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        浸沒燃燒天然氣加熱裝置燃燒室設計優(yōu)化

        2021-12-09 05:33:36戎開茹史永征菅海瑞劉蓉
        石油與天然氣化工 2021年6期
        關鍵詞:煙氣模型

        戎開茹 史永征 菅海瑞 劉蓉

        1.北京建筑大學環(huán)境與能源工程學院 2.中核能源科技有限公司

        浸沒燃燒天然氣加熱裝置是一種新型天然氣加熱裝置,于2017年首次投入天然氣調(diào)壓門站使用,換熱效果滿足設計要求[1]。本研究主要結(jié)合裝置實際運行狀況,使用理論分析及數(shù)值模擬實驗研究的方法,對燃燒室設計進行優(yōu)化,在保證燃燒穩(wěn)定、完全的前提下,盡可能提高燃燒強度,降低NOx排放,減小燃燒室的尺寸和質(zhì)量,以滿足裝置結(jié)構緊湊性的要求,并給出該類型燃燒室設計結(jié)構及運行工況的優(yōu)化參數(shù),為后續(xù)浸沒燃燒天然氣加熱裝置的設計提供參考依據(jù)。

        該加熱裝置基于浸沒燃燒技術研發(fā),主要由燃燒系統(tǒng)、換熱系統(tǒng)和控制系統(tǒng)組成,其工作原理如圖1所示。燃燒系統(tǒng)燃燒產(chǎn)生的高溫煙氣通過鼓泡孔進入水浴中,通過氣液兩相流與天然氣換熱盤管強化傳熱,以達到加熱天然氣的目的。

        1 燃燒空間的設計

        圖2為裝置燃燒原理圖。采用風機前預混方式將空氣和燃氣在混合器中混合,同時搭配電磁比例閥,控制過??諝庀禂?shù)的穩(wěn)定性,預混氣通過管道輸送至圓筒形金屬纖維燃燒器腔體內(nèi),經(jīng)由金屬纖維網(wǎng)孔隙流出并在其表面進行燃燒,形成均勻穩(wěn)定的火焰,燃燒產(chǎn)生的高溫煙氣從煙管排出,作為加熱天然氣的熱源。

        圖3為在役燃燒室三維模型示意圖。為了方便計算分析,本研究選取燃燒區(qū)域煙氣流速最大的出口處流動截面A-A的平均速度vf代表煙氣流動空間流速。

        圖4為燃燒室設計計算示意圖。由圖4可知,燃燒室出口直徑D取決于金屬纖維燃燒器直徑d與燃燒空間的大小,而燃燒空間主要由火焰高度h及煙氣流動截面寬度b兩部分決定。由于煙氣流速太小會增加燃燒室尺寸、太大則會出現(xiàn)脫火等影響燃燒的現(xiàn)象,所以在設計燃燒空間時,為了保證火焰的充分穩(wěn)定燃燒,確定合適的煙氣流動空間流速vf是關鍵。在確定了火焰高度h和煙氣總流量qv后,通過式(1)、式(2)可以計算出煙氣流動截面寬度b。

        (1)

        (2)

        式中:vf為煙氣流動空間的流速,m/s;qv為燃燒室內(nèi)煙氣總流量,m3/h;Fc為煙氣流動截面積,m2;d為金屬纖維燃燒器直徑,m;h為火焰高度,m。

        2 火焰高度計算

        根據(jù)火焰?zhèn)鞑C理及燃燒基礎理論計算公式可得火焰高度計算關聯(lián)式,見式(3)[2]:

        (3)

        式中:Lg、La為燃氣和空氣流量,由基礎理論計算所得,m3/s;r為火焰內(nèi)錐體底部半徑,取火孔當量直徑為0.001 m;Sn為平均法向火焰?zhèn)鞑ニ俣?,m/s。

        由式(3)分析可知,式中重要未知參數(shù)為層流火焰?zhèn)鞑ニ俣萐n,目前還沒有精準的理論計算公式用于計算Sn,同時,鑒于本研究工況下用實驗方法精確測定Sn的值比較困難,因此,主要使用CHEMKIN軟件來輔助計算Sn值。本研究主要通過建立預混火焰?zhèn)鞑ツP瓦M行求解:①計算預混火焰模型的基礎數(shù)據(jù),即為達到正常穩(wěn)定燃燒所要求的天然氣量、空氣量以及預混氣壓力,主要根據(jù)燃燒基礎理論公式進行計算;②利用Spalding理論分析方法建立一維層流火焰?zhèn)鞑ツP蚚3];③利用化學動力學軟件CHEMKIN計算Sn值。圖5是裝置在功率為200 kW、過??諝庀禂?shù)分別為1.3、1.4、1.5、1.6時的SL值與火焰內(nèi)錐高度的計算結(jié)果。

