有機(jī)固廢熱解氣MILD燃燒的數(shù)值分析

廖艷芬 陳順凱 張曼玉 陳銀 馬曉茜

(華南理工大學(xué) 電力學(xué)院，廣東 廣州 510640)

隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，固體廢棄物的有效處置逐漸成為關(guān)系到國(guó)計(jì)民生的關(guān)鍵環(huán)保問(wèn)題。在眾多的處置技術(shù)中，熱解因特別適宜于原料組成復(fù)雜、過(guò)程控制難的有機(jī)固廢的清潔熱轉(zhuǎn)化，已成為有機(jī)固廢熱處置的重要技術(shù)之一。該技術(shù)可獲得中低熱值可燃?xì)?，即固廢熱解氣，固廢熱解氣的高效清潔利用是當(dāng)前的研究熱點(diǎn)，MILD(Moderate & Intense Low-Oxygen Dilution)燃燒為其提供了一條重要途徑。

MILD燃燒又稱“無(wú)焰燃燒”(Flameless Combustion)或“無(wú)焰氧化”(Flameless Oxidation， FLOX)，在燃燒方面，具有反應(yīng)速率低、局部放熱少、熱流分布均勻、燃燒峰值溫度低且噪音極小等特點(diǎn)[1]；在污染物排放方面，MILD燃燒技術(shù)可將NOx排放量減少70%以上、CO2排放量減少30%以上[2]，因此被譽(yù)為新世紀(jì)最具發(fā)展前途的燃燒方式之一[3]。對(duì)于MILD燃燒，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了一系列研究并取得了許多可觀的成果，Wünning 等[4]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，較高的煙氣內(nèi)部循環(huán)率是實(shí)現(xiàn)MILD燃燒的一個(gè)重要條件；Galletti等[5]通過(guò)自行設(shè)計(jì)的燃燒器研究發(fā)現(xiàn)，甲烷擴(kuò)散火焰在無(wú)焰模式下產(chǎn)生約0.003%的NO，而在火焰模式下將產(chǎn)生0.1%的NO，另外在MILD燃燒模式下運(yùn)行時(shí)，燃燒器在熱效率方面得到了很大的改善；Colorado等[6]比較了生物質(zhì)氣體和天然氣的無(wú)焰燃燒爐的性能，發(fā)現(xiàn)兩者熱效率相近，而且使用生物質(zhì)氣體無(wú)焰燃燒爐時(shí)排放物中NOx和CO的含量分別低于0.000 3%和0.001 6%；米建春等[7]通過(guò)模擬發(fā)現(xiàn)隨著進(jìn)口射流動(dòng)量的增大，內(nèi)部煙氣再循環(huán)得到加強(qiáng)，當(dāng)煙氣再循環(huán)足夠強(qiáng)時(shí)，可以實(shí)現(xiàn)預(yù)混形式下的MILD燃燒；俞瑜[8]使用PSRN模型結(jié)合GRI對(duì)H2/CH4混合物及純氫的無(wú)焰燃燒進(jìn)行模擬，結(jié)果表明排放物中NOx的含量低于0.003%，CO的含量低于0.005%；謝翌等[9]研究了MILD燃燒條件下?lián)綒浔葘?duì)甲烷-氫氣湍流擴(kuò)散火焰的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)隨著摻氫比的增加，燃燒溫度有所提高，火焰鋒面向氧化劑側(cè)偏移；田紅等[10]通過(guò)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了CO2稀釋率對(duì)CH4、C3H8和H2擴(kuò)散燃燒的影響，結(jié)果表明CO2稀釋率的增大會(huì)降低燃燒的峰值溫度以及NOx的排放量，更有利于達(dá)到無(wú)焰燃燒狀態(tài)。

綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于MILD燃燒的研究所采用的燃料多集中于單一組分或兩種組分按一定比例混合，而對(duì)于組分復(fù)雜的混合氣(如固廢熱解氣)的研究卻鮮有報(bào)道。根據(jù)熱解技術(shù)的不同，固廢熱解氣中的組分也復(fù)雜多變，但其中主要可燃成分為CO、H2、CH4，不可燃成分為CO2、N2；與普通燃?xì)庀啾?，其具有熱值較低、燃燒穩(wěn)定性較差[11]的特點(diǎn)。本研究基于Galletti等[5]實(shí)驗(yàn)用的燃燒器模型，采用固廢熱解氣作為燃料在燃燒器額定功率下進(jìn)行數(shù)值模擬，與純甲烷燃燒進(jìn)行不同燃料之間的燃燒特性對(duì)比分析，并研究過(guò)量空氣系數(shù)以及空氣入口截面積對(duì)燃燒室內(nèi)的溫度分布和出口NO排放量的影響規(guī)律，從而探究固廢熱解氣MILD燃燒的形成條件，以期為有機(jī)固廢熱解氣的高效利用提供理論依據(jù)。

1 數(shù)值仿真模型

1.1 固廢熱解氣組分

不同熱解溫度對(duì)有機(jī)固廢熱解最終產(chǎn)物的組分會(huì)有一定影響，根據(jù)王艷等[12]的研究可知，固廢熱解氣最終包括CH4、C2H4、C2H6、H2、CO、CO2等組分，由于CnHm相對(duì)于其他組分的含量極低，同時(shí)也為了簡(jiǎn)化模擬，本研究將其歸至CH4中。本次模擬將考查兩種典型熱解溫度下所得到的固廢熱解氣的MILD燃燒特性，同時(shí)引入純甲烷作為對(duì)比，分析以探究熱解氣中主要組分對(duì)燃燒過(guò)程的影響，兩種熱解氣的密度、低位熱值以及各組分的含量如表1所示(密度和低位熱值是對(duì)應(yīng)于標(biāo)況下的數(shù)值)，其中熱解氣1是有機(jī)固廢在500 ℃下熱解的最終產(chǎn)物、熱解氣2是有機(jī)固廢在600 ℃下熱解的最終產(chǎn)物。

表1 熱解氣組分及物性參數(shù)

Table 1 Pyrolysis gas composition and physical property para-meters

燃料組分含量/%H2CH4COCO2密度/(kg·m-3)低位熱值/(kJ·m-3)熱解氣1[12]82230401.32512566.0熱解氣2[12]123119381.21614817.1

1.2 燃燒室?guī)缀文Ｐ?/h3>

本研究基于Galletti等[5]自行設(shè)計(jì)的燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，如圖1所示，其額定功率為13 kW，采用其燃燒段結(jié)構(gòu)，對(duì)燃燒室內(nèi)的燃燒過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，具體結(jié)構(gòu)如圖2所示。模擬所采用的燃燒室總長(zhǎng)度為580 mm，直徑為90 mm，燃燒室內(nèi)包含一個(gè)長(zhǎng)度為410 mm、直徑為40 mm的火焰管；在火焰管上噴口附近開(kāi)有4個(gè)對(duì)稱分布的煙氣再循環(huán)窗口，每個(gè)再循環(huán)窗口的面積為1 047 mm2；同時(shí)，燃燒器噴口采用同軸射流結(jié)構(gòu)，熱解氣從直徑為7 mm 的中心圓形噴口進(jìn)入；空氣從外側(cè)環(huán)形噴口進(jìn)入，環(huán)內(nèi)徑為12 mm，外徑為16 mm；煙氣出口也采取環(huán)形結(jié)構(gòu)，內(nèi)環(huán)直徑為74 mm，外環(huán)直徑為90 mm。

圖1 燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)[5]

圖2 燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖(單位：mm)

Fig.2 Schematic diagram of the combustion chamber(Unit：mm)

1.3 物理模型

本研究采用ICEM CFD軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對(duì)燃燒室結(jié)構(gòu)采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖3所示?？紤]到計(jì)算量大小并且保證計(jì)算精度，最終確定網(wǎng)格數(shù)量為54萬(wàn)，所有網(wǎng)格的網(wǎng)格質(zhì)量在0.4以上。

反應(yīng)物混合的湍流模型方面，采用RNGk-ε模型。由于模擬中采用了甲烷的兩步燃燒反應(yīng)機(jī)理，故在燃燒模型中選擇了適用于多步化學(xué)反應(yīng)機(jī)理的渦耗散概念(EDC)模型來(lái)模擬湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用[13]。EDC模型是渦耗散模型的擴(kuò)展，它假定反應(yīng)發(fā)生在小的湍流結(jié)構(gòu)中，稱為良好尺度。良好尺度的容積比率按下式模擬：

