陳冬林， 成 珊， 贠 英， 鄧 濤

（長沙理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，長沙 410114）

目前，我國鋼鐵、有色冶金及化工等行業(yè)每年會產(chǎn)生大量的低熱值（3200～7600kJ／m3）伴生氣體，其中一部分直接對空排放燃燒，另一部分送入大型燃煤鍋爐中摻燒，或在工業(yè)爐窯中采用高溫預(yù)熱空氣技術(shù)燃燒［1-4］，而在中小型工業(yè)鍋爐中很少直接燃燒利用，其主要原因是低熱值氣體著火困難，燃燒穩(wěn)定性差.基于蓄熱體的蓄熱式高溫預(yù)熱空氣燃燒技術(shù)雖然能直接燃燒低熱值氣體燃料，但這種燃燒技術(shù)所采用的蓄熱載體價格昂貴、極易堵塞和高溫腐蝕［5］，因而制約了其在工業(yè)爐窯上的大面積推廣.為了解決中小型工業(yè)爐窯直接燃燒低熱值氣體的技術(shù)難題，作者提出了一種基于回流高溫?zé)煔舛喽巫灶A(yù)熱的燃燒方法，并對其燃燒特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，以期為研究者提供一些借鑒.

1 燃燒器預(yù)熱室結(jié)構(gòu)

筆者提出的多段式自預(yù)熱燃燒器的主要部件為預(yù)熱室與燃燒室.該燃燒器不需要外部裝置輔助加熱，而是利用其特殊結(jié)構(gòu)使高溫?zé)煔饣亓鱽眍A(yù)熱空氣及燃料，并在煙氣回流的影響下，使燃燒室內(nèi)的煙氣與反應(yīng)物強(qiáng)烈混合，對反應(yīng)物起到較強(qiáng)的預(yù)熱和稀釋作用.其主要特點(diǎn)是：（1）空氣進(jìn)入進(jìn)口風(fēng)箱后，在冷卻高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)煙氣的同時得到第一次預(yù)熱；（2）燃料和空氣分別進(jìn)入高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)的燃料管和空氣管后，與高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)逆向流動的高溫?zé)煔獍l(fā)生強(qiáng)對流換熱，使空氣得到第二次預(yù)熱，燃料得到第一次預(yù)熱；（3）當(dāng)燃料和空氣離開高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)的燃料管和空氣管進(jìn)入一端封閉的燃燒室后，與逆向流動的火焰和高溫?zé)煔獍l(fā)生直接混合與強(qiáng)對流換熱，使空氣得到第三次加熱，燃料得到第二次加熱.傳統(tǒng)燃燒器燃燒室與多段式自預(yù)熱燃燒器燃燒室的對比示意圖見圖1.

圖1 燃燒器燃燒室示意圖Fig.1 Schematic diagram of the combustion chamber

采用數(shù)值模擬方法對預(yù)熱室結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，并對該燃燒器燃?xì)獾娜紵匦约癗Ox排放特性進(jìn)行研究.建立了4種不同結(jié)構(gòu)的多段式自預(yù)熱燃燒器預(yù)熱室物理模型，見圖2.

圖2 燃燒器預(yù)熱室結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the preheating chamber

由圖2可以看出，結(jié)構(gòu)1～3中，進(jìn)口風(fēng)箱內(nèi)的空氣進(jìn)入高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)的上下2根空氣管，再噴入燃燒室內(nèi)，結(jié)構(gòu)4中，進(jìn)口風(fēng)箱內(nèi)空氣進(jìn)入高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)的左右2根空氣管，再噴入燃燒室內(nèi).燃?xì)饩鶑耐饨缰苯舆M(jìn)入套在高溫?zé)煔饣亓鞴軆?nèi)的燃?xì)夤埽诮Y(jié)構(gòu)1中，燃?xì)夤転?根水平管，在結(jié)構(gòu)2中，燃?xì)夤転檠厮椒较蚍植嫉?根水平管，在結(jié)構(gòu)3中，燃?xì)夤転檠厮椒较蚍植嫉?根水平管，在結(jié)構(gòu)4中，燃?xì)夤転檠馗邷責(zé)煔夤茏呦虻?根彎管.

