董禹杉，趙 亮，董 輝，王德喜

（1.東北大學(xué) 國(guó)家環(huán)境保護(hù)生態(tài)工業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 沈陽(yáng) 110819；2.沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué) 環(huán)境與化學(xué)工程學(xué)院，遼寧 沈陽(yáng) 110870）

菱鎂礦是遼寧省特色資源，其儲(chǔ)量占世界總儲(chǔ) 量的28.85%，占全國(guó)儲(chǔ)量的89.28%[1]。輕燒MgO閃速氣流床煅燒爐（簡(jiǎn)稱閃速爐）是本研究團(tuán)隊(duì)的合作企業(yè)——遼寧省東大粉體工程技術(shù)有限公司提出的一種變革性輕燒MgO煅燒爐窯[2]，其具有產(chǎn)品活性高、能耗低等優(yōu)點(diǎn)，是遼寧省頒布的《推進(jìn)菱鎂產(chǎn)業(yè)持續(xù)健康發(fā)展的意見》（簡(jiǎn)稱《意見》）中鼓勵(lì)發(fā)展的技術(shù)，根據(jù)《意見》要求，積極推進(jìn)使用天然氣等清潔燃料。以天然氣為燃料的閃速爐燃燒室的主要特征是在燃燒室設(shè)置有主動(dòng)的冷卻風(fēng)兌風(fēng)裝置，即主動(dòng)補(bǔ)給冷卻空氣，滿足進(jìn)入閃速爐煙氣溫度的要求，具有良好的可操作性。目前我國(guó)閃速爐改用天然氣燃料時(shí)，其燃燒室的熱工參數(shù)大多沿用發(fā)生爐煤氣燃燒室，缺乏相關(guān)的理論計(jì)算。

目前有關(guān)閃速爐燃燒室熱工特性的研究為空白，但在其余領(lǐng)域的燃燒室，已有對(duì)相關(guān)熱工特性的研究。葛臣等[3]的研究結(jié)果表明增大環(huán)管型燃燒室的橫截面積有利于抑制NOx生成。FU等[4]通過實(shí)驗(yàn)得出了燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)流體回流有密切影響。QUAYE等[5]通過實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)燃燒室長(zhǎng)度的增加可降低煙氣的出口溫度。曾強(qiáng)等[6]采用實(shí)驗(yàn)和模擬相結(jié)合的方法發(fā)現(xiàn)非預(yù)混燃燒器中NOx的排放量隨著煙氣再循環(huán)率的增加而降低。劉坤朋等[7]發(fā)現(xiàn)爐膛內(nèi)的截面平均溫度和NOx排放質(zhì)量濃度隨著煙氣循環(huán)率的提高而逐漸降低。基于此，本研究借鑒國(guó)內(nèi)外研究中影響燃燒室的溫度、NOx排放量等燃燒室熱工特性的熱工參數(shù)（燃燒室結(jié)構(gòu)型式及參數(shù)、循環(huán)煙氣量等），以某年產(chǎn)5萬(wàn)t閃速爐的臥式燃燒室為研究對(duì)象，借鑒火焰爐3類變量關(guān)系，研究熱工參數(shù)對(duì)燃燒室熱工特性的影響，籍此確定燃燒室適宜結(jié)構(gòu)和操作參數(shù)，為后續(xù)的技術(shù)攻關(guān)提供理論支撐。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 網(wǎng)格劃分

燃燒室為圓筒型（見圖1），采用分級(jí)燃燒；根據(jù)生產(chǎn)要求，燃燒室熱負(fù)荷9 500 kW，燃燒室長(zhǎng)7 510 mm，根部直徑2 784 mm，出口直徑1 276 mm，有效容積40.28 m3，可得容積熱負(fù)荷235.85 kW/m3；配有3個(gè)3 200 kW的天然氣燃燒器?；贛eshing劃分網(wǎng)格，采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，對(duì)燃燒室燃料、助燃風(fēng)和冷卻風(fēng)入口及煙氣出口進(jìn)行局部加密，并進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。