圖3 燃燒室網(wǎng)格劃分

(1)

其中：Cξ為容積比率常數(shù)，取值為2.137 7；ν為運(yùn)動(dòng)粘度；k、ε分別為k-ε模型中的湍動(dòng)能和湍流的能量耗散。

(2)

熱解氣中各組分的反應(yīng)機(jī)理如表2所示[14]，其中CH4的燃燒反應(yīng)采用雙步總包反應(yīng)，CO和H2的燃燒反應(yīng)采用單步總包反應(yīng)。

表2 熱解氣中各組分總包反應(yīng)機(jī)理[14]

Table 2 Reaction mechanism of total components in pyrolysis gas[14]

熱解氣可燃組分反應(yīng)AE/(J·kg-1·mol-1)CH4CH4+1.5O2→CO+2H2OCO+0.5O2→CO25.012×10112.239×10122×1081.7×108COCO+0.5O2→CO22.239×10121.7×108H2H2+0.5O2→H29.78×1083.1×107

注：A為指前因子；E為活化能。

由于模擬熱解氣中不含N元素，故燃燒過(guò)程中只考慮熱力型NOx和快速型NOx的生成。其中熱力型NOx的生成模型依據(jù)Zeldovich機(jī)理[15]，快速型NOx的生成模型由Fenimore提出[16]。同時(shí)燃燒室內(nèi)存在輻射換熱，由于燃燒室的光學(xué)厚度(αL)小于1，因此選取DO模型。

1.4 邊界條件及模擬工況設(shè)定

此次模擬中燃燒室邊界條件的設(shè)定將在Galletti等[5]研究的基礎(chǔ)上稍作變動(dòng)：空氣和熱解氣入口邊界條件采取速度入口(Velocity-Inlet)，其中熱解氣為常溫298 K，空氣預(yù)熱溫度為1 073 K；煙氣出口邊界條件設(shè)置為Outflow；燃燒室前壁面及火焰管壁面邊界條件設(shè)置為絕熱壁面；燃燒室側(cè)壁面及后壁面設(shè)置為定溫壁面，溫度為1 300 K。

文中主要研究燃燒室在額定功率下，不同組分熱解氣與純甲烷的MILD燃燒特性的對(duì)比，同時(shí)討論不同的過(guò)量空氣系數(shù)、空氣進(jìn)口截面積對(duì)熱解氣MILD燃燒過(guò)程的影響，具體的模擬工況如表3所示。

表3 工況設(shè)定

在本次模擬中，選擇基于壓力的求解方法(Prssure-Based Solver)，對(duì)于壓力-速度耦合方法采取Coupled算法，它可以同時(shí)求解連續(xù)方程、動(dòng)量方程和能量方程，之后求解湍流和輻射方程，相比其他求解方法具有更高的效率。數(shù)值模擬過(guò)程中監(jiān)控收斂與否的參數(shù)包括：中心截面上平均溫度；中心截面上氧氣的平均摩爾濃度；出口截面上NO平均濃度。當(dāng)以上3個(gè)參數(shù)隨迭代步數(shù)的變化曲線均達(dá)到水平時(shí)，即可認(rèn)為計(jì)算收斂。

2 數(shù)值模型的驗(yàn)證

為證實(shí)模型的可靠性，以甲烷為燃料，通過(guò)改變?nèi)紵鞯墓β实玫搅瞬煌r下燃燒器側(cè)壁面附近的溫度和排放物中NO的含量，將文獻(xiàn)[5]中相同工況下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與文中數(shù)值模型結(jié)果進(jìn)行比較。

圖4所示為在兩種不同功率下沿燃燒器側(cè)壁面附近(r=44 mm處)的模擬預(yù)測(cè)溫度和文獻(xiàn)[5]中實(shí)驗(yàn)測(cè)量溫度。從圖4中可以看出，兩者之間吻合較好，這證明了文中所選取的數(shù)值模型對(duì)溫度的預(yù)測(cè)是可以接受的；同時(shí)由圖4可見(jiàn)，沿燃燒器側(cè)壁面的溫度變化呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，其中靠近燃燒器出口處溫度減小的原因在于，入口高速射流通過(guò)火焰管上的再循環(huán)窗口對(duì)煙氣通過(guò)卷吸進(jìn)行熱交換而造成的。

