鞠睿，王詩洋

（河南城建學(xué)院，河南平頂山 467041）

引言

一直以來，提高燃燒效率以降低化石燃料消耗和二氧化碳排放成為了燃燒研究的關(guān)鍵問題。通過先進(jìn)的熱回收系統(tǒng)可以實(shí)現(xiàn)熱量利用的高效率，但隨著燃燒器入口溫度的升高，整體燃燒溫度也隨之升高，導(dǎo)致了較大的NOx 排放。隨著《鋼鐵燒結(jié)、球團(tuán)工業(yè)大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》（GB 28662-2012）和《鍋爐大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》（GB 13271-2014）的實(shí)施，國家環(huán)保要求氮氧化合物的排放值限值在300 mg/m3以下［1］。因此，減少NOx 排放對環(huán)境（氣候變化、酸雨、光化學(xué)煙霧）的不利影響，加大技術(shù)創(chuàng)新力度，引進(jìn)新技術(shù)，尤其是開發(fā)一種能夠在低NOx 排放的情況下實(shí)現(xiàn)大幅節(jié)能的燃燒技術(shù)至關(guān)重要。

Choi和Katsuki［2］研究了在工業(yè)玻璃熔爐中進(jìn)行無焰氧化的可行性。如果燃燒空氣預(yù)熱到燃油自燃溫度以上，即使使用低熱值燃油和低氧氣濃度，燃燒過程也能保持。研究結(jié)果還表明，NOx 的形成是由燃料和預(yù)熱空氣之間的混合過程控制的。Flamme［3］研究了溫和燃燒在工藝溫度約為1 600 ℃的玻璃熔窯上的應(yīng)用，使溫度高達(dá)1 350 ℃。在300 kW爐上的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，用回?zé)崾饺紵魅〈鷤鹘y(tǒng)燃燒器，可顯著降低NOx 排放量，從0.15%降至安全值，低至0.01%。

但對于煙氣再循環(huán)對燃燒的影響研究較少，因此研究利用Ansys 軟件建立了煙氣再循環(huán)燃燒器模型，通過對溫度場、速度場、燃燒結(jié)果進(jìn)行模擬計(jì)算，完成燃燒器的模擬及優(yōu)化。

1 問題描述及假設(shè)說明

1.1 問題描述

燃燒器設(shè)計(jì)功率為10.5 kW，燃燒室為圓柱形，半徑為0.05 m，長度為0.6 m。燃燒室通過位于燃燒器內(nèi)部的長度為0.45 m、半徑為0.02 m 的火焰管促進(jìn)煙氣的內(nèi)部再循環(huán)。在燃燒室外部，裝有與燃燒室同軸的輻射管，輻射管外部設(shè)有鎳鐵合金護(hù)罩和水熱交換器。燃料和空氣通過分離的噴嘴進(jìn)入燃燒室。燃料在燃燒器中心噴射，空氣從外部環(huán)形空間供給。燃燒室的三維視圖如圖1所示。

圖1 燃燒室的三維視圖

為了獲得最佳的燃燒器入口尺寸，分別模擬進(jìn)氣直徑為8 mm、10 mm、12 mm、16 mm、20 mm 的燃燒效果。

1.2 網(wǎng)格劃分

考慮到高溫?zé)煔夂凸腆w邊界之間的輻射效應(yīng)和熱交換的影響，網(wǎng)格分為燃燒室區(qū)域和煙氣區(qū)域，兩個(gè)固體域分別是火焰管和輻射管。在燃燒室與煙氣區(qū)域連接處為再循環(huán)入口。

為研究流動傳熱，對管壁及其兩側(cè)進(jìn)行網(wǎng)格加密，增比ratio=1.2。網(wǎng)格由四面體網(wǎng)格（煙氣區(qū)）和六面體網(wǎng)格（燃燒室區(qū)、火焰管和輻射管）組成。其中包含143 000 個(gè)四面體和207 000 個(gè)六面體網(wǎng)格。采用混合網(wǎng)格可減少精確離散計(jì)算域所需的單元數(shù)。

