预热室结构对多段式自预热燃烧器内燃烧及NOx排放特性的影响

陈冬林， 成 珊， 贠 英， 邓 涛

（长沙理工大学 能源与动力工程学院，长沙 410114）

目前，我国钢铁、有色冶金及化工等行业每年会产生大量的低热值（3200～7600kJ／m3）伴生气体，其中一部分直接对空排放燃烧，另一部分送入大型燃煤锅炉中掺烧，或在工业炉窑中采用高温预热空气技术燃烧［1-4］，而在中小型工业锅炉中很少直接燃烧利用，其主要原因是低热值气体着火困难，燃烧稳定性差.基于蓄热体的蓄热式高温预热空气燃烧技术虽然能直接燃烧低热值气体燃料，但这种燃烧技术所采用的蓄热载体价格昂贵、极易堵塞和高温腐蚀［5］，因而制约了其在工业炉窑上的大面积推广.为了解决中小型工业炉窑直接燃烧低热值气体的技术难题，作者提出了一种基于回流高温烟气多段自预热的燃烧方法，并对其燃烧特性进行了数值模拟研究，以期为研究者提供一些借鉴.

1 燃烧器预热室结构

笔者提出的多段式自预热燃烧器的主要部件为预热室与燃烧室.该燃烧器不需要外部装置辅助加热，而是利用其特殊结构使高温烟气回流来预热空气及燃料，并在烟气回流的影响下，使燃烧室内的烟气与反应物强烈混合，对反应物起到较强的预热和稀释作用.其主要特点是：（1）空气进入进口风箱后，在冷却高温烟气回流管内烟气的同时得到第一次预热；（2）燃料和空气分别进入高温烟气回流管内的燃料管和空气管后，与高温烟气回流管内逆向流动的高温烟气发生强对流换热，使空气得到第二次预热，燃料得到第一次预热；（3）当燃料和空气离开高温烟气回流管内的燃料管和空气管进入一端封闭的燃烧室后，与逆向流动的火焰和高温烟气发生直接混合与强对流换热，使空气得到第三次加热，燃料得到第二次加热.传统燃烧器燃烧室与多段式自预热燃烧器燃烧室的对比示意图见图1.

图1 燃烧器燃烧室示意图Fig.1 Schematic diagram of the combustion chamber

采用数值模拟方法对预热室结构进行优化，并对该燃烧器燃气的燃烧特性及NOx排放特性进行研究.建立了4种不同结构的多段式自预热燃烧器预热室物理模型，见图2.

图2 燃烧器预热室结构示意图Fig.2 Schematic diagram of the preheating chamber

由图2可以看出，结构1～3中，进口风箱内的空气进入高温烟气回流管内的上下2根空气管，再喷入燃烧室内，结构4中，进口风箱内空气进入高温烟气回流管内的左右2根空气管，再喷入燃烧室内.燃气均从外界直接进入套在高温烟气回流管内的燃气管，在结构1中，燃气管为1根水平管，在结构2中，燃气管为沿水平方向分布的2根水平管，在结构3中，燃气管为沿水平方向分布的5根水平管，在结构4中，燃气管为沿高温烟气管走向的5根弯管.

燃烧器额定热负荷为1005kW，设计燃料为高炉煤气，其热值约为3000kJ／m3，φ（CO）＝25%、φ（CO2）＝15%、φ（N2）＝55%和其他微量成分的体积分数为5%，过量空气系数为1.2.在100%负荷（额定负荷）下，空气与燃气进口速度分别为50m／s与45m／s，80%负荷下分别为40m／s与36m／s，60%负荷下分别为30m／s与27m／s，40%负荷下为20m／s与18m／s.其他参数见表1.

表1 燃烧器设计参数Tab.1 Design parameters for the burner

2 数值模拟

在Fluent软件中，选用标准k－ε湍流模型以及EDC燃烧模型进行燃烧模拟时，燃烧室内的平均速度和温度与实际值偏差在5%以内［6］，认为模拟结果是可信的，所以利用商业软件Fluent 6.3完成数值模拟研究.

为提高计算速度、获得更精确的模拟结果，尽可能使用结构化网格对模型进行划分.选用k－ε湍流模型、EDC燃烧模型及DO辐射模型进行计算，使用分离求解器，并采用Simple算法进行压力和速度耦合［7］，所有的控制方程均采用二阶迎风格式.假定混合物满足理想气体状态方程，混合物比定压热容cp通过温度与比热容的多项式确定［8-11］.

边界条件均设定为：速度进口，压力出口.初始化采用all－zones计算平均值.收敛条件：能量方程残差小于10－6，其他残差小于10－4，NOx预测包括热力型NOx和快速型NOx，考虑湍流波动对时均反应率影响，收敛标准定为10－5［12-13］.