燃燒器額定熱負(fù)荷為1005kW，設(shè)計燃料為高爐煤氣，其熱值約為3000kJ／m3，φ（CO）＝25%、φ（CO2）＝15%、φ（N2）＝55%和其他微量成分的體積分?jǐn)?shù)為5%，過量空氣系數(shù)為1.2.在100%負(fù)荷（額定負(fù)荷）下，空氣與燃?xì)膺M(jìn)口速度分別為50m／s與45m／s，80%負(fù)荷下分別為40m／s與36m／s，60%負(fù)荷下分別為30m／s與27m／s，40%負(fù)荷下為20m／s與18m／s.其他參數(shù)見表1.

表1 燃燒器設(shè)計參數(shù)Tab.1 Design parameters for the burner

2 數(shù)值模擬

在Fluent軟件中，選用標(biāo)準(zhǔn)k－ε湍流模型以及EDC燃燒模型進(jìn)行燃燒模擬時，燃燒室內(nèi)的平均速度和溫度與實(shí)際值偏差在5%以內(nèi)［6］，認(rèn)為模擬結(jié)果是可信的，所以利用商業(yè)軟件Fluent 6.3完成數(shù)值模擬研究.

為提高計算速度、獲得更精確的模擬結(jié)果，盡可能使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對模型進(jìn)行劃分.選用k－ε湍流模型、EDC燃燒模型及DO輻射模型進(jìn)行計算，使用分離求解器，并采用Simple算法進(jìn)行壓力和速度耦合［7］，所有的控制方程均采用二階迎風(fēng)格式.假定混合物滿足理想氣體狀態(tài)方程，混合物比定壓熱容cp通過溫度與比熱容的多項(xiàng)式確定［8-11］.

邊界條件均設(shè)定為：速度進(jìn)口，壓力出口.初始化采用all－zones計算平均值.收斂條件：能量方程殘差小于10－6，其他殘差小于10－4，NOx預(yù)測包括熱力型NOx和快速型NOx，考慮湍流波動對時均反應(yīng)率影響，收斂標(biāo)準(zhǔn)定為10－5［12-13］.

3 結(jié)果分析

3.1 流場

圖3給出了采用傳統(tǒng)燃燒器與多段式自預(yù)熱燃燒器時的燃燒室典型流場分布.采用傳統(tǒng)燃燒器時，反應(yīng)物在燃燒室內(nèi)流速低，卷吸作用不強(qiáng)，且較少發(fā)生回流，在燃燒室內(nèi)經(jīng)歷路程短；采用多段式自預(yù)熱燃燒器時，全部反應(yīng)物經(jīng)小噴嘴噴入爐內(nèi)，射流速度較高，在燃燒室內(nèi)形成一個由反應(yīng)物組成的噴向燃燒室末端的中心射流，射流在向前運(yùn)動的過程中大量卷吸周圍煙氣，并在到達(dá)燃燒室末端時由于壓力升高而發(fā)生回流，轉(zhuǎn)而向燃燒室進(jìn)口方向流動，經(jīng)歷路程相對較長.

圖3 燃燒室典型流場分布Fig.3 Typical flow fields in the combustion chamber

3.2 煙氣卷吸率

燃燒室內(nèi)對反應(yīng)物的稀釋過程是一個至關(guān)重要的過程.為定量分析反應(yīng)物和燃燒產(chǎn)物混合的均勻程度，定義煙氣卷吸率（Kv）為卷吸的煙氣質(zhì)量流量（有效截面積上總的質(zhì)量流量減去進(jìn)口空氣和燃料的總質(zhì)量流量）與進(jìn)口空氣和燃料的總質(zhì)量流量之比［14－15］，即

式中：ρinlet（x）為距燃燒室進(jìn)口x處的yz平面上向燃燒室內(nèi)部方向流動的質(zhì)量流量；ρ0（0）為進(jìn)口處空氣和燃?xì)獾目傎|(zhì)量流量.

根據(jù)式（1）可知，對于相同的空氣和燃?xì)膺M(jìn)口質(zhì)量流量，ρinlet越大，則Kv越大，即對反應(yīng)物的稀釋程度越高.ρinlet及Kv均通過CFD數(shù)據(jù)根據(jù)式（1）計算而得.

采用多段式自預(yù)熱燃燒器預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1～4時，煙氣卷吸率Kv隨與燃燒室入口距離x的變化情況如圖4所示.在燃燒室前半段，射流向燃燒室內(nèi)部流動，其距燃燒室入口距離x不斷增大，更多煙氣被卷吸進(jìn)射流中，煙氣卷吸率呈現(xiàn)不斷升高趨勢，在燃燒室中心位置達(dá)到最大值，增長率在0.12～0.71；在燃燒室后半段，射流與燃燒室封閉的末端越來越接近，射流速度降低并發(fā)生方向的轉(zhuǎn)變，煙氣卷吸率略有下降.