圖4 不同功率下沿側(cè)壁的模擬預(yù)測(cè)溫度與文獻(xiàn)[5]中實(shí)驗(yàn)測(cè)量溫度的比較

Fig.4 Comparison of simulated predicted temperature along the side wall with experimentally measured temperature in reference[5] at different powers

文獻(xiàn)[5]中實(shí)驗(yàn)所得的和模型模擬所得的出口截面處NO的含量比較見(jiàn)圖5，圖中各點(diǎn)的橫坐標(biāo)代表實(shí)驗(yàn)值，縱坐標(biāo)代表模擬值，斜線則表示實(shí)驗(yàn)值與模擬值相等。模擬所采用的工況嚴(yán)格按照文獻(xiàn)[5]中的實(shí)驗(yàn)工況，這些工況的區(qū)別在于不同的燃燒器功率以及過(guò)量空氣系數(shù)，并且出口截面處的NO含量已經(jīng)折算為煙氣中3%氧含量下的標(biāo)準(zhǔn)。從圖5中可以看出，模擬計(jì)算得到的出口處NO含量與文獻(xiàn)[5]中實(shí)驗(yàn)所測(cè)得的出口處NO含量十分接近，其平均相對(duì)誤差為5.2%，最大相對(duì)誤差為9.9%，綜合溫度的對(duì)比效果可得，文中所采用的數(shù)值模型能夠較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)燃燒室內(nèi)的MILD燃燒過(guò)程。

3 結(jié)果與分析

3.1 不同組分的燃料對(duì)燃燒特性的影響

在配風(fēng)和燃燒室結(jié)構(gòu)不變的條件下，對(duì)純甲烷與兩種熱解氣的燃燒特性進(jìn)行了數(shù)值模擬(對(duì)應(yīng)表3中的工況1、2、3)，3種氣體燃燒的溫度分布云圖如圖6所示，這些云圖來(lái)自于燃燒室的中心截面(Z=0截面)。

圖5 出口截面處模擬計(jì)算得到的NO含量與文獻(xiàn)[5]中實(shí)驗(yàn)測(cè)得的含量之間的比較

Fig.5 Comparison between the NO content calculated by simulation at the exit section and the content measured experi-mentally in reference[5]

取中心截面上r=0 mm以及X=540 mm位置處50個(gè)點(diǎn)的溫度數(shù)據(jù)，作溫度分別沿軸向及徑向距離的變化曲線如圖7、圖8所示。

從圖6中可以直觀地看出，相比于甲烷，熱解氣火焰中的峰值溫度出現(xiàn)在距離燃燒室噴嘴更近的位置，圖7所示的r=0 mm位置處溫度沿軸向的變化曲線也證明了這一點(diǎn)。分析認(rèn)為熱解氣的組分中含有一定量的氫氣，而氫氣具有更高的燃燒速度，同時(shí)也會(huì)加快其他可燃成分的燃燒速度，使反應(yīng)程度增強(qiáng)，所以就會(huì)導(dǎo)致峰值溫度升高并且提前出現(xiàn)；同時(shí)從曲線中還可看出熱解氣的峰值溫度要高于甲烷的峰值溫度，且熱解氣2的峰值溫度要略高；峰值溫度之后，3種燃料的燃燒溫度都呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)，但是相比于兩種熱解氣而言，甲烷燃燒溫度下降得更為平緩，說(shuō)明甲烷在燃燒室中溫度分布更為均勻。

由圖8可見(jiàn)，從整體上看，3種燃料在燃燒室后部的溫度變化曲線均趨于水平，其中甲烷的溫度要相對(duì)高一些，在1 900～2 100 K之間變化，而兩種熱解氣的溫度變化曲線幾乎重合且整體低于甲烷，介于1 750～1 950 K之間。這也說(shuō)明了在相同的燃燒器功率下，采用熱解氣將在燃燒室后部區(qū)域得到較低的爐膛溫度，這將有利于MILD燃燒的形成。