3 结果分析

3.1 流场

图3给出了采用传统燃烧器与多段式自预热燃烧器时的燃烧室典型流场分布.采用传统燃烧器时，反应物在燃烧室内流速低，卷吸作用不强，且较少发生回流，在燃烧室内经历路程短；采用多段式自预热燃烧器时，全部反应物经小喷嘴喷入炉内，射流速度较高，在燃烧室内形成一个由反应物组成的喷向燃烧室末端的中心射流，射流在向前运动的过程中大量卷吸周围烟气，并在到达燃烧室末端时由于压力升高而发生回流，转而向燃烧室进口方向流动，经历路程相对较长.

图3 燃烧室典型流场分布Fig.3 Typical flow fields in the combustion chamber

3.2 烟气卷吸率

燃烧室内对反应物的稀释过程是一个至关重要的过程.为定量分析反应物和燃烧产物混合的均匀程度，定义烟气卷吸率（Kv）为卷吸的烟气质量流量（有效截面积上总的质量流量减去进口空气和燃料的总质量流量）与进口空气和燃料的总质量流量之比［14－15］，即

式中：ρinlet（x）为距燃烧室进口x处的yz平面上向燃烧室内部方向流动的质量流量；ρ0（0）为进口处空气和燃气的总质量流量.

根据式（1）可知，对于相同的空气和燃气进口质量流量，ρinlet越大，则Kv越大，即对反应物的稀释程度越高.ρinlet及Kv均通过CFD数据根据式（1）计算而得.

采用多段式自预热燃烧器预热室结构1～4时，烟气卷吸率Kv随与燃烧室入口距离x的变化情况如图4所示.在燃烧室前半段，射流向燃烧室内部流动，其距燃烧室入口距离x不断增大，更多烟气被卷吸进射流中，烟气卷吸率呈现不断升高趋势，在燃烧室中心位置达到最大值，增长率在0.12～0.71；在燃烧室后半段，射流与燃烧室封闭的末端越来越接近，射流速度降低并发生方向的转变，烟气卷吸率略有下降.

图4 烟气卷吸率随与燃烧室入口距离的变化Fig.4 Curves of flue gas recirculation rate varying with the distance of combustion chamber inlet

从图4还可以看出，结构1、结构2分别将燃气分为1束和2束喷入燃烧室，烟气卷吸率相差不大；结构3、结构4将燃气分为5束喷入燃烧室，烟气卷吸率与结构1、结构2相比降低10%～30%.

3.3 温度分布

图5给出了采用传统燃烧器与多段式自预热燃烧器在典型负荷工况下的燃烧室温度场.可以看出，采用4种不同预热室结构的多段式自预热燃烧器时，由于结构1～4的反应物与烟气换热面积依次增大（表1），反应物预热后达到的平均温度也依次升高（分别约为790K、950K、1100K、1200K）.

采用预热室结构1时，燃气预热效果不佳，导致燃烧室在入口处有明显的低温区（温度处于300～1000K的区域），但燃烧室温度分布均匀，96%以上空间温度分布在1500～1580K；采用预热室结构2时，燃烧室入口处的温度有所上升，低温区减小，但直到燃烧室中心区域反应程度才加剧，燃烧室92%以上空间温度分布在1500～1580K；采用预热室结构3时，由于反应物预热效果增强，燃烧室入口处低温区小，平均温度升高，但燃烧室温度分布均匀性降低，约89%空间温度处于1580～1660K；采用预热室结构4时，燃烧室入口处温度相比结构1～3是最高的，且反应物喷嘴个数比结构1和结构2多，反应物更易混合均匀，因此进入燃烧室后立即剧烈反应，很快达到1900K附近的峰值温度，但燃烧室内的温度分布不均匀程度继续增大，不到85%的空间温度处于1660～1740K.

图5 燃烧室温度分布Fig.5 Temperature distribution in the combustion chamber

从图4烟气卷吸率分析可以看出，燃烧室卷吸作用越剧烈，反应物被烟气稀释的程度越高，燃烧反应相对更缓慢，因而整体温度场更均匀.

比较所有燃烧室温度可以发现，采用多段式自预热燃烧器时，从结构1到结构4，燃烧室的峰值温度从1580K上升到1900K，处于峰值温度的区域面积增大，平均温度也由1550K上升到1700K；采用传统燃烧器时，相同负荷下的平均温度较低，在1350K左右，而在40%负荷下不能着火，即负荷适应性比多段式自预热燃烧器差.

从图6可以看出，采用预热室结构1～4的燃烧器燃烧时，由于燃烧器内的预热效果依次增强，燃烧室中轴线上入口处温度也依次由300K上升到1200K，燃烧室内温度达到相对稳定的位置也更靠近反应物入口处，并且峰值温度从1580K上升到1900K，稳定温度由1550K上升到1700K.

