烟气再循环燃气燃烧器的设计研究
时间：2023-02-24 09:40:06 来源：千叶帆 本文已影响人
鞠睿，王诗洋
（河南城建学院，河南平顶山 467041）
一直以来，提高燃烧效率以降低化石燃料消耗和二氧化碳排放成为了燃烧研究的关键问题。通过先进的热回收系统可以实现热量利用的高效率，但随着燃烧器入口温度的升高，整体燃烧温度也随之升高，导致了较大的NOx 排放。随着《钢铁烧结、球团工业大气污染物排放标准》（GB 28662-2012）和《锅炉大气污染物排放标准》（GB 13271-2014）的实施，国家环保要求氮氧化合物的排放值限值在300 mg/m3以下［1］。因此，减少NOx 排放对环境（气候变化、酸雨、光化学烟雾）的不利影响，加大技术创新力度，引进新技术，尤其是开发一种能够在低NOx 排放的情况下实现大幅节能的燃烧技术至关重要。
Choi和Katsuki［2］研究了在工业玻璃熔炉中进行无焰氧化的可行性。如果燃烧空气预热到燃油自燃温度以上，即使使用低热值燃油和低氧气浓度，燃烧过程也能保持。研究结果还表明，NOx 的形成是由燃料和预热空气之间的混合过程控制的。Flamme［3］研究了温和燃烧在工艺温度约为1 600 ℃的玻璃熔窑上的应用，使温度高达1 350 ℃。在300 kW炉上的实验结果表明，用回热式燃烧器取代传统燃烧器，可显著降低NOx 排放量，从0.15%降至安全值，低至0.01%。
但对于烟气再循环对燃烧的影响研究较少，因此研究利用Ansys 软件建立了烟气再循环燃烧器模型，通过对温度场、速度场、燃烧结果进行模拟计算，完成燃烧器的模拟及优化。
1.1 问题描述
燃烧器设计功率为10.5 kW，燃烧室为圆柱形，半径为0.05 m，长度为0.6 m。燃烧室通过位于燃烧器内部的长度为0.45 m、半径为0.02 m 的火焰管促进烟气的内部再循环。在燃烧室外部，装有与燃烧室同轴的辐射管，辐射管外部设有镍铁合金护罩和水热交换器。燃料和空气通过分离的喷嘴进入燃烧室。燃料在燃烧器中心喷射，空气从外部环形空间供给。燃烧室的三维视图如图1所示。
图1 燃烧室的三维视图
为了获得最佳的燃烧器入口尺寸，分别模拟进气直径为8 mm、10 mm、12 mm、16 mm、20 mm 的燃烧效果。
1.2 网格划分
考虑到高温烟气和固体边界之间的辐射效应和热交换的影响，网格分为燃烧室区域和烟气区域，两个固体域分别是火焰管和辐射管。在燃烧室与烟气区域连接处为再循环入口。
为研究流动传热，对管壁及其两侧进行网格加密，增比ratio=1.2。网格由四面体网格（烟气区）和六面体网格（燃烧室区、火焰管和辐射管）组成。其中包含143 000 个四面体和207 000 个六面体网格。采用混合网格可减少精确离散计算域所需的单元数。
1.3 物理模型
采用Ansys-fluent 进行模拟，求解器设定为Pressure-based、Steady。模型设置：求解质量方程、动量方程、能量方程，湍流模型选用标准k-ε 模型，输运方程Cε设置为1.6。辐射模型选用Do模型。燃烧模型采用涡流耗散模型/有限速率化学（EDM/FRC）相结合的方法。程序采用有限速率化学燃烧（FRC）模型和简化的一步动力学机制对热NO 生成进行了建模。
1.4 参数设置
考虑到空气的预热，其密度按不可压缩流体考虑，采用线性插值的方法对温度变化的物性参数进行计算。标准压力（p=101.325 kPa）下空气和烟气物性参数分别见表1-2，并将表中的参数输入Fluent软件中。
表1 标准压力（p=101.325 kPa）下空气物理性质参数
甲烷燃烧采用了简单的一步整体机制
1.5 模拟求解
各方程离散及求解方法：
表2 标准压力（p=101.325kPa）下烟气物理性质参数
（1）Pressure-VelocityCouplingScheme采用Coupled
（2）Gradient选择Least Squares Cell Based
（3）Pressure选择BodyForce Weigh-ted；
Momentum
（4）TurbulentKineticEnergy、TurbulentDissipationRate、Energy、DiscreteOrdinates 均采用SecondOrderUpwind格式。
（5）松弛因子设定：Pressure、Density、Body-Forces分别取0.3、1、1，Momentum、TurbulentKineticEner-gy、TurbulentDissipationRate、TurbulentViscosity、Energy、DiscreteOrdinates 分别取0.7、0.8、0.8、1、1。