3種燃料工況下中心截面上平均溫度和峰值溫度以及排放物中NO的含量如表4所示。

從表4中可以看出，在配風(fēng)相同的條件下，甲烷燃燒的峰值溫度明顯低于熱解氣燃燒的峰值溫度，但平均溫度和出口處排放物中的NO含量卻又高于熱解氣。分析認(rèn)為甲烷燃燒時(shí)爐膛內(nèi)整體溫度水平明顯高于熱解氣燃燒時(shí)的溫度水平，也就是說(shuō)甲烷燃燒時(shí)的高溫區(qū)范圍(2 000 K以上)更大，這從圖7、圖8的溫度曲線中可以看出，這也就使得熱力型NO大量生成，最終導(dǎo)致甲烷燃燒時(shí)出口處NO含量增大。

圖6 不同燃料工況下中心截面溫度分布云圖

Fig.6 Cloud diagram of temperature distribution of central section under different fuel conditions

圖7 不同燃料工況下在r=0 mm處沿軸向方向的溫度變化曲線

Fig.7 Temperature variation curve of different fuel conditons in the axial direction atr=0 mm

圖8 不同燃料工況下在X=540 mm處沿徑向方向的溫度變化曲線

Fig.8 Temperature variation curve of different fuel conditions in the radial direction atX=540 mm

表4 不同燃料工況下的數(shù)值模擬結(jié)果

Table 4 Numerical simulation results for different fuel conditions

燃料平均溫度/K峰值溫度/KNO含量/%甲烷173222610.00634熱解氣1165124270.00261熱解氣2165124890.00426

從以上的分析結(jié)果可知，雖然采用熱解氣作為燃料時(shí)排放物中NO含量較低，但是其在燃燒室內(nèi)不同位置處的溫差較大，也就是說(shuō)并不能得到較為均勻的溫度場(chǎng)分布，因此下面將從配風(fēng)以及空氣入口結(jié)構(gòu)的角度進(jìn)行數(shù)值模擬，以尋求既能保證溫度分布均勻又能降低排放物中NO含量的熱解氣MILD燃燒的最優(yōu)情況。

3.2 過(guò)剩空氣系數(shù)的影響

選取熱解氣1為燃料，并在燃燒器功率為 13 kW 的條件下進(jìn)行3組不同過(guò)剩空氣系數(shù)的數(shù)值模擬(對(duì)應(yīng)于表3中的工況2、4、5)，得到了燃燒室中心截面的溫度分布云圖，如圖9所示。結(jié)合圖10所顯示的在中心截面r=0 mm處溫度沿軸向距離的變化曲線可以看出，3種不同過(guò)?？諝庀禂?shù)的工況下，沿軸向方向的溫度走勢(shì)均相同，即先增大后減小并最終趨于平穩(wěn)，而區(qū)別在于隨著過(guò)?？諝庀禂?shù)的減小，峰值溫度有所降低，在達(dá)到峰值溫度之后，溫度變化幅度明顯減小，整體溫度水平有所上升。同時(shí)從云圖可見(jiàn)，中心截面上高溫區(qū)的集中程度明顯下降，并且沿軸向向后擴(kuò)散，燃燒室內(nèi)溫度分布更加均勻。造成上述結(jié)果的原因在于過(guò)?？諝庀禂?shù)的減小使得空氣入口流量降低，火焰管內(nèi)氧氣摩爾濃度也因此下降，從而形成低氧氣氛，導(dǎo)致峰值溫度降低且溫度分布更為均勻。

燃燒室中心截面后部X=540 mm處溫度沿徑向距離的變化曲線如圖11所示，這個(gè)區(qū)域也正是溫度由火焰管內(nèi)向管外擴(kuò)散的區(qū)域.從圖中可以看出，a=1.4時(shí)，溫度在1 800～1 950 K之間變化；a=1.25時(shí)，溫度變化區(qū)間為1 850～2 000 K；而a=1.1時(shí)，溫度變化區(qū)間為1 900～2 100 K。這說(shuō)明隨著過(guò)?？諝庀禂?shù)的減小，高溫區(qū)的范圍沿軸向向后擴(kuò)散，導(dǎo)致X=540 mm處的徑向溫度整體呈現(xiàn)上升的趨勢(shì)，同時(shí)溫度變化區(qū)間也有所增大。

