毛 婭，陳 響，陳作炳，歐冶金，張 迪

(1.武漢理工大學(xué) 機電工程學(xué)院，湖北 武漢 430070；2.湖北東升天龍節(jié)能環(huán)?？萍加邢薰?，湖北 武漢 430200)

自“十三五”規(guī)劃綱要頒布以來，國家在環(huán)境治理以及能源轉(zhuǎn)型升級方面提出了更高的要求[1]。降低煤炭資源的使用比重，推動清潔能源和可再生能源的發(fā)展[2]，同時針對工業(yè)廢氣的排放制定并頒布了更加嚴格的標準[3]。煙氣脫硝過程技術(shù)是目前實現(xiàn)NOx減排的最有效手段。在傳統(tǒng)干法脫硝SCR脫硝技術(shù)中，為保證催化劑的高活性以及脫硝的高效性，煙氣的溫度應(yīng)該在553～693 K[4]，工業(yè)煙氣為滿足脫硝工藝的溫度需求往往需要進行升溫處理。傳統(tǒng)技術(shù)為在煙道外布置燃燒器-熱風(fēng)爐系統(tǒng)，通過加熱冷空氣，再將高溫氣體輸送至煙道內(nèi)與低溫?zé)煔膺M行換熱完成升溫過程，達到工藝要求。這種方式存在很多不足，結(jié)構(gòu)龐大，成本投入高，能源損失大，利用率低。

本文旨在利用CFD技術(shù)設(shè)計一種管道煙氣加熱裝置，借助煙氣中的氧氣助燃，完成升溫過程。目前，應(yīng)用CFD技術(shù)進行天然氣燃燒特性和其燃燒器設(shè)計的主要有以下研究工作：呂鈺[5]研究了天然氣的擴散燃燒機制，發(fā)現(xiàn)湍流中燃燒首先發(fā)生在混合較差的位置，隨著燃料和氧化劑混合條件的改善，燃燒逐漸受到化學(xué)機理的控制，形成真正的擴散燃燒。Serhat Karyeyen[6]研究了非預(yù)混甲烷火焰在常規(guī)和分布式燃燒條件下的燃燒特性。比較了計算的溫度分布和常規(guī)燃燒條件下的實驗數(shù)據(jù)，結(jié)果表明在燃燒室分布燃燒條件下，分布燃燒使熱場更加均勻。張瑞峰[7]研究了以甲烷純氣體為燃料在受限空間內(nèi)交叉射流的自由擴散燃燒，得到了不同空氣預(yù)熱溫度、氧體積濃度下的溫度場和甲烷火焰的結(jié)構(gòu)特征?；貏賉8]對旋流燃天然氣燃燒器的燃燒特性進行了實驗研究，結(jié)果顯示，空氣過量系數(shù)為1.3時甲烷燃燒最充分。劉寅立[9]研究了雙旋流燃燒器的內(nèi)流場，得出相對較小的二次風(fēng)流量時，配合旋流的一次風(fēng)可以產(chǎn)生較強的旋流與回流效果。郭萌[10]針對天然氣的特點，結(jié)合天然氣擴散燃燒及預(yù)混燃燒基理，對相應(yīng)的燃燒器進行介紹及分析，從調(diào)整燃氣壓力、總風(fēng)量及配風(fēng)等方面進行燃燒調(diào)整。路林等人[11]利用定容燃燒彈研究了不同初始溫度和初始壓力下的天然氣燃燒特性，研究表明，隨著初始溫度的升高(300～450 K)，天然氣燃燒速率增加，燃燒持續(xù)期和火焰發(fā)展期顯著縮短，隨著初始壓力的升高(0.1～0.75 MPa)，天然氣燃燒速率明顯減慢，燃燒持續(xù)期和火焰發(fā)展期顯著增長。Liao[12]采用天然氣-空氣混合物球形膨脹火焰測量層流火焰速度，當(dāng)量比為0.6～1.4，初始壓力為0.05 MPa、0.1 MPa、0.15 MPa，預(yù)熱溫度為300～400 K。在不考慮火焰前沿拉伸作用的情況下，得到相應(yīng)的未拉伸層流燃燒速度，在等當(dāng)量比下，研究了稀氣體對燃燒速度的影響，得到了稀混合物層流燃燒速度的顯式公式。CAO Zhenjun[13]研究了廢氣再循環(huán)中二氧化碳對甲烷-空氣在中度或重度低氧稀釋(輕度)燃燒條件下均勻混合物的點火特性的基本影響。結(jié)果表明，隨著當(dāng)量比或二氧化碳稀釋比的增大，點火延遲時間增加，同時增加了爆炸或熄火的可能性。點火延遲時間還與初始溫度的倒數(shù)呈指數(shù)關(guān)系。劉鵬君等[14]選擇多組燃氣燃燒器測試了6種不同組分天然氣的熱工性能響應(yīng)，研究表明華白數(shù)可以較好地預(yù)測不同組分天然氣下的熱負荷變化情況，CO排放基本處于國標允許范圍內(nèi)，火焰形態(tài)未呈現(xiàn)較大變化。孫婷[15]研究了一種切向雙旋流燃燒器的離心效應(yīng)和渦旋效應(yīng)對反應(yīng)混合與火焰?zhèn)鞑ヌ匦缘淖饔茫芯勘砻?，高速射流?jīng)過突擴的喉部強烈吸卷周圍的氣流，對其起到預(yù)熱作用，有利于燃料空氣的混合和燃燒效率的提高；驗證了旋流使得甲烷和空氣得到較好的混合。

