郑州达冠低尘生物质燃烧机内燃烧特性的数值模拟

低尘生物质燃烧机内燃烧特性的数值模拟
摘要：介绍了一种用于中小型工业窑炉的新型低尘燃烧技术，利用计算机数值模拟考察了低尘旋流生物质燃烧机的特性．在合理选择气相流动、固相流动、煤燃烧及NO的生成等模型的同时，针对旋流燃烧场中固体颗粒在壁面附近的碰撞及熔融特性，探讨了在壁面处的运动模型，并以此为基础考察了燃烧场的两相流动特性，模拟了生物质燃烧机内的燃烧过程及各物理量的分布．在与实验比较的基础上，对生物质燃烧机的结构进行了改进．结果表明，在低化学计量比下，改进后的生物质燃烧机性能更好，颗粒在生物质燃烧机内充分燃尽，在保证液排渣效果的同时，NO的排放远低于常规液排渣旋风器的NO排放量．
1  茼言
    在现有的燃煤技术中，燃煤直接加热方式的火焰和烟气中含有大量灰渣，污染严重，水煤浆的形态类似油，但其燃烧特性基本类似普通燃烧，火焰和烟气的含灰量仍很高，目前在钢铁等大型行业中应用较多的煤气化技术，附属设备较多，操作较复杂，成本较高，一般中小型工业企业难以承型1，2]．陈恩鉴等‘31在传统的液排渣旋风燃烧技术基础上提出了一种“低尘燃烧技术”，使在一个圆柱形的燃烧室中进行欠氧燃烧，煤中的灰渣在旋转流场作用下被燃烧室壁面捕集，在高温下呈液态渣除去，进入炉膛的是洁净的高温还原性火焰，将这种燃烧技术应用于燃油工业窑炉进行以煤代油改造及对老式燃煤工业窑炉进行技术改造，具有广阔的前景，
    图1为低尘生物质燃烧机示意图，一次风r占10%)采用压缩空气浓相送粉方式，在端部的叶片中与二次风混合后送入生物质燃烧机内；热风进入生物质燃烧机后，一路作为三次风r占30%)进入生物质燃烧机出口处，另一路经过生物质燃烧机筒壁，冷却筒壁，然后经过环型叶片，作为二次风进入生物质燃烧机内，形成的液渣由燃烧室前部的出渣口排出，与传统的液排渣生物质燃烧机相比，这种低尘生物质燃烧机在开发构思上有以下特点：(1)**提出取消燃烧室侧壁上的二坎风进口，采用端面预旋技术，在燃烧室内部形成对称且无阻碍的旋转流场；(2)把喷入外层旋转气流，延长了的停留时间，消除了因“短路”而逸出燃烧器的机会；(3)采用分级燃烧技术，在生物质燃烧机内进行局部欠氧燃烧，富含未燃成分的高温燃气在补入三次风后进入窑炉进行二次燃烧，一方面分级燃烧在生物质燃烧机内形成还原气氛有利于降低渣熔点，便于排渣，另一方面可抑制氮氧化物的生成‘4]．蒋利桥等‘51对冷态流场进行了测试，林伯川等‘61进行了初步的热态中间实验，证实了这种液排渣低尘生物质燃烧机具有连续排渣、灰捕集率高、低氮氧化物排放等优点，但这种燃烧方式的燃烧强度**普通的生物质燃烧机，尤其是为了液态排渣，壁面附近温度较高，对材料的耐热性和减少热损失都提出了很高要求，为了实现在液排渣前提下优化生物质燃烧机的结构和操作条件，把握炉内的传热特性、的运动和燃烧行为是十分必要的，本研究对液排渣生物质燃烧机的燃烧特点进行了计算机模拟与解析．
2  教学模型
