張臻榮，黃亞繼，王新宇，朱志成，劉 洋，楊曉域，田新啟

(東南大學 能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室，南京 210096)

水資源處理是目前我國面臨的主要環(huán)境問題之一，改善城市水環(huán)境是整體改善任務的重要組成部分，而污水污泥的處置與處理則是改善城市水環(huán)境的重點之一[1-2]。截至2019年底，我國已有1萬多座污水處理廠，污水年處理量可達2.2×108t，在此過程中產生了大量的剩余污泥需要處理，并且每年產生的污泥量在飛速增加，污泥的處置與處理已成為世界許多國家的重要任務之一[1，3]。處理污泥的方法主要包括焚燒、衛(wèi)生填埋、生產建材和農用等，其中將污泥通過熱化學方式轉化為氣體或液體燃料作為一種新型的污泥處理方式，具有良好的應用前景和工程意義[4-6]。

隨著燃氣工業(yè)的發(fā)展，燃氣鍋爐已應用于能源、冶金和機械等各個領域[7-8]。傳統(tǒng)的直接燃燒的煤粉爐在燃燒污泥顆粒時會產生大量氣溶膠及污染物，而將污泥氣化后的氣體通過燃氣鍋爐燃燒相比于作為固體燃料直接焚燒有一定的優(yōu)勢，因此部分傳統(tǒng)的燃煤鍋爐逐漸被燃氣鍋爐替代[9-11]。一方面氣化后氣體與空氣能夠更好地混合，使得燃氣完全燃燒，提升整體燃燒的熱效率；另一方面燃燒所產生的污染物減少，可以有效保護環(huán)境[12-13]。在燃燒過程中，氣體反應快速放熱使燃氣鍋爐達到高溫的預熱時間減少，爐內產生的腐蝕氣體及廢渣相較于傳統(tǒng)鍋爐有所減少，減輕了對鍋爐內部結構的破壞和腐蝕，延長了鍋爐使用壽命，節(jié)省了保養(yǎng)器材的費用和時間[12]。在實際運行過程中，燃氣鍋爐爐內化學反應復雜，在氣相燃燒過程中爐內流場對整體燃燒起著至關重要的作用，采用數(shù)值模擬方式對固定結構的燃氣鍋爐進行燃燒模擬能夠比較方便地研究燃氣鍋爐爐內燃燒規(guī)律，改善燃燒條件，為燃氣鍋爐及氣化焚燒一體化工藝的發(fā)展提供參考[8，14]。

筆者使用Ansys Fluent軟件對污泥氣化產物的燃燒進行數(shù)值模擬，建立了燃氣鍋爐物理模型并劃分網(wǎng)格，得到了燃氣鍋爐爐內及各高度水平截面的流場及速度云圖、溫度云圖和組分體積分數(shù)分布云圖，并繪制各個參數(shù)水平截面平均值隨爐膛高度變化的關系曲線圖，探究不同空氣入口速度和燃氣入口速度、不同污泥氣化氣體組分下燃氣鍋爐爐內氣體流動及燃燒規(guī)律。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 物理模型與網(wǎng)格劃分

選取的燃氣鍋爐模型中爐身總體呈圓柱形，總體高度為15.028 m，最寬處的頂部寬3 m。模型共含有4個空氣入口、2個燃氣入口及1個煙氣出口，氣體出入口管道形狀為圓形，與爐體相接。燃氣鍋爐爐內的燃燒劃分為底部燃燒區(qū)和中部燃燒區(qū)，每個燃燒區(qū)含有1個燃氣入口和2個空氣入口，爐膛底部為排灰口，頂部為氣體出口。氣體并未沿著水平圓形截面切線處進入燃氣鍋爐，煙氣則沿水平圓形截面切線處排出。燃氣鍋爐模型具體尺寸見表1。根據(jù)表1中的參數(shù)進行建模，燃氣鍋爐模型如圖1所示。