新型管道延期加熱裝置借助煙氣中的氧氣助燃，由于煙氣中的氧含量低于空氣中的氧含量，煙道內(nèi)的燃燒過程屬于低氧燃燒，實驗表明：當(dāng)助燃氣體預(yù)熱到1 273 K以上時，燃燒區(qū)的含氧體積濃度降低到2%仍能穩(wěn)定燃燒[16-17]，因而助燃氣體的溫度提升在一定程度上可以對含氧體積濃度進行條件補償。同時研究[18-20]表明，增加旋流度可以改善燃燒性能，有利于火焰溫度均勻分布和火焰的穩(wěn)定，減少了污染物的排放。根據(jù)王永興[21]的研究，在不同壓力溫度和速度條件下，兩股流體混合后不會出現(xiàn)回流的現(xiàn)象，混合流的流動狀態(tài)正常。據(jù)此本裝置直接利用煙道的煙氣，在此基礎(chǔ)上進行升溫，降低了升溫過程所需的能耗，消除輸送過程的能量損耗，節(jié)約能源的同時提高資源利用率，此外結(jié)構(gòu)簡便，不占用安裝空間，降低成本。

1 研究對象

基于某廠窯尾的煙氣脫硝工藝條件，設(shè)計出新型管道煙氣加熱裝置。所用燃料為天然氣，天然氣成分和需要加熱的煙氣的成分如表1所示，煙氣初始溫度453 K，所需煙氣溫度為653 K以上，煙道內(nèi)煙氣流速為9 m/s左右，煙氣流量為16 000 Nm3/h，天然氣低位熱值HL為34 230 kJ，經(jīng)計算升溫理論所需天然氣流量為160 Nm3/h。

2 結(jié)構(gòu)設(shè)計

基于煙道的結(jié)構(gòu)參數(shù)，在煙道內(nèi)橫向布置三個燃燒器，布置方式如圖1所示，新型煙氣加熱裝置結(jié)構(gòu)如圖2、圖3所示，包括由外至內(nèi)的煙氣旋流通道、天然氣旋流腔和中心煙氣通道，中心煙氣通道的出口處外壁與天然氣旋流腔的內(nèi)壁之間設(shè)有傾斜的天然氣旋流葉片，天然氣旋流葉片與中心煙氣通道前端形成混合燃燒腔，后端形成天然氣旋流腔，天然氣管道與天然氣旋流腔相連通入天然氣，點火槍穿過各外層壁面插入到混合燃燒腔中，天然氣旋流腔的外壁與煙氣管道的內(nèi)壁之間設(shè)有傾斜的煙氣旋流葉片。天然氣經(jīng)過天然氣旋流葉片與中心煙氣混合，在混合燃燒腔內(nèi)經(jīng)點火槍點燃形成火焰，燃燒產(chǎn)生高溫?zé)煔庋刂鵁煹老蚯拜斔停趽Q熱區(qū)域完成冷熱氣體的對流換熱。

