劉 祥，陳 曦，鄧存寶，高鳳利

(1.太原理工大學安全與應急管理工程學院，山西省太原市，030024；2.沈陽焦煤股份有限公司紅陽二礦，遼寧省沈陽市，110000)

煤礦作為瓦斯(甲烷)排放的主要來源，全球年排放量約671.5億m3，其中礦井乏風所包含的甲烷排放總量位居世界之最，僅我國每年通過煤礦乏風進入大氣的甲烷總量就達100億～150億m3，比西氣東輸一期工程的120億m3的天然氣還多[1-4]。煤礦乏風具有3個特點：乏風量巨大，一個典型煤礦主排風口的乏風量為60萬～100萬m3/h；乏風中的瓦斯?jié)舛确浅５?，一般?.10%～0.75%范圍內(nèi)；乏風量、瓦斯?jié)舛炔▌臃秶蟆＿@些特征決定了乏風超低濃度瓦斯的大規(guī)模高效綜合利用仍然是一個世界性的難題,這些甲烷長期以來都只能被放置在大氣中,造成了巨大的溫室氣體污染。

國內(nèi)外對于煤礦乏風瓦斯的利用主要側(cè)重于熱逆流氧化技術(shù)的研究，并取得了一定進展[5-7]。AUBE F[8]等首先建立了一個用來消除大氣污染中煤礦風排低濃度瓦斯氣體的數(shù)學模型,并對該種直徑200 mm和500 mm的反應器裝置在不同參數(shù)下進行了仿真，所得實際結(jié)果與預測結(jié)果比較吻合；LITTO R[9]等對低濃度甲烷的氧化和燃燒方法進行了參數(shù)優(yōu)化研究，SALOMONS S[10]等通過新的研究結(jié)果表明，當負載甲烷催化濃度約為0.19%時，逆流自熱反應催化技術(shù)能夠有效地達到維持負載甲烷更高的化學轉(zhuǎn)化熱效率；王盈[11]等人利用小型逆流反應催化裝置對含有負載甲烷貴金屬的自熱催化劑，進行了一次用較低濃度的負載甲烷自熱流向運動變換自熱催化和甲烷燃燒的反應試驗，結(jié)果表明：當負載甲烷的催化濃度大約為0.5%時,該反應裝置可以立即甚至連續(xù)進行一次自熱反應[12-13]?；诖?，本文構(gòu)建了礦井乏風在錐形燃燒器中燃燒的數(shù)值計算模型，并針對不同乏風體積分數(shù)對燃燒特性和污染物排放情況進行數(shù)值模擬，并分析不同體積分數(shù)瓦斯的貧燃溫度，為礦井乏風瓦斯的高效、大規(guī)模利用與節(jié)能減排奠定應用基礎。

1 幾何模型建立及網(wǎng)格劃分

錐形燃燒器的幾何模型結(jié)構(gòu)如圖1所示，在中心區(qū)域包含一個小的噴嘴，在模擬錐形燃燒器燃燒的過程中，計算得出這個模型的網(wǎng)格數(shù)和數(shù)值模擬結(jié)果之間有著直接關(guān)系，一般來說，隨著網(wǎng)格密度的提高，計算精確率就會越來越高，但是當網(wǎng)格數(shù)量過于密集時，則會影響CPU計算時間及所需的計算內(nèi)存；同時，計算的精度與網(wǎng)格密度不一定會呈現(xiàn)出線性關(guān)系，在某些場合中，如果當計算出的網(wǎng)格密度達到了特定程度時，繼續(xù)增加網(wǎng)格密度，計算誤差反而可能會增大[14]。因此，本文通過采用Gambit軟件的Submap方式對所建立的物理模型進行了四面體的網(wǎng)格劃分，其中網(wǎng)格個數(shù)為793 518個。網(wǎng)格劃分后的物理模型如圖2所示。

圖1 錐形燃燒器幾何模型

圖2 網(wǎng)格劃分

甲烷具有特有的四面體結(jié)構(gòu)和很大的C-H鍵能，具有很高的著火溫度和較低的火焰?zhèn)鞑ニ俣龋淄槿紵^程中涉及的化學反應如下[15]：

CH4+1.5O2→CO+2H2O

CO+0.5O2→CO2

CO2→CO+0.5O2

N2+O2→2NO

2 數(shù)值方法

2.1 數(shù)學模型

采用組分輸運模型研究脈動燃燒器內(nèi)氣體燃燒過程，考慮到燃燒系統(tǒng)的復雜性，做如下假設：

(1)礦井乏風屬于多組分氣體，混合氣體組分僅考慮氮氣、氧氣、甲烷、二氧化碳，主要可燃氣體為甲烷；

(2)混合可燃氣體為不可壓縮流體；

(3)脈動燃燒器中的流動為二維定常湍流。

基于以上假設，控制方程可以表示如下：

連續(xù)方程：

(1)