        3 燃燒室優(yōu)化模擬

        3.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

        模擬時需多次改變?nèi)紵抑睆?,但整體模型無明顯變化,故本研究以在役結(jié)構燃燒室直徑D=219 mm作為模型示意。由圖3可以看出:燃燒室筒體整體結(jié)構具有對稱性,矩形多孔板中單孔尺寸小且數(shù)量多;燃燒器表面覆蓋的金屬纖維層是由直徑為20~50 μm的金屬絲燒結(jié)制成的,難以根據(jù)實際情況建模。因此,為節(jié)約數(shù)值計算成本,對計算模型進行簡化,將金屬纖維層視為多孔介質(zhì)區(qū)域,同時,考慮到多孔板孔隙率是影響燃燒器表面氣流流動形態(tài)的主要參數(shù),可依據(jù)該參數(shù)進行簡化[4-5],最終簡化為如圖6所示的二維計算模型。 其主要尺寸見表1。

        表1 模型主要尺寸參數(shù)名稱取值參數(shù)名稱取值燃燒室長度/mm600金屬纖維網(wǎng)孔隙率0.90金屬纖維燃燒器直徑/mm79矩形孔板開孔尺寸/mm9×1金屬纖維網(wǎng)覆蓋長度/mm320矩形孔單排個數(shù)/個16金屬纖維網(wǎng)厚度/mm2矩形孔板厚度/mm1

        采用Meshing軟件劃分網(wǎng)格,網(wǎng)格類型為四邊形結(jié)構化網(wǎng)格。經(jīng)計算,網(wǎng)格數(shù)量為20×104左右,網(wǎng)格質(zhì)量最小為0.5、網(wǎng)格尺寸最小為6×10-4m時,計算可實現(xiàn)與網(wǎng)格無關。

        3.2 計算模型的選取

        本研究中預混氣整體流動為湍流狀態(tài),僅金屬纖維層的流動為層流狀態(tài)。故湍流模型選擇ANSYS FLUENT中推薦使用的RNGk-ε模型[6-7]。預混燃燒涉及化學反應,而且燃燒器由多孔板與金屬絲網(wǎng)組合,因此認為在實際燃燒過程中是受湍流影響的,遂考慮有限速率/渦耗散模型,該模型受化學動力學因素的影響,但其對于多步化學反應機理存在結(jié)果不正確的可能性,大多只用于單步或兩步反應,無法預測化學動力學控制的因素。本研究最終選取EDC模型,將精細的化學動力學融入在湍流火焰中,參考文獻[8]中五步化學反應機理的適用場景為多孔板燃燒,且最終的模擬結(jié)果較好,因此,最終選用EDC模型以及五步化學反應機理。氣體輻射模型選用DO模型,NOx模型采用熱力型NOx。為得到更好的收斂效果,選用壓力基求解器SIMPLEC算法,離散格式均選用二階迎風離散格式。

        3.3 邊界條件

        入口邊界條件:選速度入口,速度值為金屬纖維燃燒器徑向出流速度,計算見式(4):

        (4)

        Fp=πdlφ

        (5)

        式中:vin為金屬纖維燃燒器徑向出流速度,m/s;qv為預混氣流量,m3/s,根據(jù)燃燒基礎理論計算所得[2];Fp為火孔總面積,m2;l為金屬纖維燃燒器長度,指金屬纖維網(wǎng)覆蓋區(qū)域長度,m;φ為金屬纖維網(wǎng)孔隙率。

        出口邊界條件:由于燃燒應用場景為浸沒燃燒,故煙氣出口有一定的背壓,根據(jù)裝置實際運行狀況可知,水浴高度為0.615 m,水位波動幅度約±0.1 m,故設置出口壓力為7 007 Pa。表2為模擬工況邊界條件。

        表2 模擬工況邊界條件工況過??諝庀禂?shù)CH4體積分數(shù)/%O2體積分數(shù)/%入口速度/(m·s-1)入口溫度/K出口壓力/PaA1.36.8017.680.973007 007B1.46.3517.781.033007 007C1.56.0017.921.103007 007D1.65.6018.001.173007 007