圖1 燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 控制方程及邊界條件

（1）質(zhì)量守恒方程

（2）動(dòng)量守恒方程

（3）能量守恒方程

式中各符號(hào)的具體含義參見文獻(xiàn)[8]。

燃料和助燃空氣是通過不同的入口進(jìn)入燃燒室內(nèi)進(jìn)行燃燒，屬于非預(yù)混燃燒，故采用非預(yù)混燃燒的混合分?jǐn)?shù)PDF模型。湍流模型采用Relizablek-ε湍流模型，輻射模型采用DO輻射模型，NOx的生成主要考慮熱力型NOx[9]。燃燒室的燃料、一次助燃風(fēng)和二次助燃風(fēng)采用速度入口邊界條件，根據(jù)實(shí)際工況和各入口尺寸，可計(jì)算出各入口速度分別為14.05 m/s、25.88 m/s和2.55 m/s，冷卻風(fēng)流量為4 122.21 m3/s，溫度為常溫；燃燒室的煙氣出口采用壓力出口邊界條件，出口壓力為-300 Pa；燃燒室壁面設(shè)置為無(wú)滑移絕熱壁面。

1.3 模型驗(yàn)證

以Harwell爐[10]作為天然氣燃燒數(shù)值計(jì)算模型的驗(yàn)證對(duì)象，Harwell爐的燃料從爐體底部的中央位置噴入爐內(nèi)，助燃空氣從燃料入口周圍的環(huán)形入口噴入爐內(nèi)，與所研究的燃燒室結(jié)構(gòu)類似，且實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)充足，可用于驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算模型。將前人所做的實(shí)驗(yàn)工況作為數(shù)值計(jì)算模型的邊界條件[11]，進(jìn)行計(jì)算求解。由圖2可知，通過數(shù)值計(jì)算出的溫度場(chǎng)分布狀況與實(shí)測(cè)的結(jié)果基本符合，平均誤差小于15%，可以驗(yàn)證該計(jì)算模型的準(zhǔn)確性。

圖2 溫度場(chǎng)分布與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比圖

2 結(jié)果與分析

2.1 冷卻風(fēng)入口位置對(duì)燃燒室熱工特性的影響

圖3為三種不同冷卻風(fēng)入口位置的燃燒室，結(jié)構(gòu)一燃燒室為現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況，結(jié)構(gòu)二和結(jié)構(gòu)三為改進(jìn)后的燃燒室。在結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)一定的情況下，研究冷卻風(fēng)入口位置對(duì)燃燒室熱工特性的影響。

圖3 三種不同冷卻風(fēng)入口位置的燃燒室結(jié)構(gòu)形式示意圖

由圖4可知，冷卻風(fēng)入口位置較大程度影響著燃燒室內(nèi)溫度場(chǎng)，燃燒室內(nèi)的溫度在1 800～2 110 K的高溫區(qū)面積：結(jié)構(gòu)一＞結(jié)構(gòu)二＞結(jié)構(gòu)三，這主要是因?yàn)橄啾扔诮Y(jié)構(gòu)三燃燒室，結(jié)構(gòu)一和二燃燒室冷卻風(fēng)入口位于燃燒室側(cè)面，冷卻風(fēng)冷卻高溫?zé)煔鈺r(shí)間較短，使得燃燒室內(nèi)的高溫區(qū)域較多，并且結(jié)構(gòu)一和二燃燒室內(nèi)的平均溫度大于結(jié)構(gòu)三燃燒室。由于冷卻風(fēng)的冷卻效果不同，三種燃燒室的出口平均溫度分別為1 609.64 K、1 639.88 K和1 623.41 K。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際運(yùn)行情況和實(shí)驗(yàn)結(jié)果，年產(chǎn)5萬(wàn)t閃速爐生產(chǎn)CBM95輕燒MgO產(chǎn)品的最佳煙氣入口溫度為1 611～1 623 K，所以在當(dāng)前工況下，結(jié)構(gòu)一和三燃燒室的出口溫度滿足生產(chǎn)需求。