    对有反应的湍流气一固两相流动及的燃烧过程采用拉格朗日一欧拉混合模型，在欧拉坐标系下求解气相的质量守恒、动量守恒和能量守恒方程，颗粒运动采用拉格朗日法计算，忽略气体密度脉动、阻力脉动及重力项，对气一固相流动采用k- 8/RNG模型和拉格朗日法颗粒随机轨道模型；煤的燃烧考虑热解、焦炭燃烧、气相燃烧三部分，分别采用双平行竞争反应模型、扩散一动力燃烧模型、EBU-Arrhenius模型；热力型NO的生成采用Zeldovich模型，燃料型和快速型NO的生成采用De Soete模型；辐射模型采用离散传播法(DT)．孙学信‘71对上述模型的机理进行了详细介绍，燃烧场视为稳态轴对称，在二维柱坐标系下，各物理量的控制方程可表示为以下通用形式：式中妒代表速度、温度、浓度等不同的物理量，/表示广义扩散系数，S(p是气相湍流引入的源项，S(pp是考虑颗粒影响的源项，其具体含义及k- 8/RNG湍流模型参数见文献[8]．
3  数值解法及计算条件
3.1数值解法
    由于低尘生物质燃烧机的出口条件较复杂，为便于给出出口边界条件，在生物质燃烧机后部加上了炉膛的简化模型，二者同场求解，图2为整场的计算网格，其中燃烧器部分设置r方向网格数为56，z方向网格数为60，在近壁面物理量变化急刷的地方采用加密网格，由于炉膛不是重点考察对象，所以计算网格较稀，计算平台用通用CFD软件Star-CD3.10，对气相控制方程组用有限体积数值解法稳态求解，应用MARS二阶差分格式，在计算域的各控制微元体内积分各控制方程，得到变量在节点处的差分方程，差分方程的求解采用p-v修正的SIMPLE算法，用代数多重网格法(Algebraic Multi-gridMethod)加速收敛‘9]，考虑颗粒和气流间的相互作用，两相耦合循环迭代，
3.2进出口边界条件
    在实际运行中，的进料点在环形叶栅附近r图1)，且一次风量较小(占总风量10%)，因此计算中将一次风和二次风合并在一起考虑，本研究重点考察生物质燃烧机内的燃烧情况，所以暂时未考虑窑炉炉膛内引入的三次风，二次风进风通道为口径20 mm的环形叶栅通道r图2)，叶片偏转角约85.5。，z=0的其他区域为壁面，空气和的其他进口条件如表1所示，炉膛出口取定压边界条件，**压力设为0.1 MPa．
3.3壁面边界条件
    热态下这种生物质燃烧机“壁面”处的边界祭件较复杂，在燃烧过程中，在靠近生物质燃烧机侧壁附近投入，壁面附近的燃烧强度高，在壁面处形成高粘度、高粗糙度的渣层，对于气相，粗糙度的提高增加了流动的阻力，对于颗粒运动而言，颗粒运动到壁面时，会由于熔渣层的粘附作用而被捕集难以再回到气相，没有燃尽的将附在渣层上燃烧，现阶段的计算还没有考虑渣层的运动特性，对这种复杂的气固壁面流动和燃烧现象，本计算针对实际熔渣的表面特性假设计算中的“壁面”条件，采用改变近壁处的壁面函数和颗粒碰撞条件的方法来进行合理的模拟．
    (1)气相流动采用无滑移的壁面边界条件，近壁面区域采用以下完全粗糙条件下的壁面函数‘101：
    Launder等[10]将特征厚度D定义为：当与壁面的距离降到yo+D时，气流的速度减为0（如图3所示）．考虑到与颗粒直接作用的表面是粗糙的熔渣表面，参数的取值如表2所示，增加壁面粗糙度的目的在于模拟气流由于熔渣层的粘滞造成的减速，颗粒进入这个“滞止区”以后速度将大幅度降低，
    (2)对生物质燃烧机部分，气相壁面传热采用第三类边界条件，外壁面的冷却风温580 K，冷却介质、金属管壁、生物质燃烧机衬料层、渣层的总热阻根据实验选取0.021112．K/W；对炉膛部分，壁面传热采用第一类边界条件，根据设计温度，取1500K．
