混合分數(shù)）的輸送方程，然后從預測的混合分數(shù)分布推導出每一個組分的濃度。在一定假設條件下，流體的瞬時熱化學狀態(tài)與一個守恒量有關，這個守恒量就是混合分數(shù)，用ω表示，見式（4），是來自燃料流的元素質量分數(shù)。

式中，ωi為元素i的質量分數(shù)；下角標o為氧化劑流入口處的值；f為燃料流入口處的值?；旌戏謹?shù)是在所有組分（CO2，H2O，O2等）里，燃燒和未燃燒燃料流元素（C，H等）的局部質量分數(shù)。該方法主要用于模擬湍流擴散火焰。在守恒標量方法中，通過概率密度函數(shù)PDF[21]來考慮湍流的影響。層流火焰面模型是非預混模型的擴展，它考慮了從化學平衡狀態(tài)形成的空氣動力學的應力誘導分離。該模擬非預混燃燒的概率密度函數(shù)PDF文件中燃燒平均溫度如圖2。

平均混合分數(shù)為零時代表空氣流，平均混合分數(shù)為1時代表燃料流。從圖2可以看出，在平均混合分數(shù)在0.1左右時平均溫度為最高溫度2400 K。

2.2 燃燒模擬溫度分布及燃燒室結構優(yōu)化

2.2.1 無擋板燃燒室的溫度分布模擬與實驗驗證

在圖1所示無擋板非預混燃燒室結構中，23 m3/h的焦爐煤氣與126 m3/h空氣在燃燒室內(nèi)發(fā)生燃燒反應。煙氣出口所在平面的溫度分布圖如圖3。

從圖3可以觀察到，高溫區(qū)主要集中于燃燒室煙氣出口平面外圍，燃燒室頂部和底部溫度偏高，燃燒室中央?yún)^(qū)域溫度達不到650～750℃，整體溫度分布不均勻，經(jīng)過傳熱后將導致炭化室中央?yún)^(qū)域的半焦不熟，達不到生產(chǎn)褐煤半焦的工業(yè)要求。為驗證模擬結果的準確性，所示結構的燃燒室內(nèi)，同樣條件下進行燃燒實驗。燃燒工況和邊界條件如表3，溫度測量采用B型熱電偶。

表3 燃燒工況和邊界條件

在工況一條件下，實際測量值和模擬計算值的對比如圖4所示。從圖4可以看出，模擬計算溫度值比實際測量值高，誤差波動幅度為50～70℃。其原因在于實驗燃燒室保溫隔材料的熱耗散，所以模擬計算結果可以與實際測量值較好的吻合，能夠準確反映燃燒室內(nèi)的溫度分布情況。實驗結果與模擬計算結果能夠吻合，但燃燒室在不加擋板時，其中央?yún)^(qū)域溫度不能滿足熱解需要溫度，因此需要進一步調整結構使燃燒室頂部和底部的高溫區(qū)移動至中間區(qū)域，使燃燒室整體溫度更加均勻。

2.2.2 加擋板燃燒室最優(yōu)結構選取與實驗驗證

為了使燃燒室整體溫度均勻，在其內(nèi)部增加兩塊彎擋板，保持焦爐煤氣和空氣流量分別為23 m3/h和126 m3/h下進行模擬燃燒，流體流動情況改變。

（1）擋板豎直位置的確定 保持兩塊擋板的水平位置為x=375 mm和圓心角為100°的情況下，調整其豎直位置，調整后的燃燒溫度分布情況如圖5。

由圖5可以看出，在（?375，450，0）和（375，?450，0）處安裝兩塊半徑、厚度和圓心角依次為100 mm、10 mm、100°的擋板，觀察在該結構下的燃燒溫度分布，較不加擋板時，該燃燒室中央?yún)^(qū)域溫度增加了100℃，燃燒室豎拋平面外圍溫度高，但是燃燒室中央?yún)^(qū)域溫度仍然達不到650～750℃，需繼續(xù)增加擋板的豎直高度。

由圖6可見，在（?375，500，0）和（375，?500，0）處安裝兩塊半徑、厚度和圓心角依次為100 mm、10 mm、100°的擋板，觀察在該結構下的燃燒溫度分布，燃燒室中央溫度較不加擋板時增加了100℃，高溫區(qū)略微向燃燒室中央移動，但燃燒室中央?yún)^(qū)域溫度仍達不到600～650℃，需繼續(xù)增加擋板的豎直高度。

由圖7可見，在（?375，550，0）和（375，?550，0）處安裝兩塊半徑、厚度和圓心角依次為100 mm、10 mm、100°的擋板，觀察在該結構下的燃燒溫度分布，燃燒室中央?yún)^(qū)域溫度均為526.85℃，雖然燃燒室中央?yún)^(qū)域溫度達不到650～750℃，但該結構下的燃燒室中央低溫區(qū)較圖6縮小，所以選取y=550 mm處設置擋板。

銀行理財業(yè)務受到投資者的青睞，產(chǎn)品銷售數(shù)量突飛猛進，不同銀行及業(yè)務的產(chǎn)品性質相同，理財產(chǎn)品千篇一律，各銀行無特色及特長，競爭力較為薄弱，同時也造成理財市場產(chǎn)品過于單一，銀行理財產(chǎn)品同質化嚴重，不能對多層次客戶提供需求。