表1 燃氣鍋爐模型尺寸Tab.1 Parameters of the gas-fired boiler model m

圖1 燃氣鍋爐模型Fig.1 Gas-fired boiler model

采用Ansys ICEM對燃氣鍋爐進行網(wǎng)格劃分，燃氣鍋爐模型可以看成是圓柱體之間的拼接，在Ansys ICEM中使用結構網(wǎng)格劃分后連接面的不規(guī)則性會導致圓柱體相交面之間只能產生單側網(wǎng)格，無法在Fluent中生成Interface面。因此，選用非結構四面體網(wǎng)格進行網(wǎng)格劃分，其缺點是計算量較大、收斂性較差，但有較好的適應性并且能保證網(wǎng)格質量，更好地適應于本文的燃氣鍋爐模型。

為排除網(wǎng)格數(shù)量對本模擬產生的影響，選用網(wǎng)格數(shù)量為2 079 426、3 094 081和4 436 683，設置基礎工況中空氣入口速度為8 m/s，燃氣入口速度為11 m/s，φ(CO)=15%,φ(H2)=7%,φ(CH4)=4.3%。在該工況下分析中心截面平均溫度和平均氧氣體積分數(shù)隨爐膛高度的變化情況(分別見圖2和圖3)。由于燃氣鍋爐模型的特殊性，非結構四面體網(wǎng)格的收斂性與結構網(wǎng)格相比存在差異，導致不同網(wǎng)格數(shù)量下非主燃區(qū)的參數(shù)存在一定差異，但整體截面平均溫度和平均氧氣體積分數(shù)的變化趨勢相同，綜合考慮計算速度與收斂性，最終選取網(wǎng)格數(shù)量為3 094 081。

圖2 不同網(wǎng)格數(shù)量下中心截面平均溫度Fig.2 Average temperatures in central section under different grid numbers

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)量下中心截面平均氧氣體積分數(shù)Fig.3 Average oxygen concentration in central section under different grid numbers

1.2 數(shù)學模型

本次模擬中選擇Realizablek-ε湍流模型模擬射流流動及其燃燒過程，該湍流模型能更好地描述射流以及旋轉發(fā)射率，并對爐內大區(qū)域的流動以及大壓力梯度環(huán)境的模擬更為準確；選擇離散項模型(DPM)模擬碳顆粒噴入爐膛過程；選擇P1模型模擬爐膛壁面的輻射換熱過程；選擇碳顆粒燃燒模型模擬碳顆粒在爐內的燃燒過程；選擇非預混燃燒概率密度函數(shù)(PDF)模型模擬氣相湍流燃燒過程，混合分數(shù)概率密度函數(shù)模型非常嚴格地考慮了湍流流動的氣流與爐內化學反應之間的協(xié)同關系并且簡化了燃燒反應，加快了總體計算進程。

1.3 邊界條件及工況

邊界條件可以包括壁面溫度、燃料的組分以及燃氣和空氣入口的邊界設置。設置燃氣鍋爐壁面溫度為900 K，黑度為0.8且絕熱。參考污泥氣化熱解出口燃氣組分，設置工況A(即基礎工況)的燃氣入口組分CO、CO2、H2O、CH4和H2的體積分數(shù)分別為15%、14%、13%、4.3%和7%，其余氣體為N2；并且考慮到污泥氣化產生的碳顆粒，燃氣入口除燃氣流外另設置含0.025 kg/s質量流量的固定碳顆粒流。燃氣組分根據(jù)非預混燃燒PDF模型進行設定，工況A的燃氣入口溫度為923 K；空氣入口溫度為293 K，出口邊界設置為Outflow。各工況參數(shù)設置見表2，其中空氣入口溫度均為293 K，燃料入口溫度均為 923 K。

表2 燃燒工況設置Tab.2 Combustion conditions setting

2 結果與討論

選取燃氣鍋爐截面高度為3.24 m、7.24 m和12.73 m，分別表示底部噴口截面、中部噴口截面和煙氣出口截面。再選取燃氣鍋爐中心截面(平行于噴口方向)來分析爐內冷態(tài)流場及熱態(tài)情況，并取若干截面來研究平均溫度以及氧氣、二氧化碳體積分數(shù)隨爐膛高度的變化趨勢。