動量方程：

(2)

式中：Ui、Uj——xi、xj方向的速度，m/s；

ρ——流體密度，kg/m3；

Uj——xj方向的速度，m/s；

p——空氣壓力，Pa；

μ——空氣動力黏度，N·S/m2。

由于脈動燃燒器進氣過程不涉及傳熱，僅在計算流體密度的過程中考慮流體溫度，可認為滿足能量守恒。

在各種湍流模型中，以K-ε模型最為典型，應用最為廣泛，同時，低濃度瓦斯脈動燃燒器的進氣可以視為各向同性的均勻湍流，因此選用精度較高且穩(wěn)定的K-ε模型，控制方程如下：

湍流脈動動能k方程：

(3)

湍流耗散率ε方程：

(4)

式中：k——湍流動能，m2/s2;

μi——分子粘度，kg/(m·s);

Gk——速度梯度引起的應力源項；

Gb——浮力引起的湍流動能k的產(chǎn)生項；

YM——可壓縮湍流中的脈動擴張項；

Sk、Sε——自定義源項；

σk、σμ——湍流動能k和湍流耗散率ε的普朗特數(shù)，分別取1.0、1.3；

G1ε、G2ε、G3ε——經(jīng)驗常數(shù)，分別取1.44、1.92、0.09。

2.2 邊界條件設定及求解

本文采用RNGK-ε湍流模型及SIMPLE算法，保持Fluent默認的松弛因子不變，壓力采用二階迎風，動量采用一階迎風，湍流動能采用一階迎風，湍流耗散率采用一階迎風。入口邊界條件采用速度入口，湍流強度為0.063，水力直徑為0.056 m；出口邊界條件采用充分發(fā)展的壓力出口，湍流強度為0.081，水力直徑為0.064 m；壁面采用標準壁面函數(shù)。在初始化后，先對冷態(tài)場進行計算，冷態(tài)場計算收斂后，再進行熱態(tài)場計算。

3 計算結(jié)果和分析

3.1 燃燒器內(nèi)流場模擬

礦井乏風瓦斯(體積分數(shù)為0.75%)以25 m/s速度進入燃燒器，采用穩(wěn)態(tài)模擬方法研究燃燒器熱氛圍溫度為1 000 K時乏風燃燒的發(fā)生和發(fā)展過程，通過數(shù)值計算得到燃燒器內(nèi)的生成情況，如圖3所示。

由圖3可以看出，礦井乏風沿著中心軸線方向射入熱氛圍后，由于遇熱在燃燒器中心軸線方向發(fā)生多點自燃現(xiàn)象，瓦斯?jié)舛冉档?.67%；隨著火焰迅速向軸線方向擴散，逐漸形成穩(wěn)定的軸向火焰；同時，在回流區(qū)生成了少量二氧化碳，在燃燒器出口處二氧化碳濃度達到了0.031 9%。

圖3 燃燒器內(nèi)的生成情況

3.2 礦井乏風貧燃極限

乏風瓦斯中的主要成分是氮氣、氧氣和甲烷，低濃度瓦斯上限約為0.7%，因此，需要不同體積分數(shù)瓦斯的貧燃溫度極限。分別研究乏風瓦斯體積分數(shù)為0.1%、0.2%、0.3%和0.4%時，不同氛圍溫度下燃燒器內(nèi)乏風瓦斯減少情況，如圖4所示。

由圖4可以看出，當乏風瓦斯體積分數(shù)小于0.1%時，燃燒器內(nèi)不會發(fā)生燃燒反應；當乏風瓦斯體積分數(shù)大于0.4%，燃燒器內(nèi)氛圍溫度達到200 K時，燃燒器內(nèi)瓦斯體積分數(shù)減少量增加。

圖4 不同乏風瓦斯體積分數(shù)、氛圍溫度下甲烷減少體積分數(shù)