圖4 三種不同冷卻風(fēng)入口位置的燃燒室在一號(hào)和二號(hào)燃燒器水平截面處的溫度云圖

出口溫度最大不均勻度（OTDF）[12]用來(lái)衡量燃燒室出口溫度分布的均勻程度，OTDF的值越小說(shuō)明出口溫度分布越均勻。三種結(jié)構(gòu)型式燃燒室的OTDF分別為0.121 0、0.083 6和0.040 0。由圖3（d）～（f）可見，相比于結(jié)構(gòu)三，結(jié)構(gòu)一和二燃燒室的出口溫度分布不均勻，所以導(dǎo)致OTDF的值較大，若以此作為輕燒MgO的煅燒煙氣會(huì)影響產(chǎn)品質(zhì)量。

三種結(jié)構(gòu)型式的燃燒室的NOx排放量分別為194.72 mg/m3、144.73 mg/m3和100.53 mg/m3。這主要是因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)一和二燃燒室內(nèi)的高溫區(qū)域較多，由Zeldovich定理[13]可知，溫度是影響熱力型NOx生成的主要因素，當(dāng)溫度大于1 800 K時(shí)，NOx的生成隨溫度的升高呈指數(shù)上升的規(guī)律。在燃燒室內(nèi)高溫區(qū)域的增多，促進(jìn)了熱力型NOx的生成，導(dǎo)致燃燒室出口NOx排放量升高。

2）在基于大數(shù)據(jù)時(shí)代的城鄉(xiāng)規(guī)劃學(xué)走向計(jì)量化的過程中，需要政府考慮其中的數(shù)據(jù)是否公開，即城鄉(xiāng)規(guī)劃中能否接受社會(huì)監(jiān)督[3]。因此，需要政府部門在城鄉(xiāng)規(guī)劃學(xué)走向計(jì)量化的過程中考慮數(shù)據(jù)開放這一要素。

綜合比較三種不同冷卻風(fēng)入口位置的燃燒室的出口溫度、OTDF和NOx排放量，結(jié)構(gòu)三燃燒室的出口溫度滿足年產(chǎn)5萬(wàn)t閃速爐的生產(chǎn)需求，并且出口溫度的均勻性較好，NOx排放量較低，故選擇結(jié)構(gòu)三作為燃燒室的結(jié)構(gòu)型式。

2.2 燃燒室的長(zhǎng)度對(duì)燃燒室熱工特性的影響

以結(jié)構(gòu)三為燃燒室的結(jié)構(gòu)形式并且燃燒室直徑d和煙氣摻混比Φ一定的情況下，在可調(diào)范圍內(nèi)，以當(dāng)前燃燒室長(zhǎng)度（l=7 510 mm）為基準(zhǔn)，l分別為6 370 mm、6 940 mm、7 510 mm、8 080 mm和8 650 mm，即容 積 熱 負(fù) 荷qv分 別 為281.17 kW/m3、257.74 kW/m3、234.31 kW/m3、210.88 kW/m3和187.45 kW/m3，研究燃燒室長(zhǎng)度對(duì)燃燒室熱工特性的影響。

由圖5可知，在d一定的情況下，隨著l的增加，燃燒室內(nèi)的燃燒溫度峰值逐漸降低，燃燒室內(nèi)的燃燒溫度峰值由由2 156.28 K減小至2 070.51 K，降低了3.98%；燃燒室內(nèi)的平均溫度由1 494.86 K下降至1 410.13 K，下降了5.67%。燃燒室出口截面溫度由1 661.20 K減小至1 613.94 K，降低了2.85%。