（2）擋板的水平位置的確定 保持兩塊擋板的豎直位置y=550 mm和圓心角角度為100°的情況下，調整其水平位置，調整后的燃燒溫度分布情況如圖8、圖9。

由圖8可見，在（?175，550，0）和（175，?550，0）處安裝兩塊半徑、厚度和圓心角依次為100 mm、10 mm、100°的擋板，觀察在該結構下的燃燒溫度分布，燃燒室中央?yún)^(qū)域溫度為526.85℃，該結構下的燃燒室中央低溫區(qū)較圖7無顯著變化，需要繼續(xù)調整擋板的水平位置。

由圖9可見，在（?25，550，0）和（25，?550，0）處安裝兩塊半徑、厚度和圓心角依次為100 mm、10 mm、100°的擋板，觀察在該結構下的燃燒溫度分布，燃燒室中央?yún)^(qū)域溫度較圖8升高100℃，能夠達到熱解要求溫度650～750℃，但煙氣出口溫度為526.85℃，達不到內(nèi)熱式傳熱要求溫度。下一步調整擋板圓心角角度進行結構優(yōu)化。

（3）擋板圓心角角度的確定 保持兩塊擋板的水平位置x=±25 mm和豎直位置y=±550 mm的情況下，調整擋板的圓心角角度，調整后的燃燒溫度分布情況如圖8。

由圖10可見，在（?25，550，0）和（25，?550，0）處安裝兩塊半徑、厚度和圓心角依次為100 mm、10 mm、60°的擋板，觀察在該結構下的燃燒溫度分布，燃燒室中央?yún)^(qū)域溫度為626.85℃， 該結構下的燃燒室中央低溫區(qū)較無擋板時溫度降低，既不能滿足熱解要求溫度，又達不到內(nèi)熱式傳熱要求溫度。因此需繼續(xù)調整彎擋板角度。

由圖11可見，在（?25，550，0）和（25，?550，0）處安裝兩塊半徑、厚度和圓心角依次為100 mm、10 mm、80°的擋板，觀察在該結構下的燃燒溫度分布，燃燒室中央?yún)^(qū)域溫度為526.85℃，該結構下的燃燒室溫度分布既不能滿足熱解要求溫度，又達不到內(nèi)熱式傳熱要求溫度。因此需繼續(xù)調整彎擋板角度。

由圖13可見，在（?25，550，0）和（25，?550，0）處安裝兩塊半徑、厚度和圓心角依次為100 mm、10 mm、130°的擋板，觀察在該結構下的燃燒溫度分布，燃燒室中央?yún)^(qū)域溫度為626.85～726.85℃，煙氣出口溫度為626.85℃，該結構下的燃燒室中溫度分布650～750℃既能滿足熱解要求溫度500～600℃，又能達到到內(nèi)熱式傳熱要求溫度600～650℃，燃燒室整體溫度分布較為均勻，因此在該結構下，燃燒室的溫度分布能夠達到低溫炭化爐配套燃燒室的傳熱要求溫度。

（4）燃燒室最優(yōu)結構的確定與實驗驗證 通過對比不同水平、豎直位置以及擋板角度下燃燒室的溫度分布圖，最終確定圖13所示燃燒室結構為燃燒室最優(yōu)結構，在該結構下燃燒室中溫度分布為650～750℃既能滿足熱解要求溫度500～600℃，又能達到到內(nèi)熱式傳熱要求溫度600～650℃，燃燒室整體溫度分布較為均勻，其不同豎直高度及水平位置（以燃燒室左下角為水平位置零點）下的平均溫度分布如圖14。燃燒室的最優(yōu)結構如圖15。

為驗證模擬結果的準確性，同樣條件下進行實驗，23 m3/h焦爐煤氣和126 m3/h空氣在最優(yōu)結構下的燃燒室內(nèi)進行燃燒。燃燒工況和邊界條件如表4，溫度測量采用B型熱電偶。

在工況二條件下，實際測量值和模擬計算值的對比如圖16所示。從圖可以看出，模擬計算溫度值比實際測量值高，誤差波動幅度為50～70℃。其原因在于實驗燃燒室保溫隔材料的熱耗散，所以模擬計算結果可以與實際測量值較好的吻合，能夠準確反映燃燒室內(nèi)的溫度分布情況。

表4 燃燒工況和邊界條件

3 結論

（1）旋流式燃燒室內(nèi)無擋板時，燃燒室內(nèi)溫度分布不均勻，中央?yún)^(qū)域溫度偏低，外圍溫度偏高。在燃燒室內(nèi)添加不同形狀的擋板，燃燒室外圍的高溫區(qū)熱量移動至中央?yún)^(qū)域，在燃燒室內(nèi)坐標（?25，550，0）和（25，?550，0）處增加2個關于燃燒室中央軸對稱且半徑為100 mm的130°圓弧形擋板，燃燒室內(nèi)部溫度分布比較均勻且能達到褐煤熱解高效采油低溫干餾爐的熱解溫度且溫度分布均勻。褐煤熱解旋流式低溫燃燒室平均溫度可控制在750～850℃，燃燒室結構滿足褐煤低溫熱解炭化爐操作溫度的要求。

（2）Realizablek-ε湍流模型、P-1輻射模型和非預混燃燒模型能夠準確的用于模擬褐煤熱解高效采油低溫干餾爐中旋流式低溫燃燒室的燃燒狀況。在23 m3/h焦爐煤氣126 m3/h空氣工業(yè)條件下燃燒實驗，結果表明模擬計算溫度值和實際測量值基本一致，誤差波動幅度為50～70℃，滿足工業(yè)要求。

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