圖4 煙氣卷吸率隨與燃燒室入口距離的變化Fig.4 Curves of flue gas recirculation rate varying with the distance of combustion chamber inlet

從圖4還可以看出，結(jié)構(gòu)1、結(jié)構(gòu)2分別將燃?xì)夥譃?束和2束噴入燃燒室，煙氣卷吸率相差不大；結(jié)構(gòu)3、結(jié)構(gòu)4將燃?xì)夥譃?束噴入燃燒室，煙氣卷吸率與結(jié)構(gòu)1、結(jié)構(gòu)2相比降低10%～30%.

3.3 溫度分布

圖5給出了采用傳統(tǒng)燃燒器與多段式自預(yù)熱燃燒器在典型負(fù)荷工況下的燃燒室溫度場.可以看出，采用4種不同預(yù)熱室結(jié)構(gòu)的多段式自預(yù)熱燃燒器時，由于結(jié)構(gòu)1～4的反應(yīng)物與煙氣換熱面積依次增大（表1），反應(yīng)物預(yù)熱后達(dá)到的平均溫度也依次升高（分別約為790K、950K、1100K、1200K）.

采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1時，燃?xì)忸A(yù)熱效果不佳，導(dǎo)致燃燒室在入口處有明顯的低溫區(qū)（溫度處于300～1000K的區(qū)域），但燃燒室溫度分布均勻，96%以上空間溫度分布在1500～1580K；采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)2時，燃燒室入口處的溫度有所上升，低溫區(qū)減小，但直到燃燒室中心區(qū)域反應(yīng)程度才加劇，燃燒室92%以上空間溫度分布在1500～1580K；采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)3時，由于反應(yīng)物預(yù)熱效果增強(qiáng)，燃燒室入口處低溫區(qū)小，平均溫度升高，但燃燒室溫度分布均勻性降低，約89%空間溫度處于1580～1660K；采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)4時，燃燒室入口處溫度相比結(jié)構(gòu)1～3是最高的，且反應(yīng)物噴嘴個數(shù)比結(jié)構(gòu)1和結(jié)構(gòu)2多，反應(yīng)物更易混合均勻，因此進(jìn)入燃燒室后立即劇烈反應(yīng)，很快達(dá)到1900K附近的峰值溫度，但燃燒室內(nèi)的溫度分布不均勻程度繼續(xù)增大，不到85%的空間溫度處于1660～1740K.

圖5 燃燒室溫度分布Fig.5 Temperature distribution in the combustion chamber

從圖4煙氣卷吸率分析可以看出，燃燒室卷吸作用越劇烈，反應(yīng)物被煙氣稀釋的程度越高，燃燒反應(yīng)相對更緩慢，因而整體溫度場更均勻.

比較所有燃燒室溫度可以發(fā)現(xiàn)，采用多段式自預(yù)熱燃燒器時，從結(jié)構(gòu)1到結(jié)構(gòu)4，燃燒室的峰值溫度從1580K上升到1900K，處于峰值溫度的區(qū)域面積增大，平均溫度也由1550K上升到1700K；采用傳統(tǒng)燃燒器時，相同負(fù)荷下的平均溫度較低，在1350K左右，而在40%負(fù)荷下不能著火，即負(fù)荷適應(yīng)性比多段式自預(yù)熱燃燒器差.

從圖6可以看出，采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1～4的燃燒器燃燒時，由于燃燒器內(nèi)的預(yù)熱效果依次增強(qiáng)，燃燒室中軸線上入口處溫度也依次由300K上升到1200K，燃燒室內(nèi)溫度達(dá)到相對穩(wěn)定的位置也更靠近反應(yīng)物入口處，并且峰值溫度從1580K上升到1900K，穩(wěn)定溫度由1550K上升到1700K.