圖5 不同長(zhǎng)度的燃燒室內(nèi)燃燒溫度峰值和平均溫度變化趨勢(shì)圖

隨著燃燒室的容積熱負(fù)荷減少，燃燒室內(nèi)單位體積的釋熱量降低，并且長(zhǎng)度的增加使燃燒室壁面的受熱面積加大，促進(jìn)了燃燒室內(nèi)的高溫?zé)煔馀c燃燒室受熱壁面的對(duì)流及輻射換熱，使燃燒室內(nèi)的煙氣溫度水平降低，進(jìn)而導(dǎo)致燃燒室煙氣出口溫度減小。同時(shí)隨著燃燒室長(zhǎng)度的增加，使燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔馀c低溫?zé)煔庵g換熱時(shí)間增加。若燃燒室長(zhǎng)度較短，即燃燒室容積熱負(fù)荷較小，可能導(dǎo)致高溫?zé)煔馕闯浞掷鋮s就離開燃燒室，造成燃燒室出口煙氣溫度過高。

內(nèi)循環(huán)速率Kv[4]為某一截面的流體回流質(zhì)量流量與流過該截面的凈流量之比。在燃燒室內(nèi)，Kv的值越大說(shuō)明通過卷吸回流的燃燒產(chǎn)物越多[14]。由圖6和圖7可知，燃料和空氣混合發(fā)生燃燒后以較高的速度射入燃燒室中，高速的射流對(duì)燃燒室中的煙氣產(chǎn)生卷吸作用，使部分煙氣發(fā)生內(nèi)循環(huán)。在燃燒室中隨著距離的增加，內(nèi)循環(huán)速率呈下降的趨勢(shì)，這是由于入射流體的動(dòng)量隨著距離的增加而降低，對(duì)煙氣的卷吸作用減弱。隨著燃燒室的l的增加，燃燒室內(nèi)發(fā)生煙氣內(nèi)循環(huán)的區(qū)域增加，內(nèi)循環(huán)速率較大，使得助燃空氣的氧氣分壓降低，導(dǎo)致燃燒室內(nèi)的燃燒溫度和平均溫度降低。

圖6 長(zhǎng)度為6 370 mm和8 650 mm的燃燒室部分流場(chǎng)的速度矢量圖

圖7 不同長(zhǎng)度燃燒室內(nèi)循環(huán)速率沿Y軸方向變化趨勢(shì)圖

由圖8可知，隨著燃燒室長(zhǎng)度的增加，OTDF呈非線性下降的趨勢(shì)。這是由于隨著l的增加，燃燒煙氣在燃燒室中的停留時(shí)間越長(zhǎng)，冷卻風(fēng)與燃燒煙氣的換熱越充分，使得燃燒室出口溫度的均勻性越好。

圖8 不同長(zhǎng)度的燃燒室出口平均溫度和出口溫度最大不均勻度變化趨勢(shì)圖

由圖9可知，燃燒室出口NOx排放量隨著l的增加呈下降趨勢(shì)，NOx排放量由155.78 mg/m3下降至90.20 mg/m3，下降了42.10%。由上文可知，燃燒室內(nèi)溫度隨著l的增加而降低，抑制了熱力型NOx的生成，使得燃燒室的NOx排放量呈下降趨勢(shì)。在當(dāng)前操作參數(shù)下，考慮到使燃燒室出口溫度滿足煅燒生產(chǎn)要求并且降低NOx排放量，在d為2 784 mm的條件下，l為7 510～8 650 mm，即qv為188.68～235.85 kW/m3可滿足需求。

圖9 不同長(zhǎng)度的燃燒室出口NOx排放量變化趨勢(shì)圖

2.3 煙氣摻混比對(duì)燃燒室熱工特性的影響

以結(jié)構(gòu)三為燃燒室的結(jié)構(gòu)形式并且燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)一定的情況下，在可調(diào)范圍內(nèi)，以當(dāng)前燃燒室的煙氣摻混比（Φ=0）為基準(zhǔn)，分別設(shè)置Φ為0、5%、10%、15%和20%，研究煙氣摻混比對(duì)燃燒室熱工特性的影響。