2.1 不同空氣入口速度下燃燒氣化氣體結果及分析

圖4為工況A中心截面流線與速度矢量云圖。燃氣進入燃氣鍋爐后沿著爐壁旋轉上升，在燃氣鍋爐中心形成了速度較低的切圓，螺旋上升氣流增加了燃氣在爐中的停留時間，使得燃燒更加充分。從水平徑向方向來看，壁面?zhèn)鹊乃俣认噍^于中心測的速度明顯增大，燃氣噴入爐內經(jīng)過底部、中部燃燒區(qū)燃燒后匯入出口流出。圖5為工況A～工況C中心截面速度云圖。由圖5可知，空氣入口速度增大并沒有改變整個爐內流場分布的基本規(guī)律，但截面最大速度由工況A的11.96 m/s變至工況B的14.17 m/s以及工況C的15.92 m/s。

圖4 燃氣鍋爐中心截面流線與速度矢量圖Fig.4 Flow line and velocity vector in central section of the gas-fired boiler

圖6～圖8為工況A～工況C在底部噴口截面、中部噴口截面及煙氣出口截面的速度云圖，不同爐膛高度均可以形成較為良好的切圓，都有較為穩(wěn)定的速度場。在底部噴口截面上工況A在圓形截面徑向出現(xiàn)較好的分層現(xiàn)象，隨著空氣入口速度的增大，截面最大速度增大，空氣入口速度與燃氣入口速度(11 m/s)更為接近，這導致空氣入口側流動與燃氣入口側流動更為對稱，這在中部噴口截面上也有所體現(xiàn)。由于氣流并非沿圓形切線方向進入，在氣流拐角處會產生較強的擾動作用，接觸側的速度為截面最大速度。在煙氣出口截面處，工況A～工況C的速度場無明顯差異，由于爐內氣流旋轉上升的作用，導致截面圓形切線側速度大于內側速度，在工況A切線貼壁側最大速度可達10.67 m/s。

(a)工況A

圖6 底部噴口截面速度云圖Fig.6 Velocity contours in bottom nozzle section

圖7 中部噴口截面速度云圖Fig.7 Velocity contours in middle nozzle section

圖8 煙氣出口截面速度云圖Fig.8 Velocity contours in flue gas outlet section

圖9和圖10分別為不同空氣入口速度下燃氣鍋爐中心截面溫度云圖和平均溫度。工況A～工況C中主燃區(qū)是相同的，底部噴口截面燃燒最為劇烈，其中工況A的底部噴口截面最高平均溫度可達1 200 K,中心截面最高平均溫度可達1 478 K。隨著爐膛高度增加，工況A～工況C的爐內溫度有所降低，當氣流到達中部噴口截面時，氣化氣體與空氣的補入燃燒使得該區(qū)域內爐內溫度升高，當氣流流出中部燃燒區(qū)后爐內溫度隨著爐膛高度的升高而降低，一直延續(xù)至最終氣流從煙氣出口截面流出。工況A與工況B之間的截面最高溫度相差不大，但工況A主燃區(qū)的溫度高于工況B主燃區(qū)的溫度，這是由于隨著空氣入口速度的增大，冷空氣量增加，使得爐內平均溫度有所下降，但同時也增強了爐內流場的擾動作用，使得燃燒的最高溫度不降反升。工況C與工況A、工況B的中心截面最高溫度相差50 K左右，這是因為工況C的冷空氣量大幅增加，爐內平均溫度及爐內最高溫度降低，高溫區(qū)域的范圍相較于工況A、工況B有所縮小。

圖9 不同空氣入口速度下中心截面溫度云圖Fig.9 Temperature contours in central section under different air inlet velocities

圖10 不同空氣入口速度下中心截面平均溫度Fig.10 Average temperatures in central section under different air inlet velocities