圖1 煙道內(nèi)燃燒器布置圖

圖2 煙道內(nèi)燃燒器結(jié)構(gòu)圖

圖3 煙道內(nèi)燃燒器示意圖

3 數(shù)值模擬模型

3.1 數(shù)學(xué)模型與求解方式

本文利用CFD數(shù)值模擬了甲烷的燃燒過程，計算過程中湍流模型選擇標準k-ε模型，在標準k-ε模型中，流場中的流動均被認為是湍流流動，并不考慮分子之間的粘性，對于溫度的求解采用非絕熱方式，以恒定壁溫作為邊界條件，通過求解流場能量控制方程計算得到溫度分布；考慮到P1模型和DO模型的廣泛適用性，在計算域較大時二者都能得到合理的結(jié)果，為了減少計算量，本文輻射換熱模型選擇P1模型。

由于天然氣的成分中CH4占比遠高于C3H8和C4H10，同時C3H8和C4H10燃燒所需的反應(yīng)物與生成物種類與CH4燃燒結(jié)果基本一致，因而在數(shù)值模擬過程將另兩種可燃氣體以CH4替代，由于C3H8和C4H10兩種氣體的低位熱值高于CH4，在實際模擬中天然氣的熱值略低于實際應(yīng)用，但并不影響模擬結(jié)果。因而定義的反應(yīng)方程式為

CH4+2O2=2H2O+CO2

(1)

在以上化學(xué)反應(yīng)方程式中，各氣體組分之間，除了一般的流動混合外，還存在質(zhì)的交換。對于這種涉及各組分間傳質(zhì)的反應(yīng)，采用組分運輸模型來進行模擬，其中甲烷燃燒反應(yīng)1的指前因子為4.9×109，活化能為198 835 J/mol[22]。

本文以二階迎風(fēng)有限體積法化微分方程為差分方程，差分格式均采用二階迎風(fēng)差分格式，對離散方程組的壓力速度耦合采用經(jīng)典的SIMPLE算法，收斂因子調(diào)整為亞松弛因子，收斂標準均取各因變量相鄰兩次迭代殘差小于10-5。

3.2 網(wǎng)格劃分

借助ICEM CFD軟件對整個煙道連同三個燃燒器進行網(wǎng)格劃分，采用多域網(wǎng)格劃分技術(shù)，對于葉片部分，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，其余部分，由于結(jié)構(gòu)形狀規(guī)則，為提高網(wǎng)格質(zhì)量同時減少網(wǎng)格數(shù)量，采用O-Block技術(shù)劃分為結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。由多個interface面將此結(jié)構(gòu)劃分為多個域，由于節(jié)點和網(wǎng)格尺寸存在差別，通過在兩個網(wǎng)格域間建立interface面的方式實現(xiàn)域與域之間數(shù)據(jù)的傳遞，如圖4所示。在保證計算結(jié)果的前提下，盡量減少網(wǎng)格的數(shù)量以減少計算時間，最終計算網(wǎng)格數(shù)量為46.5萬。

圖4 網(wǎng)格劃分圖

3.3 邊界條件

煙氣加熱裝置出入口的邊界條件如表2所示。

表2 出入口的邊界條件

4 模擬結(jié)果對比分析

根據(jù)設(shè)計要求，煙氣在輸送過程完成冷熱氣體溫度交換，將全部煙氣從453 K升溫至653 K以上，煙道內(nèi)壁面溫度應(yīng)保證在573 K以下。通過改變天然氣入口截面尺寸以及燃燒器的布置位置來調(diào)節(jié)火焰和溫度場，達到保護煙道壁面同時實現(xiàn)煙氣升溫的目標。在結(jié)構(gòu)優(yōu)化過程中，從控制溫度場和保護煙道的目標出發(fā)，分別設(shè)計5組結(jié)構(gòu)參數(shù)，如表3所示。

4.1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

以結(jié)構(gòu)1為驗證對象，驗證密網(wǎng)格與疏網(wǎng)格對于數(shù)值模擬結(jié)果的無關(guān)性。建立3組同結(jié)構(gòu)不同數(shù)量的網(wǎng)格模型，利用同樣的邊界條件進行數(shù)值模擬。

表3 五組結(jié)構(gòu)參數(shù)