圖9 不同過(guò)?？諝庀禂?shù)工況下中心截面溫度分布云圖

Fig.9 Cloud diagram of temperature distribution of central section under different excess air coefficient conditions

圖10 不同過(guò)?？諝庀禂?shù)工況下r=0 mm處沿軸向方向的溫度變化曲線

Fig. 10 Temperature variation curve of different excess air coe-fficient conditions along the axial direction atr=0 mm

圖11 不同過(guò)剩空氣系數(shù)工況下X=540 mm處沿徑向方向的溫度變化曲線

Fig.11 Temperature variation curve of different excess air coeffi-cient conditions in the radial direction atX=540 mm

表5給出了3種過(guò)?？諝庀禂?shù)工況下排放物中NO含量以及中心截面上平均溫度、峰值溫度的數(shù)值模擬結(jié)果。由表5明顯可見(jiàn)，峰值溫度由a=1.4時(shí)的2 427 K降低到a=1.1時(shí)的2 256 K，但反觀圖10、圖11可見(jiàn)，燃燒室內(nèi)整體溫度水平及平均溫度都有所上升，高溫區(qū)(2 000 K以上)范圍也得以擴(kuò)展，導(dǎo)致排放物中NO含量從0.002 61%升高到了0.003 97%。

表5 不同過(guò)?？諝庀禂?shù)工況下的數(shù)值模擬結(jié)果

Table 5 Numerical simulation results of different excess air coefficient conditions

a平均溫度/K峰值溫度/K排放物中NO的含量/%1.4165124270.002611.25167623580.002821.1170122560.00397

通過(guò)以上分析可知，減小過(guò)剩空氣系數(shù)可以降低燃燒室內(nèi)的峰值溫度并使溫度分布更加均勻，但另一方面排放物中NO含量卻有所升高，這并不利于形成MILD燃燒，因此將在下文中對(duì)燃燒室的入口結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行優(yōu)化以獲得能使固廢熱解氣達(dá)到MILD燃燒的最優(yōu)解。

3.3 空氣入口截面積的影響

為了降低在低過(guò)?？諝庀禂?shù)運(yùn)行條件下出口處的NO含量，本節(jié)將在a=1.1的配風(fēng)條件下對(duì)熱解氣1進(jìn)行3組不同空氣入口截面積工況(對(duì)應(yīng)于表3中的工況5、6、7)的數(shù)值模擬。其中，燃燒室中心截面上的溫度分布云圖如圖12所示，而中心截面上r=0 mm處溫度沿軸向距離的變化曲線以及X=540 mm處溫度沿徑向距離的變化曲線如圖13和圖14所示。

從圖12的溫度分布云圖明顯可以看出，隨著空氣入口截面積的縮減，燃燒室火焰管內(nèi)的高溫區(qū)范圍在不斷減小，結(jié)合圖13可知，火焰管中心軸線上的整體溫度水平也有所下降，而沿側(cè)壁r=41 mm 處，溫度水平上升，這使得火焰管內(nèi)與火焰管外的溫差減小，溫度均勻性提高。另外，燃燒室后部溫度沿徑向的變化規(guī)律由圖14可見(jiàn)，當(dāng)A=114 mm2時(shí)，溫度變化區(qū)間在1 900～2 200 K之間；當(dāng)A=88 mm2時(shí)，溫度變化區(qū)間在1 900～2 100 K之間；而當(dāng)A=64 mm2時(shí)，溫度變化區(qū)間僅為1 900～2 050 K之間，這說(shuō)明隨著空氣入口截面積的減小，不僅燃燒室后部整體溫度有所降低，并且溫度由火焰管內(nèi)向管外擴(kuò)散時(shí)的降低幅度也有所減小，燃燒反應(yīng)朝著更溫和平穩(wěn)的方向發(fā)生。產(chǎn)生上述結(jié)果的原因是：由于空氣入口射流的質(zhì)量流量不變，而入口截面積減小，根據(jù)質(zhì)量守恒定律，空氣入口射流流速將會(huì)增大，使得反應(yīng)之后的大量煙氣被新鮮空氣的高速射流卷吸，這樣反應(yīng)混合物得到了稀釋，燃燒反應(yīng)也變得更加溫和，從而導(dǎo)致燃燒室內(nèi)的峰值溫度和整體溫度水平明顯下降，局部高溫區(qū)范圍也有所減小，最終整個(gè)燃燒室的溫度分布也變得更加均勻。