圖11～圖13為底部噴口截面、中部噴口截面和煙氣出口截面的溫度云圖。對比圖6～圖8與圖11～圖13可知，各個截面的溫度分布與速度分布具有明顯的聯(lián)系，靠近壁面?zhèn)鹊臏囟冗h大于遠離中心切圓的溫度，空氣從入口噴入旋轉上升的過程中溫度不斷升高，而后與燃料混合燃燒。工況A的主燃區(qū)平均溫度明顯高于工況B和工況C。在中部噴口截面上燃氣入口貼壁側溫度最高，工況A的貼壁側高溫區(qū)域范圍最大，工況C的貼壁側高溫區(qū)域范圍最小。在底部噴口截面上，工況A與工況B、工況C的溫度分布類似，切線貼壁處的溫度最高。在中部噴口截面上工況B的最高溫度最大，工況A與工況C的最高溫度則相差不大。由圖10可以看出，工況B在中部燃燒區(qū)平均溫度介于工況A與工況C之間，這可能是由于空氣量增加導致平均溫度降低，但在氣流擾動處，氣流速度的增大導致擾動增強，從而使冷空氣與熱燃氣之間的換熱更加激烈，最終導致工況B的最高溫度變大。而對于工況C，擾動增強也造成最高溫度升高，但過量的空氣的冷卻作用使得工況C在中部噴口截面上的最高溫度小于工況B。在煙氣出口截面上，空氣量增加所帶來的冷卻作用占主導，使得工況A的最高溫度和平均溫度均大于工況B和工況C。工況C在煙氣出口截面上的溫度分布與工況A、工況B截然不同，在爐膛中心切圓處的溫度反而高于貼壁側，這可能是因為過大的切向流速導致兩側溫度較低，大量的冷空氣噴入爐內使得氣流經(jīng)過中部燃燒區(qū)貼壁側降溫迅速。同時也可能是因為充足的空氣量使得燃燒反應在出口處的劇烈程度下降。

圖11 底部噴口截面溫度云圖Fig.11 Temperature contours in bottom nozzle section

圖12 中部噴口截面溫度云圖Fig.12 Temperature contours in middle nozzle section

圖13 煙氣出口截面溫度云圖Fig.13 Temperature contours in flue gas outlet section

圖14和圖15分別為不同空氣入口速度下中心截面平均氧氣體積分數(shù)云圖和平均二氧化碳體積分數(shù)云圖。由圖14可知，平均氧氣體積分數(shù)與爐內燃燒情況直接相關，隨著空氣入口速度增大，爐內空氣出現(xiàn)過量的情況，氧氣體積分數(shù)最大值變化不大，工況C的平均氧氣體積分數(shù)明顯高于工況A和工況B。平均二氧化碳體積分數(shù)與平均氧氣體積分數(shù)呈反相關，工況C的平均二氧化碳體積分數(shù)則低于工況A和工況B。圖16和圖17分別為不同空氣入口速度下截面平均氧氣體積分數(shù)、平均二氧化碳體積分數(shù)與爐膛高度的關系曲線圖。由圖16和圖17可知，工況A～工況C的整體變化趨勢大致相同，在底部與中部主燃區(qū)氧氣被大量消耗，并且甲烷氣體燃燒生成了二氧化碳，使得底部主燃區(qū)的平均二氧化碳體積分數(shù)達到峰值，又因底部與中部主燃區(qū)的空氣噴入，平均氧氣體積分數(shù)有所增大，平均二氧化碳體積分數(shù)有所減小，最終隨著爐膛高度的增加二者均趨于穩(wěn)定。

圖14 不同空氣入口速度下中心截面平均氧氣體積分數(shù)云圖Fig.14 Average concentration contours of oxygen in central section under different air inlet velocities

圖15 不同空氣入口速度下中心截面平均二氧化碳體積分數(shù)云圖Fig.15 Average concentration contours of carbon dioxide in central section under different air inlet velocities