由圖10和圖11可知，當(dāng)Φ由0增加至20%時(shí)，燃燒室溫度峰值由2 103.78 K下降至1 988.76 K，下降了5.47%；燃燒室內(nèi)的平均溫度由1 456.86 K下降至1 357.37 K，下降了6.83%。燃燒室出口溫度由1 623.41 K下降至1 598.36 K，下降了1.55%。這是因?yàn)樵谥伎諝庵袚交鞜煔?，稀釋了助燃空氣中的氧氣分壓，從而降低了燃燒室?nèi)的燃燒溫度。隨著Φ的增加，OTDF的值幾乎不變，煙氣摻混比對(duì)OTDF不造成影響。在當(dāng)前結(jié)構(gòu)參數(shù)下，Φ在0～10%范圍內(nèi)時(shí)，燃燒室出口溫度滿足生產(chǎn)需求。

圖10 不同煙氣摻混比下的燃燒室內(nèi)燃燒溫度峰值和平均溫度變化趨勢(shì)圖

圖11 不同煙氣摻混比下的燃燒室出口平均溫度和溫度最大不均勻度變化趨勢(shì)圖

由圖12可知，在燃燒室的結(jié)構(gòu)參數(shù)一定的情況下，隨著Φ由0增加至20%時(shí)，燃燒室出口NOx排放量由100.53 mg/m3下降至44.79 mg/m3，下降了55.44%。這主要是由于隨著Φ的增加，燃燒室內(nèi)的溫度水平降低，對(duì)熱力型NOx的生成起到了抑制作用。

圖12 不同煙氣摻混比下的燃燒室出口NOx排放量變化趨勢(shì)圖

2.4 適宜熱工參數(shù)的確定

以結(jié)構(gòu)三作為燃燒室的結(jié)構(gòu)形式，探究燃燒室長(zhǎng)度和煙氣摻混比這兩個(gè)因素對(duì)燃燒室熱工特性的影響。采用2因素3水平和4水平完全組合試驗(yàn)設(shè)計(jì)，共進(jìn)行12組試驗(yàn)，在燃燒室直徑一定的情況下，燃燒室長(zhǎng)度為7 510～8 650 mm，即容積熱負(fù)荷為188.68～235.85 kW/m3，取3個(gè)水平；煙氣摻混比為5%～20%，取4個(gè)水平。根據(jù)試驗(yàn)設(shè)計(jì)的試驗(yàn)方案，計(jì)算出不同工況條件下的燃燒室出口溫度和燃燒室出口NOx排放量。由表1所知，滿足生產(chǎn)要求并且NOx排放量較低的最佳試驗(yàn)工況為工況2，此時(shí)燃燒室的結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)為：燃燒室長(zhǎng)度為7 510 mm，煙氣摻混比為10%，此時(shí)，燃燒室容積熱負(fù)荷為235.85 kW/m3。

表1 試驗(yàn)工況和結(jié)果

3 結(jié)論

（1）影響燃燒室熱工特性的主要因素是冷卻風(fēng)入口位置、燃燒室長(zhǎng)度和煙氣摻混比。其中，冷卻風(fēng)從根部同向進(jìn)風(fēng)的燃燒室出口溫度滿足年產(chǎn)5萬(wàn)t閃速爐的生產(chǎn)要求且NOx排放量較低。

（2）在生產(chǎn)可調(diào)范圍內(nèi)，燃燒室長(zhǎng)度或煙氣摻混比的增加，將使燃燒室出口煙氣溫度和NOx排放量降低。

（3）燃燒室冷卻風(fēng)入口位置為根部同相進(jìn)風(fēng)時(shí)，適宜的結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)為：燃燒室長(zhǎng)度為7 510 mm，煙氣摻混比為10%，此時(shí)，燃燒室容積熱負(fù)荷為235.85 kW/m3。