1.3 物理模型

采用Ansys-fluent 進(jìn)行模擬，求解器設(shè)定為Pressure-based、Steady。模型設(shè)置：求解質(zhì)量方程、動量方程、能量方程，湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε 模型，輸運(yùn)方程Cε設(shè)置為1.6。輻射模型選用Do模型。燃燒模型采用渦流耗散模型/有限速率化學(xué)（EDM/FRC）相結(jié)合的方法。程序采用有限速率化學(xué)燃燒（FRC）模型和簡化的一步動力學(xué)機(jī)制對熱NO 生成進(jìn)行了建模。

1.4 參數(shù)設(shè)置

考慮到空氣的預(yù)熱，其密度按不可壓縮流體考慮，采用線性插值的方法對溫度變化的物性參數(shù)進(jìn)行計(jì)算。標(biāo)準(zhǔn)壓力（p=101.325 kPa）下空氣和煙氣物性參數(shù)分別見表1-2，并將表中的參數(shù)輸入Fluent軟件中。

表1 標(biāo)準(zhǔn)壓力（p=101.325 kPa）下空氣物理性質(zhì)參數(shù)

甲烷燃燒采用了簡單的一步整體機(jī)制

1.5 模擬求解

各方程離散及求解方法：

表2 標(biāo)準(zhǔn)壓力（p=101.325kPa）下煙氣物理性質(zhì)參數(shù)

（1）Pressure-VelocityCouplingScheme采用Coupled

（2）Gradient選擇Least Squares Cell Based

（3）Pressure選擇BodyForce Weigh-ted；Momentum

（4）TurbulentKineticEnergy、TurbulentDissipationRate、Energy、DiscreteOrdinates 均采用SecondOrderUpwind格式。

（5）松弛因子設(shè)定：Pressure、Density、Body-Forces分別取0.3、1、1，Momentum、TurbulentKineticEner-gy、TurbulentDissipationRate、TurbulentViscosity、Energy、DiscreteOrdinates 分別取0.7、0.8、0.8、1、1。

（6）殘差設(shè)定：除energy 和do-intensity 為10-6外，其余均為10-4。

初始化：Turbulent Kinetic Energy=1，Turbulent Dissipation Rate=1，Temperature=1 500 K。

經(jīng)迭代計(jì)算，得到結(jié)果。

2 模擬結(jié)果

2.1 煙氣再循環(huán)對溫度場的影響

再循環(huán)程度用再循環(huán)系數(shù)來表示。再循環(huán)系數(shù)定義為：

式中：mA——流入反應(yīng)區(qū)的燃?xì)馀c空氣總的質(zhì)量流量；

mB——再循環(huán)到反應(yīng)區(qū)的煙氣的質(zhì)量流量。

表3為過剩空氣系數(shù)為56%，設(shè)計(jì)功率為10.5 kW時(shí)，不同進(jìn)氣口橫截面積的再循環(huán)系數(shù)k 的模擬結(jié)果。從模擬結(jié)果可以看到，當(dāng)橫截面積減小時(shí)，k 增大，變化范圍為：k=23%～173%。

表3 不同進(jìn)氣截面的再循環(huán)系數(shù)k的計(jì)算結(jié)果

圖2顯示了不同再循環(huán)程度下燃燒器中的溫度分布。隨著再循環(huán)程度的增加，燃燒器中的溫度分布更加均勻。

圖2可以看到，當(dāng)燃?xì)馊肟谥睆阶冃r(shí)，燃燒器中的最高溫度下降。峰值溫度從20 mm 的2 572 K降低到10 mm 的2 019 K，降低了500 K 以上。這是由于煙氣的再循環(huán)度增加后，加強(qiáng)了氣流混合，使得燃燒溫度場溫差變小，同時(shí)令溫度場更加均勻。

圖2 不同入口直徑的溫度分布

圖3 示出了徑向距離r=7 mm 處不同進(jìn)氣橫截面積下的溫度的軸向分布。

圖3 不同入口直徑在r=7 mm時(shí)的軸向溫度分布

選擇徑向距離r=7 mm，因?yàn)樗鼘?yīng)于進(jìn)氣噴嘴的中部。［4-5］由于燃燒熱釋放而導(dǎo)致的溫度升高是劇烈的，四組燃燒器的溫差分別為1 400 K、1 200 K，850 K和830 K。