圖6 燃燒室中軸線溫度分布Fig.6 Temperature distribution along the center line of combustion chamber

其中，預(yù)熱室結(jié)構(gòu)2由于在高溫?zé)煔饣亓鞴苤行奈丛O(shè)置反應(yīng)物入口管，燃燒室中軸線上并無反應(yīng)物入口射流，所以燃燒室中軸線入口處受回流煙氣影響較大，溫度高于其他預(yù)熱室結(jié)構(gòu)的燃燒器，但隨著與燃燒室入口距離x的增加，受周圍反應(yīng)物射流影響增加，中軸線溫度呈現(xiàn)先下降后上升的趨勢.

3.4 燃盡率

根據(jù)數(shù)值計算結(jié)果可得，采用不同預(yù)熱室結(jié)構(gòu)的燃燒器時，煙氣回流管出口處的CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)如圖7所示（預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1～4下，煙氣中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為0.017±0.0005、0.016±0.0005、0.008±0.0005、0.005±0.0005）.根據(jù)燃燒前后總質(zhì)量守恒和燃燒室進(jìn)口CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)可計算出燃盡率，結(jié)果見圖8.從圖7和圖8可以看出，預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1～4的多段式自預(yù)熱燃燒器燃盡率受負(fù)荷變化的影響均維持在0.14%以內(nèi)，燃燒效率高.

圖7 預(yù)熱室結(jié)構(gòu)對出口處CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)的影響Fig.7 Effect of the structure of preheating chamber on the outlet CO mass concentration

采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1～4的燃燒器時，受到反應(yīng)物預(yù)熱效果不斷增強(qiáng)的影響，燃燒室內(nèi)的反應(yīng)劇烈程度增加，平均溫度上升，導(dǎo)致燃燒器內(nèi)的燃盡率提高，燃料利用率提高.其中結(jié)構(gòu)2比結(jié)構(gòu)1下燃盡率高約4.5%，結(jié)構(gòu)3比結(jié)構(gòu)2下燃盡率高約7%，結(jié)構(gòu)4比結(jié)構(gòu)3下燃盡率高約3.5%.

圖8 預(yù)熱室結(jié)構(gòu)對燃盡率的影響Fig.8 Effect of the structure of preheating chamber on the burn－out rate

3.5 NOx體積分?jǐn)?shù)

圖9給出了預(yù)熱室結(jié)構(gòu)對NOx體積分?jǐn)?shù)的影響.從圖9可以看出，生成NOx的體積分?jǐn)?shù)與燃燒器負(fù)荷緊密相關(guān)，這是因?yàn)槿紵髫?fù)荷降低時，反應(yīng)物進(jìn)口流速降低，在燃燒室停留時間增加，射流卷吸率降低，導(dǎo)致反應(yīng)物的稀釋程度不夠，燃燒反應(yīng)快速進(jìn)行，峰值溫度高，且停留時間長，從而導(dǎo)致污染物的體積分?jǐn)?shù)高.

圖9 預(yù)熱室結(jié)構(gòu)對NOx體積分?jǐn)?shù)的影響Fig.9 Effect of the structure of preheating chamber on NOxvolume fraction

此外，依次采用預(yù)熱室結(jié)構(gòu)1～4的燃燒器時，在煙氣卷吸率下降和預(yù)熱效果增強(qiáng)的共同影響下，燃燒室內(nèi)溫度均勻性下降，峰值溫度升高，煙氣回流管出口處平均NOx體積分?jǐn)?shù)上升.

4 結(jié) 論

（1）與傳統(tǒng)燃燒器相比，多段式自預(yù)熱燃燒器對低熱值燃料適應(yīng)性好，在低負(fù)荷下也能著火.

（2）多段式自預(yù)熱燃燒器對燃燒室流場影響明顯，燃燒室內(nèi)有強(qiáng)烈的回流產(chǎn)生，反應(yīng)物在燃燒室內(nèi)經(jīng)歷路程長.

（3）多段式自預(yù)熱燃燒器的預(yù)熱室結(jié)構(gòu)同時影響煙氣卷吸率以及預(yù)熱效果.換熱管數(shù)目越多，換熱效果越好，但煙氣卷吸率越低.

（4）采用多段式自預(yù)熱燃燒器時，反應(yīng)物初始溫度越高，燃盡率也越高.此外，采用該燃燒器時，負(fù)荷適應(yīng)性強(qiáng)，燃盡率受負(fù)荷影響較小.

（5）燃燒室煙氣卷吸率越高，NOx體積分?jǐn)?shù)越低.采用多段式自預(yù)熱燃燒器時，NOx體積分?jǐn)?shù)受負(fù)荷影響明顯，在低負(fù)荷工況下，生成的NOx體積分?jǐn)?shù)增大.