表4 三種驗證網(wǎng)格

分別選取了煙氣管道出口水平中心線上A、B、C三個點的溫度和速度進行對比分析繪制圖5和圖6，從圖中可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量從46萬變至121萬時，隨著網(wǎng)格數(shù)的增加，三點的溫度值和速度值的變化都很小，說明在表6中設(shè)置的3種網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果影響很小，可以認為46萬的網(wǎng)格已經(jīng)達到網(wǎng)格無關(guān)，因而取46萬的網(wǎng)格作為計算網(wǎng)格。

圖5 網(wǎng)格無關(guān)性驗證溫度結(jié)果圖

圖6 網(wǎng)格無關(guān)性驗證速度結(jié)果圖

4.2 燃燒器布置位置對燃燒性能的影響

表3中結(jié)構(gòu)1、2、3保持天然氣管道截面尺寸不變，調(diào)整燃燒器的布置位置，間距分別為520 mm、500 mm、480 mm。

圖7為壓力分布云圖，對比分析可知，隨著間距縮小，整個流域內(nèi)的高低壓差基本維持不變，保持在250 Pa左右，這說明調(diào)整燃燒器布置位置對于整個裝置的壓差影響較小。整個煙道內(nèi)分成三個部分，以幾何尺寸來劃分，0.5 m以后為燃燒器后部煙道，0.3～0.5 m為燃燒器煙道，0～0.3 m為燃燒器前部煙道。燃燒器后部煙道內(nèi)壓力分布變化較小，穩(wěn)定在-520～-480 Pa的范圍內(nèi)，煙道內(nèi)的煙氣旋流葉片接合處左側(cè)為最低壓力，右側(cè)為最高壓力，沿葉片左右兩側(cè)的壓力分布為均勻的，有利于穩(wěn)定葉片的旋流效果。同時燃燒器前部煙道壓力分布以中心煙氣通道入口為中心，壓力向外呈弧形擴展減小，最高壓力為-380 Pa。燃燒器中心距為480 mm的布置方式近壁面處的壓差最小，-440 Pa左右的壓力范圍最大，主要集中在煙道內(nèi)壁面附近，這說明由于位置調(diào)整使得煙道壁面附近的壓力在慢慢降低，燃燒器前后部分的壓差逐漸降低。

圖7 結(jié)構(gòu)1、2和3的壓力對比/Pa

圖8為溫度分布云圖，對比分析可知，煙道內(nèi)的最高溫度在2 200 K左右，靠近煙道內(nèi)壁面處的溫度為550 K，符合設(shè)計要求。燃燒形成的火焰處于相對穩(wěn)定的狀態(tài)。在中心距為520 mm時，三個燃燒器的火焰長度基本一致，在火焰后的換熱區(qū)域，中心區(qū)溫度高，最高溫度在1 000 K左右；隨著燃燒器間距不斷縮小，火焰長度逐漸縮短，中心火焰變化更明顯，火焰內(nèi)的高溫區(qū)不斷擴大，換熱區(qū)內(nèi)中心高溫區(qū)不斷減小，煙道壁面處低溫范圍逐漸擴展，燃燒器中心距為480 mm時，中心火焰長度最小，換熱區(qū)域低溫范圍最大。綜上所述，縮小燃燒器間距對兩側(cè)火焰的形狀和狀態(tài)影響較小，對中心火焰影響大，同時煙道壁面處的低溫區(qū)擴大，換熱中心區(qū)域內(nèi)的高溫范圍不斷減小，說明中心火焰過長會壓縮換熱區(qū)域，影響對流換熱的效果。

圖9為組分分布云圖，對比分析可知，在此云圖中，結(jié)構(gòu)1中三個燃燒器的甲烷分布基本保持一致，結(jié)構(gòu)2、3中，甲烷分布向外擴展，延伸更遠的距離，有利于火焰的分布，提高燃氣的燃盡率，但分布范圍擴展會導(dǎo)致火焰剛性差。綜上所述，縮小燃燒器中心間距可以擴大燃料分布范圍，但需要保持一定的濃度分布，以穩(wěn)定火焰，因而中心間距為480 mm時，甲烷的分布范圍與濃度分布較為合適。