圖12 不同空氣入口截面積工況下中心截面溫度分布云圖

Fig.12 Cloud diagram of temperature distribution of central section under different air inlet cross-section conditions

圖13 不同空氣入口截面積工況下r=0 mm處沿軸向方向的溫度變化曲線

Fig.13 Temperature variation curve along the axial direction atr= 0 mm under different air inlet cross-sectional area conditions

圖14 不同空氣入口截面積工況下X=540 mm處沿徑向方向的溫度變化曲線

Fig.14 Temperature variation curve in the radial direction atX=540 mm under different air inlet cross-section conditions

3種不同空氣入口截面積工況下排放物中NO含量以及中心截面上平均溫度、峰值溫度的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6。根據(jù)上文的分析，入口截面積的減小會(huì)使空氣射流流速增大，受煙氣再循環(huán)程度增加的影響反應(yīng)物得到稀釋，從而使燃燒室內(nèi)氧濃度水平降低，這一點(diǎn)從表6中可以看出。同時(shí)，由于燃燒反應(yīng)進(jìn)行得更為溫和，所以燃燒室內(nèi)的峰值溫度也由A=114 mm2時(shí)的2 294 K降低到了A=64 mm2時(shí)的 2 151 K，并且從圖13和圖14可以看出整體溫度水平也有所下降，從而導(dǎo)致出口處排放物中NO含量從0.009 47%降低到了0.002 06%，下降了78%，這說(shuō)明減小空氣入口截面積可以顯著降低排放物中污染物NO的含量。

表6 不同空氣入口截面積工況下數(shù)值模擬結(jié)果

Table 6 Numerical simulation results under different air inlet cross-section conditions

A/mm2平均溫度/K峰值溫度/KNO含量/%114171822940.0094788170122560.0039764173921510.00206

根據(jù)以上分析可知，在a=1.1的配風(fēng)條件下，空氣入口截面積的減小不僅可以降低燃燒室內(nèi)的峰值溫度和整體溫度水平，使溫度分布變得更為均勻，同時(shí)更能有效地減少出口處NO的含量，使其降低到0.003%以下的水平，這也基本滿足了MILD燃燒反應(yīng)溫和、溫度分布均勻以及污染物排放濃度低的特點(diǎn)。因此，相比空氣過(guò)剩系數(shù)的影響，優(yōu)化燃燒室的空氣入口截面積對(duì)于固廢熱解氣MILD燃燒的形成具有更為重要的作用。

4 結(jié)論

采用數(shù)值模擬的方法，從燃料、空氣過(guò)剩系數(shù)以及空氣入口截面積的影響三個(gè)角度探究了固廢熱解氣MILD燃燒過(guò)程的影響因素和形成條件，得到了以下結(jié)論：

(1)相比甲烷而言，采用固廢熱解氣作為燃料可以得到較低的NO排放量，但燃燒的峰值溫度較高，整體溫度水平低，因此相比甲烷將不易獲得較為均勻的溫度場(chǎng)分布。

(2)改變?nèi)紵疫M(jìn)口的配風(fēng)條件對(duì)燃燒過(guò)程具有明顯的影響，隨著過(guò)?？諝庀禂?shù)的減小，燃燒室內(nèi)的峰值溫度有所下降，整體溫度水平上升，使得溫度分布變得更為均勻，但同時(shí)高溫區(qū)的范圍也明顯增大，導(dǎo)致出口處NO排放量增加。

(3)在較低的過(guò)?？諝庀禂?shù)下，減小燃燒室空氣入口的截面積可以使燃燒室內(nèi)的峰值溫度有所降低，整體溫度水平也略微下降，溫度分布均勻性得到有效提高，更重要的是出口處NO的含量將會(huì)降低到0.003%以下，從而可以實(shí)現(xiàn)固廢熱解氣的MILD燃燒。