3.3 乏風瓦斯體積分數(shù)對燃燒特性影響

為了分析乏風瓦斯體積分數(shù)對燃燒器內(nèi)燃燒特性的影響，分別研究乏風瓦斯體積分數(shù)為0.30%、0.45%、0.60%和0.75%時，燃燒器熱氛圍溫度為700 K和1 000 K時燃燒器內(nèi)乏風甲烷減少情況和燃燒器內(nèi)溫度上升情況，如圖5和圖6所示。

圖5 燃燒器內(nèi)乏風瓦斯減少分數(shù)

圖6 燃燒器內(nèi)溫度上升幅度

由圖5和圖6可以看出，當燃燒器的熱氛圍溫度為700 K時，燃燒器內(nèi)不能形成穩(wěn)定的燃燒火焰，當入口乏風瓦斯體積分數(shù)為0.30%時，燃燒器內(nèi)甲烷減少體積分數(shù)為0.17%，而隨著燃燒器內(nèi)氛圍溫度上升到1 000 K時，甲烷減少體積分數(shù)為4.84%，當隨著入口乏風瓦斯體積分數(shù)提高到0.75%時，甲烷減少體積分數(shù)提高到9.17%；當燃燒器的熱氛圍溫度為700 K時，由于甲烷體積分數(shù)較低，燃燒器內(nèi)出現(xiàn)低溫氧化情況，溫度上升幅度在0.020%～0.145%；隨著燃燒器內(nèi)氛圍溫度上升到1 000 K時，氣相燃燒發(fā)熱量增加，燃燒器內(nèi)溫度增加，溫度上升幅度在0.333%～1.636%。

3.4 乏風瓦斯體積分數(shù)對污染物生成影響規(guī)律

根據(jù)上文分析可知，在氛圍溫度為700 K時，燃燒情況較差，相較于1 000 K來說變化較小，所以為了分析入口乏風瓦斯體積分數(shù)對燃燒器內(nèi)污染物生成的影響規(guī)律，故研究入口乏風瓦斯體積分數(shù)為0.30%、0.45%、0.60%和0.75%，燃燒器熱氛圍溫度為1 000 K時，燃燒器對稱軸線上不同位置二氧化碳和一氧化碳的排放情況，如圖7所示。

由圖7可以看出，礦井乏風進入燃燒器后，一部分甲烷會首先經(jīng)過分解而生成CH3、CH2和CH等多種碳氫化合物，這些多種類碳氫化合物沿著對稱軸方向向前擴散，并在燃燒器內(nèi)發(fā)生大量的燃燒反應，生成少量二氧化碳和少量的一氧化碳；當燃燒器入口乏風瓦斯體積分數(shù)為0.30%時，燃燒器對稱軸線上二氧化碳生成量的體積分數(shù)小于4×10-6%，一氧化碳生成量的體積分數(shù)小于9×10-4%；隨著燃燒器內(nèi)乏風體積分數(shù)提高，燃燒器內(nèi)具有的氧化性氣氛較強，燃燒器對稱軸線上不同位置二氧化碳和一氧化碳生成量也在增高，當燃燒器入口乏風瓦斯體積分數(shù)提高至0.75%時，對稱軸線上的二氧化碳體積分數(shù)生成量增加867.61%，一氧化碳體積分數(shù)生成量增加283.02%。

圖7 乏風瓦斯體積分數(shù)對二氧化碳、一氧化碳排放影響情況

4 結(jié)語

(1)采用組分輸運模型對礦井乏風與空氣混合氣體在二維錐形燃燒器的燃燒過程進行了研究，確定了體積分數(shù)為0.75%的瓦斯在燃燒后，瓦斯?jié)舛妊刂S線濃度降低至2.67%，同時在回流區(qū)生成了少量二氧化碳，在燃燒器出口處二氧化碳濃度達到了0.031 9%。

(2)當乏風瓦斯體積分數(shù)小于0.1%，氛圍溫度不會對燃燒器內(nèi)瓦斯的燃燒反應產(chǎn)生影響，當乏風瓦斯體積分數(shù)為0.2%～0.4%，其貧燃溫度為400 K，隨著體積分數(shù)進一步提高，貧燃溫度降低。

(3)低濃度瓦斯體積分數(shù)影響燃燒器內(nèi)污染物生成情況，隨著乏風瓦斯體積分數(shù)提高，燃燒器內(nèi)氧化性氣氛較強，一氧化碳和二氧化碳體積分數(shù)生成量顯著增加。

(4)通過對鍋爐中摻燒礦井乏風后的燃燒特性進行數(shù)值模擬，確定乏風瓦斯體積分數(shù)對鍋爐燃燒特性和污染物生成特性的影響。