（6）残差设定：除energy 和do-intensity 为10-6外，其余均为10-4。
初始化：Turbulent Kinetic Energy=1，Turbulent Dissipation Rate=1，Temperature=1 500 K。
经迭代计算，得到结果。
2.1 烟气再循环对温度场的影响
再循环程度用再循环系数来表示。再循环系数定义为：
式中：mA——流入反应区的燃气与空气总的质量流量；
mB——再循环到反应区的烟气的质量流量。
表3为过剩空气系数为56%，设计功率为10.5 kW时，不同进气口横截面积的再循环系数k 的模拟结果。从模拟结果可以看到，当横截面积减小时，k 增大，变化范围为：k=23%～173%。
表3 不同进气截面的再循环系数k的计算结果
图2显示了不同再循环程度下燃烧器中的温度分布。随着再循环程度的增加，燃烧器中的温度分布更加均匀。
图2可以看到，当燃气入口直径变小时，燃烧器中的最高温度下降。峰值温度从20 mm 的2 572 K降低到10 mm 的2 019 K，降低了500 K 以上。这是由于烟气的再循环度增加后，加强了气流混合，使得燃烧温度场温差变小，同时令温度场更加均匀。
图2 不同入口直径的温度分布
图3 示出了径向距离r=7 mm 处不同进气横截面积下的温度的轴向分布。
图3 不同入口直径在r=7 mm时的轴向温度分布
选择径向距离r=7 mm，因为它对应于进气喷嘴的中部。［4-5］由于燃烧热释放而导致的温度升高是剧烈的，四组燃烧器的温差分别为1 400 K、1 200 K，850 K和830 K。
其中，除了进口直径为20 mm 的燃烧器在进气阶段温度下降外，其余三组燃烧器均存收到烟气回流的影响，温度升高。入口段温度峰值位于x=100～150 mm 处，是燃烧前高温烟气进入反应区间放热对平均温度的影响，对于较小的再循环度，再循环烟气流量少，烟气对反应物热容的贡献可以忽略不计，因此直径20 mm 燃烧器的不存在入口段温度峰值。而入口直径为16 mm 的燃烧器，尽管再循环烟气起到了提升温度的作用，但温差很大，温度分布不够均匀，不利于NOx的降低。
分析沿燃烧器不同轴向距离的温度径向分布能更加清晰的反应温度分布。［6］从图4 可以看到，在燃烧区150 mm前，进口直径20 mm径向温度变化较大，到150～250 mm 时，16 mm 的燃烧器径向温度产生了很大的变化，8 mm、10 mm、12 mm 的一直具有较均匀的温度分布。因此入口直径为12mm 以下的燃烧器具有较好的再循环效果，比较符合燃烧器设计要求。
图4 不同轴向坐标下不同再循环度下的温度径向分布
2.2 过剩空气系数的影响
不同入口管径燃烧器再循环系数随过剩空气系数变化见图5，不同入口直径的燃烧器NOX 浓度随过剩空气系数变化见图6。
图5 入口管径燃烧器再循环系数随过剩空气系数变化图
图6 入口直径燃烧器NOX浓度随过剩空气系数变化图
从图5可以看到，随着过剩空气系数的增加，再循环系数k略有增加，但是受到的影响有限，在该研究中，出口直径的设计只考虑再循环系数和引起温度场的均匀性。根据图3 和图4 的模拟结果，入口直径20 mm 的燃烧器再循环系数过小，温度场温差较大。下面只研究进口直径16 mm以下的燃烧器。
对于图6 剩空气系数的影响，当过量空气从16%增加到56%时，受到烟气再循环的影响和更低的烟气平均温度，NOX浓度迅速下降，从约0.027%降低到0.0029%。考虑到NOX的浓度和过剩空气量的合理性，设计采用56%的过剩空气系数，此时入口直径10 mm 和8 mm 的燃烧器NOX浓度均低于0.005%。
（3）负荷变化对再循环系数的影响
为测试燃烧器在非额定工况下的燃烧情况，模拟了在80%、85%、90%、95%负荷情况下的再循环情况，计算结果见表4。在变负荷时，再循环系数稳定，可以达到使用要求。
表4 负荷变化对再循环系数的影响
本文用Fluent对一种烟气再循环的燃烧器进行了数值研究，研究发现：
（1）当燃烧器在再循环燃烧模式下运行时，其燃气情况有所改善，燃烧器内部的温度也更均匀。
（2）设计了在制定热负荷条件下的最佳燃气入口直径。
（3）研究了通过增加空气量和增加再循环度抑制NOx 排放。根据曲线变化情况，通过从NO 浓度与再循环度曲线外推数据，可以实现的NOx 的排放预测。
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