圖8 結(jié)構(gòu)1、2和3的溫度對比/K

圖9 結(jié)構(gòu)1、2和3的CH4摩爾組分對比

4.3 燃燒器燃氣量對燃燒性能的影響

表3中結(jié)構(gòu)3、4、5保持燃燒器中心間距為480 mm，調(diào)節(jié)天然氣管道尺寸，保持兩側(cè)天然氣管道尺寸不變，調(diào)整中心燃燒器天然氣入口尺寸為30×44 mm、40×44 mm、50×44 mm。

圖10為壓力分布圖，分析表明擴大中心燃燒器的天然氣入口尺寸，即提高中心燃氣量后，燃燒器后部煙道內(nèi)的壓力分布無明顯變化，維持相對穩(wěn)定，隨著中心燃料量的不斷提高，煙氣旋流葉片的左右兩側(cè)的壓力梯度不斷擴大，逐步向兩側(cè)延伸分布；燃燒器前部煙道內(nèi)壓力分布變化最大，由于中心燃氣量的不斷提高，兩側(cè)燃燒器近壁面位置的前后壓差逐步降低，說明由于中心燃氣量的不斷增大，煙道內(nèi)煙氣對兩側(cè)燃燒器的壓力影響越來越小，這有利于穩(wěn)定壁面處的煙氣流動，保持煙道內(nèi)的氣流處于相對穩(wěn)定的流動狀態(tài)，在一定程度上可以保護燃燒器燃燒產(chǎn)生的火焰，同時為換熱提供適宜的環(huán)境。

圖10 結(jié)構(gòu)3、4和5的壓力對比/Pa

圖11為溫度分布云圖，通過進一步對比分析可知，隨著中心燃氣量的不斷提高，中心火焰長度不斷增大，兩側(cè)燃燒器的火焰長度不斷降低。從溫度分布觀察可得，三個燃燒器所形成的火焰越來越穩(wěn)定，包括火焰內(nèi)溫度分化，高溫區(qū)分布，溫度輻射范圍和延伸范圍。兩側(cè)火焰長度不斷縮小，換熱區(qū)域隨之?dāng)U大，出口溫度逐漸趨于均勻。綜上所述，提高中心燃燒器的燃氣量可以降低兩側(cè)火焰長度、增大中心火焰長度同時穩(wěn)定火焰狀態(tài)，逐步減小換熱區(qū)域內(nèi)的高溫區(qū)，使出口煙氣溫度更加均勻，其中50×44 mm的截面尺寸效果最佳。

圖11 結(jié)構(gòu)3、4和5的溫度對比/K

圖12組分分布圖，從甲烷摩爾組分云圖中可以清晰地看出三個燃燒器的燃氣量變化。中心燃燒器的甲烷濃度不斷提高，標志著燃氣量不斷提升，同時在結(jié)構(gòu)4、5中，中心甲烷的分布范圍擴展不明顯，分布范圍基本維持不變，單一提高分布范圍內(nèi)的甲烷濃度，以此達到穩(wěn)定火焰的目標，進而使換熱區(qū)域范圍能夠滿足對流換熱的時間和空間需求，達到最佳的出口溫度均勻性，更有利于煙氣的輸送和脫硝工藝。

圖12 結(jié)構(gòu)3、4和5的CH4摩爾組分云圖對比

5 結(jié)論

(1)設(shè)計了新型煙氣加熱裝置，提出燃燒器直接布置于煙氣管道內(nèi)部的新型結(jié)構(gòu)，大大減少了輔助和附屬設(shè)備，同時滿足工業(yè)應(yīng)用的需求，大大降低了成本，提高能源利用率。

(2)隨著燃燒器中心間距不斷縮小，兩側(cè)火焰的形狀和狀態(tài)變化較小，中心火焰長度逐漸縮短，同時煙道壁面處的低溫區(qū)擴大，換熱中心區(qū)域內(nèi)的高溫范圍不斷減小，說明中心火焰過長會壓縮換熱區(qū)域，影響換熱的效果，其中480 mm的中心間距效果較佳；提高中心燃燒器的燃氣量可以降低兩側(cè)火焰長度、增大中心火焰長度同時穩(wěn)定火焰狀態(tài)，逐步減小換熱區(qū)域內(nèi)的高溫區(qū)，使出口煙氣溫度更加均勻，其中50×44 mm的截面尺寸效果最佳。