图6 燃烧室中轴线温度分布Fig.6 Temperature distribution along the center line of combustion chamber

其中，预热室结构2由于在高温烟气回流管中心未设置反应物入口管，燃烧室中轴线上并无反应物入口射流，所以燃烧室中轴线入口处受回流烟气影响较大，温度高于其他预热室结构的燃烧器，但随着与燃烧室入口距离x的增加，受周围反应物射流影响增加，中轴线温度呈现先下降后上升的趋势.

3.4 燃尽率

根据数值计算结果可得，采用不同预热室结构的燃烧器时，烟气回流管出口处的CO质量分数如图7所示（预热室结构1～4下，烟气中O2质量分数分别为0.017±0.0005、0.016±0.0005、0.008±0.0005、0.005±0.0005）.根据燃烧前后总质量守恒和燃烧室进口CO质量分数可计算出燃尽率，结果见图8.从图7和图8可以看出，预热室结构1～4的多段式自预热燃烧器燃尽率受负荷变化的影响均维持在0.14%以内，燃烧效率高.

图7 预热室结构对出口处CO质量分数的影响Fig.7 Effect of the structure of preheating chamber on the outlet CO mass concentration

采用预热室结构1～4的燃烧器时，受到反应物预热效果不断增强的影响，燃烧室内的反应剧烈程度增加，平均温度上升，导致燃烧器内的燃尽率提高，燃料利用率提高.其中结构2比结构1下燃尽率高约4.5%，结构3比结构2下燃尽率高约7%，结构4比结构3下燃尽率高约3.5%.

图8 预热室结构对燃尽率的影响Fig.8 Effect of the structure of preheating chamber on the burn－out rate

3.5 NOx体积分数

图9给出了预热室结构对NOx体积分数的影响.从图9可以看出，生成NOx的体积分数与燃烧器负荷紧密相关，这是因为燃烧器负荷降低时，反应物进口流速降低，在燃烧室停留时间增加，射流卷吸率降低，导致反应物的稀释程度不够，燃烧反应快速进行，峰值温度高，且停留时间长，从而导致污染物的体积分数高.

图9 预热室结构对NOx体积分数的影响Fig.9 Effect of the structure of preheating chamber on NOxvolume fraction

此外，依次采用预热室结构1～4的燃烧器时，在烟气卷吸率下降和预热效果增强的共同影响下，燃烧室内温度均匀性下降，峰值温度升高，烟气回流管出口处平均NOx体积分数上升.

4 结 论

（1）与传统燃烧器相比，多段式自预热燃烧器对低热值燃料适应性好，在低负荷下也能着火.

（2）多段式自预热燃烧器对燃烧室流场影响明显，燃烧室内有强烈的回流产生，反应物在燃烧室内经历路程长.

（3）多段式自预热燃烧器的预热室结构同时影响烟气卷吸率以及预热效果.换热管数目越多，换热效果越好，但烟气卷吸率越低.

（4）采用多段式自预热燃烧器时，反应物初始温度越高，燃尽率也越高.此外，采用该燃烧器时，负荷适应性强，燃尽率受负荷影响较小.

（5）燃烧室烟气卷吸率越高，NOx体积分数越低.采用多段式自预热燃烧器时，NOx体积分数受负荷影响明显，在低负荷工况下，生成的NOx体积分数增大.

［1］李鹏飞，米建春，DALLY B B，等.MILD燃烧的最新进展和发展趋势［J］.中国科学，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］王关晴，程乐鸣，骆仲泱，等.高温空气燃烧技术中燃烧特性的研究进展［J］.动力工程，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］张建军，冯自平，徐今强，等.新型自蓄热燃烧器设计与试验研究［J］.热能动力工程，2010，25（4）：423－426.ZHANG Jianjun，FENG 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.气体引射式无焰燃烧的数值模拟和试验研究［D］.合肥：中国科学技术大学工程科学学院，2010.

［10］杨艳超.高温空气燃烧喷嘴的优化设计和燃烧特性的数值分析［D］.上海：东华大学环境学院，2009.

［11］汪文辉.新型旋流高温空气燃烧器的数值模拟研究［D］.上海：东华大学环境学院，2009.

［12］韩占忠，王敬，兰小平，等.FLUENT－流体工程仿真计算实例与应用［M］.2版.北京：北京理工大学出版社 ，2010：1－321.

［13］王宝源，俞瑜，林其钊，等.无焰燃烧NOx生成的数值分析和试验研究［J］.热能动力工程，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］李鹏飞，王飞飞，米建春，等.当量比和初始混合模式对无焰燃烧的影响［J］.工程热物理学报，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］李鹏飞，米建春，DALLY B B，等.当量比和反应物混合模式对无焰燃烧的影响［J］.中国电机工程学报，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.