圖16 不同空氣入口速度下中心截面平均氧氣體積分數(shù)Fig.16 Average oxygen concentration in central section under different air inlet velocities

圖17 不同空氣入口速度下中心截面平均二氧化碳體積分數(shù)Fig.17 Average carbon dioxide concentration in central section under different air inlet velocities

2.2 不同燃氣入口速度下燃燒氣化氣體結果及分析

圖18為不同燃氣入口速度下中心截面速度云圖。由圖18可知，工況D的貼壁側速度明顯低于工況A，而工況E的貼壁側速度則高于工況A，且工況E的截面最大速度為13.29 m/s，高于工況A。工況D的切圓半徑明顯小于工況A和工況E，而工況E的低速區(qū)域范圍較小。

圖18 不同燃氣入口速度下中心截面速度云圖Fig.18 Velocity contours in central section under different gas inlet velocities

圖19為不同燃氣入口速度下中心截面溫度云圖。由圖19可知，工況D和工況E的爐內最高溫度分別為1 223 K和1 492 K。與工況A相比，工況D的燃氣入口速度為9 m/s,導致過量空氣系數(shù)增大，燃氣量的缺失導致爐內燃燒減弱，相反工況E由于燃氣的大量注入，爐內燃燒增強，在底部燃燒區(qū)及中部燃燒區(qū)燃燒反應較工況A更為劇烈，因此工況D的截面平均溫度及最高溫度明顯低于工況E。圖20為不同燃氣入口速度下中心截面平均溫度與爐膛高度的關系曲線。由圖20可知，工況D與工況E中心截面的平均溫度隨爐膛高度的變化趨勢與工況A相同，工況E在底部燃燒區(qū)的平均溫度已超過1 300 K，與工況D相差了約200 K。氣流經(jīng)過底部燃燒區(qū)及中部燃燒區(qū)后使得爐內溫度產生2個峰值，工況D較工況A的平均溫度下降幅度遠大于工況E較工況A的平均溫度下降幅度，這是由于工況E的燃氣已經(jīng)過量，對燃燒反應程度的提升并不明顯，而工況D處于空氣十分過量的狀態(tài)，燃燒反應進行得并不劇烈。

圖19 不同燃氣入口速度下中心截面溫度云圖Fig.19 Temperature contours in central section under different gas inlet velocities

圖20 不同燃氣入口速度下中心截面平均溫度Fig.20 Average temperatures in central section under different gas inlet velocities

圖21和圖22分別為不同燃氣入口速度下中心截面平均氧氣體積分數(shù)和平均二氧化碳體積分數(shù)隨爐膛高度的變化曲線。由圖21和圖22可知，氧氣體積分數(shù)在空氣剛進入爐中時達到峰值，而后大量的氧氣參與燃燒反應被消耗，工況D的平均氧氣體積分數(shù)明顯高于工況A和工況E，而平均二氧化碳體積分數(shù)則明顯低于工況A和工況E，這與過量的空氣氛圍有關。工況E的平均氧氣體積分數(shù)則低于工況A，并且工況E中底部燃燒區(qū)的平均氧氣體積分數(shù)明顯較低，充足的燃氣導致底部燃燒反應劇烈，因此消耗掉了大量的氧氣，而此時平均二氧化碳的體積分數(shù)則達到峰值。第1個氧氣體積分數(shù)峰值出現(xiàn)在底部燃燒區(qū)最低處，隨著旋轉氣流的上升燃燒，底部空氣入口及中部空氣入口補入的氧氣使得氧氣體積分數(shù)出現(xiàn)第2個、第3個峰值，而后隨著爐膛高度的增加氧氣體積分數(shù)又趨于穩(wěn)定，在補入氧氣后工況D的截面平均氧氣體積分數(shù)最大值已達到14%左右。從圖22可以直觀地看出，工況E在每一水平高度的平均二氧化碳體積分數(shù)均高于工況A，而工況D的平均二氧化碳體積分數(shù)則低于工況A。在底部燃燒區(qū)，工況E的平均二氧化碳體積分數(shù)已超過12%,而工況D的平均二氧化碳體積分數(shù)僅為9.5%左右。