［1］李鵬飛，米建春，DALLY B B，等.MILD燃燒的最新進(jìn)展和發(fā)展趨勢［J］.中國科學(xué)，2011，41（2）：135－149.LI Pengfei，MI Jianchun，DALLY B B，et al.Progress and recent trend in MILD combustion［J］.Sci China Tech Sci，2011，41（2）：135－149.

［2］王關(guān)晴，程樂鳴，駱仲泱，等.高溫空氣燃燒技術(shù)中燃燒特性的研究進(jìn)展［J］.動力工程，2007，27（1）：81－89.WANG Guanqing，CHENG Leming，LUO Zhongyang，et al.Advances in research on combustion characteristics involved in high temperature air combustion technique［J］.Journal of Power Engineering，2007，27（1）：81－89.

［3］EFFUGGI A，GELOSA D，DERUDI M，et al.Mild combustion of methane－derived fuel mixtures：natural gas and biogas［J］.Combust Sci Technol，2008，180（3）：481－493.

［4］WU S R，CHEN C H，CHUNG I L，et al.Combustion of low－calorific waste liquids in high temperature air［J］.Fuel，2011，9（8）：2639－2644.

［5］張建軍，馮自平，徐今強(qiáng)，等.新型自蓄熱燃燒器設(shè)計與試驗(yàn)研究［J］.熱能動力工程，2010，25（4）：423－426.ZHANG Jianjun，F(xiàn)ENG Ziping，XU Jinqiang，et al.Design and experimental study of a new type selfheat－storage burner［J］.Journal of Engineering for Thermal Energy＆ Power，2010，25（4）：423－426.

［6］PARENTE A，GALLETTI C，TOGNOTTI L.Effect of the combustion model and kinetic mechanism on the MILD combustion in an industrial burner fed with hydrogen enriched fuels［J］.International Journal of Hydrogen Energy，2008，33（24）：7553－7564.

［7］MI Jianchun，LI Pengfei，ZHENG Chuguang.Numerical simulation of flameless premixed combustion with an annular nozzle in a recuperative furnace.fluid flow and transport phenomena［J］.Chinese Journal of Chemical Engineering，2010，18（1）：10－17.

［8］WANG A H，CAI J J，XIE G W.Numerical simulation of combustion characteristics in high temperature air combustion furnace［J］.Journal of Iron and Steel Research，International，2009，16（2）：6－10.

［9］俞瑜.氣體引射式無焰燃燒的數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究［D］.合肥：中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院，2010.

［10］楊艷超.高溫空氣燃燒噴嘴的優(yōu)化設(shè)計和燃燒特性的數(shù)值分析［D］.上海：東華大學(xué)環(huán)境學(xué)院，2009.

［11］汪文輝.新型旋流高溫空氣燃燒器的數(shù)值模擬研究［D］.上海：東華大學(xué)環(huán)境學(xué)院，2009.

［12］韓占忠，王敬，蘭小平，等.FLUENT－流體工程仿真計算實(shí)例與應(yīng)用［M］.2版.北京：北京理工大學(xué)出版社 ，2010：1－321.

［13］王寶源，俞瑜，林其釗，等.無焰燃燒NOx生成的數(shù)值分析和試驗(yàn)研究［J］.熱能動力工程，2009，24（6）：787－791.WANG Baoyuan，YU Yu，LIN Qizhao，et al.Nu－merical analysis and experimental study of NOxgeneration in flameless combustion［J］.Journal of Engineering for Thermal Energy＆ Power，2009，24（6）：787－791.

［14］李鵬飛，王飛飛，米建春，等.當(dāng)量比和初始混合模式對無焰燃燒的影響［J］.工程熱物理學(xué)報，2011，32（9）：1592－1596.LI Pengfei，WANG Feifei，MI Jianchun，et al.Effects of equivalence ratio and premixing pattern on flame less combustion［J］.Journal of Engineering Thermophysics，2011，32（9）：1592－1596.

［15］李鵬飛，米建春，DALLY B B，等.當(dāng)量比和反應(yīng)物混合模式對無焰燃燒的影響［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報，2011，31（5）：20－27.LI Pengfei，MI Jianchun，DALLY B B，et al.Effects of equivalence ratio and mixing pattern of reactants on flameless combustion ［J］.Proceedings of the CSEE，2011，31（5）：20－27.