        固壁邊界條件:由于燃燒室浸沒在水中,故將燃燒室水冷壁面設為對流傳熱與輻射傳熱的混合邊界條件,環(huán)境溫度設為水浴平均溫度323 K,剩余壁面均設置為絕熱條件。

        3.4 區(qū)域條件

        由于燃燒反應發(fā)生在金屬纖維燃燒器表面,故假設預混氣和金屬纖維固體滿足熱平衡,選用多孔介質(zhì)單溫度模型,并將多孔介質(zhì)金屬纖維網(wǎng)流體域設置為層流流動。

        將金屬纖維網(wǎng)簡化為動量源項附加在標準流動方程模型中并進行簡化,見式(6):

        (6)

        低孔隙雷諾數(shù)時,慣性損失可忽略不計[9],源項可簡化為式(7):

        (7)

        經(jīng)冷態(tài)測試可知,金屬纖維層黏性阻力系數(shù)為2.11×108s2/m。

        3.5 數(shù)值仿真模型驗證

        為驗證所選用模型的準確性,選擇過??諝庀禂?shù)分別為1.4、1.5、1.6時進行燃燒模擬,對比理論燃燒溫度計算值與模擬計算燃燒室內(nèi)煙氣最高溫度值、水冷壁面條件下NOx質(zhì)量濃度的實測值與模擬值,結(jié)果如表3所示。由表3可見,理論燃燒溫度的相對誤差≤5%,NOx質(zhì)量濃度相對誤差≤19%,誤差相對較大,這是因為模擬計算NOx質(zhì)量濃度值的點位于燃燒室出口,而實測點位于煙囪的出口,該處的煙氣是經(jīng)過水浴換熱后的煙氣,有部分煙氣在此換熱過程中會溶于水,故NOx質(zhì)量濃度模擬值高于實測值。綜合分析,誤差在工程可接受范圍內(nèi),模型具有一定可靠性。

        表3 功率為200 kW時燃燒室熱態(tài)模擬結(jié)果驗證過剩空氣系數(shù)燃燒溫度NOx質(zhì)量濃度理論值/K模擬值/K相對誤差/%實測值/(mg·m-3)模擬值/(mg·m-3)相對誤差/%1.41 9321 870416.019191.51 8251 74059.010111.61 7301 65056.578

        3.6 模擬結(jié)果及分析

        在不同過??諝庀禂?shù)下燃燒代表著不同的火焰高度工況。因此,本次模擬選定在裝置額定最大設計功率為200 kW時,過??諝庀禂?shù)分別為1.3、1.4、1.5、1.6的工況下,對5種不同結(jié)構的燃燒室進行水冷條件下的優(yōu)化模擬。通過分析比較包含在役結(jié)構燃燒室在內(nèi)的5種不同結(jié)構燃燒室,在不同過??諝庀禂?shù)下的出口平均溫度以及CO、NOx的質(zhì)量濃度變化曲線和溫度分布云圖,找出最佳燃燒室結(jié)構以及最佳燃燒運行工況,并給出設計該類型燃燒室時的過??諝庀禂?shù)和煙氣流動空間設計流速的推薦取值范圍。

        表4為不同過??諝庀禂?shù)模擬工況下不同結(jié)構燃燒室對應的煙氣流動空間設計流速。

        表4 不同過剩空氣系數(shù)模擬工況下5種結(jié)構燃燒室對應的煙氣流動空間設計流速工況燃燒室直徑/mm煙氣流動空間設計流速/(m·s-1)α=1.3α=1.4α=1.5α=1.61組2192.733.43.82組1983.544.55.23組1844.356.07.04組1745.067.08.55組1676.078.010.0

        3.6.1最佳過??諝庀禂?shù)模擬分析

        圖7~圖9分別為不同結(jié)構燃燒室出口平均溫度、平均NOx質(zhì)量濃度、出口平均CO體積分數(shù)隨過??諝庀禂?shù)的變化曲線。

        從圖7可以看出,任意過??諝庀禂?shù)α下,不同結(jié)構燃燒室出口平均溫度的差值在10 ℃左右,說明在一定范圍內(nèi)改變?nèi)紵医Y(jié)構對燃燒溫度影響較小,過??諝庀禂?shù)對燃燒溫度的影響較大。