圖21 不同燃氣入口速度下中心截面平均氧氣體積分數(shù)Fig.21 Average oxygen concentration in central section under different gas inlet velocities

圖22 不同燃氣入口速度下中心截面平均二氧化碳體積分數(shù)Fig.22 Average carbon dioxide concentration in central section under different gas inlet velocities

2.3 不同燃氣組分下燃燒氣化氣體結果及分析

圖23和圖24分別為不同燃氣組分下中心截面溫度云圖和平均溫度與爐膛高度的關系曲線。由圖23可知，雖然燃氣組分發(fā)生變化，但爐內整體燃燒情況改變不大，工況A、工況F～工況I的爐內平均溫度隨爐膛高度的變化趨勢相同。由圖23(a)～圖23(c)可知，隨著H2體積分數(shù)的增大，燃燒反應更加劇烈，工況F在中心截面上的最高溫度可達1 640 K，從爐內水平截面平均溫度來看，工況G的平均溫度在底部燃燒區(qū)高于工況A和工況F。而對比圖23(a)、圖23(d)與圖23(e)可知，最高溫度并非隨著可燃物一氧化碳體積分數(shù)的增大而升高。由圖24可知，由于工況H可燃物一氧化碳體積分數(shù)減小，大部分水平截面的平均溫度低于工況A，工況I的底部燃燒區(qū)平均溫度最高，已達到1 400 K，但在中部燃燒區(qū)由于空氣量不足，平均溫度與工況A相差不大。

(a)工況A

圖24 不同燃氣組分下中心截面平均溫度Fig.24 Average temperatures in central section under different gas components

圖25和圖26分別為不同燃氣組分下中心截面平均氧氣體積分數(shù)與平均二氧化碳體積分數(shù)隨爐膛高度的變化曲線。燃氣中可燃組分體積分數(shù)的增大一定程度上導致氧氣體積分數(shù)減小，工況I、工況G在4 m爐膛高度下平均氧氣體積分數(shù)已低至7%左右，此高度下工況I的平均二氧化碳體積分數(shù)達到12%左右。整體而言，與改變空氣量和燃氣量相比，微調可燃氣組分對爐內氧氣體積分數(shù)和二氧化碳體積分數(shù)的影響較小。

圖25 不同燃氣組分下中心截面平均氧氣體積分數(shù)Fig.25 Average oxygen concentration in central section under different gas components

圖26 不同燃氣組分下中心截面平均二氧化碳體積分數(shù)Fig.26 Average carbon dioxide concentration in central section under different gas components

3 結 論

(1)燃氣與空氣從底部及中部燃燒區(qū)噴入爐內后形成螺旋上升的旋轉氣流，在燃氣鍋爐內部形成了“小切圓”，氣流旋轉上升的同時發(fā)生劇烈燃燒，而后從爐膛頂部的煙氣出口排出。在基礎工況(工況A)下，底部噴口截面最高平均溫度可達1 200 K，中心截面最高平均溫度可達1 478 K。

(2)隨著空氣入口速度的增大，爐內旋轉氣流的最大速度有所增大，底部及中部燃燒區(qū)的平均溫度均有所下降；同時，大量空氣的補入使爐內整體氧氣體積分數(shù)增大，二氧化碳的體積分數(shù)則有所減小。

(3)隨著燃氣入口速度的增大，爐內旋轉氣流的最大速度也增大，底部燃燒區(qū)的燃燒反應劇烈程度變強，爐內整體平均溫度上升，氧氣體積分數(shù)有所減小。

(4)隨著燃氣可燃組分體積分數(shù)的增大，爐內的燃燒反應劇烈程度變強，特別是在底部燃燒區(qū)和中部燃燒區(qū)；除了底部燃燒區(qū)外，爐內其余爐膛高度下可燃組分體積分數(shù)變化對平均氧氣體積分數(shù)和平均二氧化碳體積分數(shù)的影響不大。