    (3)固相颗粒和壁面间碰撞采用完全非弹性碰撞条件，即颗粒与壁面发生碰撞后速度变为0，但可被气流再次携带，再次碰壁，如此循环，直至颗粒燃尽，以此近似模拟在壁面附近的运动情况．
3.4煤种特性
    现场实验中采用的大同混煤属于烟煤，参照普通烟煤在高温及低温下的热解动力学参数，煤中挥发分的析出采用双平行一级反应模型‘7]．在焦炭燃烧中，假定炭表面以生咸CO为主；在气相燃烧中，考虑了挥发分的两步燃烧过程，挥发分的元素组成可由元素分析结果求出，本计算中将其描述为C。Hf，其中e=0.6758，f=0.6483.反应的动力学参数见文献[11]．煤样的元素和工业分析如表3所示，煤样的粒度分布如表4所示，煤颗粒密度1200 kg/m3．本计算根据实际的粒度分布，设置了0.025，0.05，0.075，0.125，0.175 mm等5个粒径，每个粒径根据投入位置的不同平均分为8组，
4  结果与讨论
4.1计算值与实验值的比较
    为了检验模型设置的准确性，图4给出了a=0.77，聊。。。i=0.051 kg/s条件下实测温度和计算温度的比较（测图5生物质燃烧机尾都NO浓度随化学计量比的变化Fig.5 NO concentration at the rear of combustor点位于生物质燃烧机内壁面约25 mm，即r=175 mm处，沿轴向设置5个测量热电偶）．图5给出了不同化学计量比下生物质燃烧机尾部NO标态浓度的变化
    从比较结果可以看出，计算值和实验值吻合较好，较大相对误差在10%以内，说明关于颗粒近壁条件的设置是比较合理的，数值模拟结果也能够反映生物质燃烧机内部的燃烧特性，以此为基础，对生物质燃烧机进行设计优化是可行的．
4.2燃烧特性分析
4.2.1流场分布
    图6为a=l.0时生物质燃烧机内的纵截面速度矢量分布，图7是生物质燃烧机的截面流线图，不同化学计量比下的流场形态相似，大小有所差异，与冷态测试结果‘51不同，在燃烧条件下，中心气流受热膨胀，中心回流区消失，环室回流区发生阻断，主气流区扩张，在生物质燃烧机的中后部和中心气流区合并，环室回流区大大减小，因此在实际燃烧过程中，“环室回流区”将不足以使颗粒产生往复运动，绝大部分颗粒受强旋流作用集中在壁面附近，壁面附近局部氧浓度很低，颗粒很快运动到“无氧区”f图8)，炭粒的燃烧效果不好，在化学计量比较低∞=0.7，0.8)时，燃烧率仅为70.1%和80.7%．本燃烧系统若采取分级燃烧、而生物质燃烧机内采用低化学计量比的燃烧方式，如何较大程度地提高炭粒的燃烧率是一个很重要的问题．
4.2.2湿度场分布
    图9为a=0.7～1.1时生物质燃烧机内温度场的分布，随着燃烧的进行，温度沿轴向先升高后略有降低，比较不同的化学计量比下的温度场分布，低a(0.7，0.8)比高a(l.0，1.1)时的高温区更靠前，在生物质燃烧机端面观察孔处的肉眼观测结果也证明了这一点，从总体来看，燃烧区过分靠后，出口截面温度都很高(1866～2032 K)，对NO的控制很不利，在实际设计过程中，希望主燃烧区能提前，以利于降低出口截面的温度，这样当炉膛内三次风补入，NO的总生成量不会再次大幅度升甜12]．因此，燃烧器结构需要进一步改进，
4.2.3低尘生物质燃烧机灰渣的捕集