        從圖8、圖9可以看出:不同結(jié)構下,出口平均NOx質(zhì)量濃度隨α增大而減小,但當α>1.5時,NOx質(zhì)量濃度變化幅度減小,說明適當增加過??諝庀禂?shù),可抑制NOx生成,但抑制效果不明顯;出口平均CO體積分數(shù)隨α的變化曲線基本一致;當1.3<α<1.5時,出口平均CO體積分數(shù)隨α增大而減??;而α>1.5時,平均CO體積分數(shù)開始增大,這是由于α>1.5時,燃燒室內(nèi)的溫度較低,不利于CO的轉(zhuǎn)化,說明適當增加過剩空氣系數(shù)有利于CO的轉(zhuǎn)化。

        綜上分析可知:綜合考慮過??諝庀禂?shù)對NOx與CO排放的影響,建議過剩空氣系數(shù)最佳取值為1.4。

        3.6.2煙氣流動空間的設計流速模擬分析

        從圖8、圖9還可以看出:任意過??諝庀禂?shù)下,出口平均NOx質(zhì)量濃度隨燃燒室直徑的減小而降低,而出口平均CO體積分數(shù)隨燃燒室減小而增大,表明在燃燒穩(wěn)定不受影響的情況下,燃燒室尺寸的減小對NOx的生成起抑制作用,但不利于CO的轉(zhuǎn)化。這是由于燃燒室尺寸減小導致高溫煙氣在燃燒室內(nèi)停留時間縮短。因此,參考北京市DB11/139-2015《鍋爐大氣污染物排放標準》,鍋爐氮氧化物的排放標準不高于30 mg/m3,CO體積分數(shù)不大于500×10-6。在保證燃燒穩(wěn)定、CO的排放在允許范圍內(nèi)、盡量減小燃燒室的尺寸、提高燃燒室熱強度,以及降低NOx排放的燃燒室結(jié)構即為最佳設計燃燒室結(jié)構,則其對應的煙氣流動空間流速vf即為推薦設計流速。

        圖10是α=1.3時不同結(jié)構燃燒室燃燒的溫度分布云圖。結(jié)合圖8、圖9可以看出,隨燃燒室直徑逐步減小,燃燒穩(wěn)定,出口平均NOx質(zhì)量濃度遞減,CO體積分數(shù)遞增,但當燃燒室直徑減小至167 mm時,CO體積分數(shù)超過出口限定值500×10-6。故此工況下最佳燃燒室結(jié)構對應的煙氣流動空間設計流速為5.0 m/s。

        圖11是α=1.4時不同結(jié)構燃燒室燃燒的溫度分布云圖。由圖11可知,改變?nèi)紵抑睆綍r,隨著燃燒室直徑的減小,煙氣流動空間縮小,流動速度增大,發(fā)生脫火現(xiàn)象。結(jié)合圖8、圖9可知,D=184 mm時,燃燒較為穩(wěn)定,CO排放在標準范圍內(nèi),NOx排放最低。對應的煙氣流動空間設計流速為5.0 m/s。

        圖12是α=1.5時不同結(jié)構燃燒室燃燒的溫度分布云圖。同上分析,結(jié)合圖8、圖9可知,D=184 mm時,燃燒較為穩(wěn)定,CO排放在標準范圍內(nèi),NOx排放最低。對應的煙氣流動空間設計流速為6.0 m/s。

        圖13是α=1.6時不同結(jié)構燃燒室燃燒的溫度分布云圖。結(jié)合圖8、圖9可知,D=198 mm時,燃燒較為穩(wěn)定,CO排放在標準范圍內(nèi),NOx排放最低。對應的煙氣流動空間設計流速為5.2 m/s。

        綜上分析可知:在不同過??諝庀禂?shù)下,最佳結(jié)構燃燒室對應的煙氣流動空間設計流速均約為5.0 m/s。因此,針對浸沒式燃燒-圓筒形金屬纖維燃燒器的燃燒室設計,建議煙氣出口流動截面速度取值不高于5.0 m/s。

        4 結(jié)論

        結(jié)合裝置實際運行情況及理論計算,使用數(shù)值模擬軟件FLUENT對浸沒燃燒天然氣加熱裝置燃燒室燃燒過程進行數(shù)值模擬,得到以下結(jié)論:

        (1) 綜合考慮過??諝庀禂?shù)對NOx、CO排放以及煙氣出口溫度的影響,建議過??諝庀禂?shù)取1.4。

        (2) 在不同過??諝庀禂?shù)下,最佳燃燒室結(jié)構對應的燃燒室出口煙氣流動截面速度約為5.0 m/s。因此,針對浸沒式燃燒-圓筒形金屬纖維燃燒器的燃燒室設計,推薦煙氣流動空間設計流速取值不高于5.0 m/s。

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