其中，除了進(jìn)口直徑為20 mm 的燃燒器在進(jìn)氣階段溫度下降外，其余三組燃燒器均存收到煙氣回流的影響，溫度升高。入口段溫度峰值位于x=100～150 mm 處，是燃燒前高溫?zé)煔膺M(jìn)入反應(yīng)區(qū)間放熱對平均溫度的影響，對于較小的再循環(huán)度，再循環(huán)煙氣流量少，煙氣對反應(yīng)物熱容的貢獻(xiàn)可以忽略不計(jì)，因此直徑20 mm 燃燒器的不存在入口段溫度峰值。而入口直徑為16 mm 的燃燒器，盡管再循環(huán)煙氣起到了提升溫度的作用，但溫差很大，溫度分布不夠均勻，不利于NOx的降低。

分析沿燃燒器不同軸向距離的溫度徑向分布能更加清晰的反應(yīng)溫度分布。［6］從圖4 可以看到，在燃燒區(qū)150 mm前，進(jìn)口直徑20 mm徑向溫度變化較大，到150～250 mm 時(shí)，16 mm 的燃燒器徑向溫度產(chǎn)生了很大的變化，8 mm、10 mm、12 mm 的一直具有較均勻的溫度分布。因此入口直徑為12mm 以下的燃燒器具有較好的再循環(huán)效果，比較符合燃燒器設(shè)計(jì)要求。

圖4 不同軸向坐標(biāo)下不同再循環(huán)度下的溫度徑向分布

2.2 過?？諝庀禂?shù)的影響

不同入口管徑燃燒器再循環(huán)系數(shù)隨過?？諝庀禂?shù)變化見圖5，不同入口直徑的燃燒器NOX 濃度隨過?？諝庀禂?shù)變化見圖6。

圖5 入口管徑燃燒器再循環(huán)系數(shù)隨過?？諝庀禂?shù)變化圖

圖6 入口直徑燃燒器NOX濃度隨過?？諝庀禂?shù)變化圖

從圖5可以看到，隨著過剩空氣系數(shù)的增加，再循環(huán)系數(shù)k略有增加，但是受到的影響有限，在該研究中，出口直徑的設(shè)計(jì)只考慮再循環(huán)系數(shù)和引起溫度場的均勻性。根據(jù)圖3 和圖4 的模擬結(jié)果，入口直徑20 mm 的燃燒器再循環(huán)系數(shù)過小，溫度場溫差較大。下面只研究進(jìn)口直徑16 mm以下的燃燒器。

對于圖6 ?？諝庀禂?shù)的影響，當(dāng)過量空氣從16%增加到56%時(shí)，受到煙氣再循環(huán)的影響和更低的煙氣平均溫度，NOX濃度迅速下降，從約0.027%降低到0.0029%。考慮到NOX的濃度和過?？諝饬康暮侠硇?，設(shè)計(jì)采用56%的過?？諝庀禂?shù)，此時(shí)入口直徑10 mm 和8 mm 的燃燒器NOX濃度均低于0.005%。

（3）負(fù)荷變化對再循環(huán)系數(shù)的影響

為測試燃燒器在非額定工況下的燃燒情況，模擬了在80%、85%、90%、95%負(fù)荷情況下的再循環(huán)情況，計(jì)算結(jié)果見表4。在變負(fù)荷時(shí)，再循環(huán)系數(shù)穩(wěn)定，可以達(dá)到使用要求。

表4 負(fù)荷變化對再循環(huán)系數(shù)的影響

3 結(jié)論

本文用Fluent對一種煙氣再循環(huán)的燃燒器進(jìn)行了數(shù)值研究，研究發(fā)現(xiàn)：

（1）當(dāng)燃燒器在再循環(huán)燃燒模式下運(yùn)行時(shí)，其燃?xì)馇闆r有所改善，燃燒器內(nèi)部的溫度也更均勻。

（2）設(shè)計(jì)了在制定熱負(fù)荷條件下的最佳燃?xì)馊肟谥睆健?/p>

（3）研究了通過增加空氣量和增加再循環(huán)度抑制NOx 排放。根據(jù)曲線變化情況，通過從NO 濃度與再循環(huán)度曲線外推數(shù)據(jù)，可以實(shí)現(xiàn)的NOx 的排放預(yù)測。