    投入生物质燃烧机后，强烈的旋流使几乎所有的颗粒均在壁面附近运动，旋流的离心分离作用使剩余颗粒难以随气流运动而被壁面熔渣层捕集，虽然实验测到的捕渣率在85%以上，也证实了生物质燃烧机能实现液排渣，产生接近重油燃烧的清洁燃气，但在化学计量比较低r0.8）时，渣中的含碳量达10%以上，捕渣率的提高不应以燃烧效率的降低为代价．
4.3低尘生物质燃烧机的改进
    燃烧效率、液排渣效果及污染物的排放情况是本燃烧器燃烧性能的主要考察因素，但3个因素间又相互影响，燃烧效率的提高在很大程度上依赖温度水平的增加，这对液排渣有利，但对NO的排放不利，要控制NO的排放，就要适当降低燃烧室出口的温度水平，营造室内还原气氛，这显然会影响燃烧效率及液排渣的效果，因而如何合理地平衡三者间的关系，是低尘生物质燃烧机设计的关键问题，
    表5给出了不同化学计量比下生物质燃烧机内一些特性参数的计算值比较，在化学计量比较低时，壁面附近更易处于缺氧状态，不利于炭粒燃尽，化学计量比较高∞=1.0，1.1，1.2)时，炭粒的燃烧率较高，但出口温度的提高或出口氧浓度的提高都木利于NO的控制，
    针对以上一些矛盾和缺点，本研究将生物质燃烧机的尺寸加大，直径由400 mm改为500 mm，长度由600 mm改为1000 mm，出渣口的位置延至z=800 mm处，表6给出了a=0.8，聊。。。i=0.026 kg/s时改进前后的部分计算值比较，从表可以看出，由于环形进风通道面积及生物质燃烧机长度的增加，在同样质量流量下，进风速度减小，颗粒运动减慢，停留时间变长，颗粒的燃烧率得到提高；主燃烧区相对提前，出口截面温度下降，NO的排放进一步降低，在保证顺利排渣的前提下，出渣口温度有所下降，同时由于尺寸增大，燃煤量可适当增加，目前较新一代生物质燃烧机的燃煤负荷已达到0.056 kg/s．初步实验结果证实[3]，在a=0.8，埘。。。1=0.056 kg/s时，炭粒的燃烧率达99%以土，捕渣率达90%，渣中的含碳量小于0.1%，出口温度降到1800 K，NO的排放仅为400 mg/Nm3，远低于常规液排渣炉约850～1150 mg/Nm3的排放量‘13]．进一步的研究和开发仍在进行中．
5  结论
    将k-E/RNG湍流流动模型、颗粒轨道模型、气相EBU-Arrhenius模型、焦炭的扩散动力燃烧模型和各种NO的生成模型相结合，通过对壁面条件的处理，探讨了液排渣生物质燃烧机模拟中在壁面附近行为的模型化方法，模拟了低尘生物质燃烧机内的燃烧过程和颗粒运动特性，为进一步建立和完善的熔渣及附壁模型奠定了基础，结果表明：
    (1)计算模型和计算方法较好地模拟了欠氧状态下生物质燃烧机内的温度分布、浓度分布和氮氧化物的生成，采用改变近壁处的壁面函数和颗粒碰撞条件模拟壁面处的行为是可行的．
    (2)由于燃烧实验中壁面条件的改变及气流受热膨胀加速，冷态下强旋流造成的多重回流流场结构在热态下减弱甚至部分消失．
    (3)燃烧大部分集中在生物质燃烧机壁面附近，大部分灰分可在燃烧过程中以熔渣的形式除去．
    (4)针对燃烧效率、液排渣效果及污染物排放三者间的平衡关系，将生物质燃烧机加大加长，一次燃烧仍采用欠氧燃烧条件，解决了低化掌计量比下颗粒燃烧率不高及出口截面温度过高的问题，同时保证了液排渣效果和NO的低排放，