新型多段式自預熱燃燒器設計與數值模擬

陳冬林，成珊，贠英，鄧濤

(長沙理工大學 能源與動力工程學院，湖南 長沙，410076)

目前有眾多新型燃燒方式，如旋流燃燒[1-2]、富氧燃燒[3-4]、火焰冷卻技術[5]、分級燃燒[6-7]和流化床技術[8-9]等，但這些燃燒方式不能兼顧高效和低污染，也不能適用于低品質燃料。現階段，高溫空氣燃燒(也稱為低氧稀釋溫和燃燒)因同時具有節約能源、火焰穩定和低NOx排放等諸多優點，逐漸成為了業界的研究熱點。高溫空氣燃燒通常在燃燒室外裝有蓄熱式或回熱式換熱器。蜂窩蓄熱體以其熱慣性小、結構緊湊而成為一種常用換熱裝置，但它對材料性能要求很高，例如：需要有很高的比熱容和換熱系數，能夠承受巨大的溫差和頻繁的換向，以及具有抗氧化和抗腐蝕能力。此外，由于含塵煙氣極易導致堵塞和結渣，蜂窩蓄熱體很難在燃煤和燃燒其他生物質燃料的鍋爐上使用。為了解決上述問題，本文作者提出一種新型多段式自預熱燃燒器。該燃燒器不需要外部裝置輔助加熱，自身可實現預熱過程。

1 多段式自預熱燃燒器結構及原理

多段式自預熱燃燒器見圖1，包括空氣進口風箱、高溫煙氣回流管、空氣管和燃氣管4部分，自身可實現預熱過程，且不會導致堵塞或結渣。其主要特點是：(1) 空氣進入進口風箱后，在冷卻高溫煙氣回流管內煙氣的同時得到第1次預熱；(2) 燃料/空氣進入高溫煙氣回流管內的燃料/空氣管后與高溫煙氣回流管內逆向流動的高溫煙氣發生強對流換熱，使得空氣得到第2次預熱，燃料得到第1次預熱；(3) 當燃料/空氣離開高溫煙氣回流管內的燃料/空氣管進入一端封閉的燃燒室后，與逆向流動的火焰和高溫煙氣發生直接混合及強對流換熱，使空氣得到第3次加熱，燃料得到第2次加熱。燃燒器與鍋爐的連接示意圖見圖2。

為達到更好的預熱效果及滿足不同工況的需求，燃料管與空氣管的數量及布置形式可以是單根或多根，多根的情況下可以采用“一”字形排列、“十”字形排列或圓形排列等。

圖1 燃燒器與燃燒室示意圖Fig.1 Schematic diagram of burner and combustion chamber

圖2 燃燒器與鍋爐連接示意圖Fig.2 Schematic diagram of connection of burner and boiler

2 數值模擬

通過 Parente等[10]的數值模擬與實驗研究對照可知：在Fluent軟件中，選用標準k-ε湍流模型以及EDC燃燒模型進行高溫空氣燃燒的模擬時，燃燒室內的平均速度和溫度與實際偏差在 5%以內，模擬結果可以認為是符合實驗結果的，本研究利用商業軟件Fluent6.3完成數值實驗研究。

2.1 物理模型

構建燃燒器及燃燒室模型時，為研究多段式自預熱燃燒器內的傳熱狀況和燃燒室內的流場和壓力分布，以及與使用傳統燃燒器時燃燒室內的溫度場相對比，特構建了圖3所示的4個燃燒器模型以及表1所示的8個燃燒室模型。燃燒器利用隔板增加空氣在進口風箱內的流程及停留時間，燃燒器模型1～4分別為無隔板、三隔板、五隔板、七隔板模型。燃燒室模型1～8中將燃燒室簡化為1個圓柱筒，采用自預熱燃燒器時從圓柱筒同一端開口分別噴射入空氣、燃料和排放煙氣，采用傳統燃燒器燃燒時則在另一端開口排放煙氣。燃燒室長度固定為3 m，燃燒室半徑為0.30～1.00 m，見表1。

2.2 數學模型及邊界條件

圖3 燃燒器模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of burner model

表1 燃燒室模型尺寸Table 1 Combustion chamber model size

為加快計算速度以及獲得更精確的模擬結果，盡可能地使用結構化網格對模型進行劃分。選用k-ε湍流模型和EDC燃燒模型及DO輻射模型計算。使用分離求解器，并采用 SIMPLE算法進行壓力和速度耦合[11]。所有的控制方程均采用一階迎風格式。

燃燒器設計燃料為高爐煤氣，其熱值很低，主要成分(體積分數)為CO 25%，CO215%，N255%和其他微量成分。假定混合物滿足理想氣體狀態方程，混合物比定壓熱容cp通過溫度與比熱容的多項式確定。

在相同的熱負荷下，自預熱與傳統燃燒器邊界條件均設定為：速度進口(空氣50 m/s，燃料45 m/s，300 K)，壓力出口(101 kPa)。

初始化采用all-zones計算平均值。計算結果為：能量方程殘差小于10-6，其他殘差小于10-4，且監測到進出口質量流量偏差在10-6kg/s以內，計算收斂。

2.3 煙氣卷吸率計算

煙氣卷吸率決定反應物和產物的混合均勻程度。高溫煙氣回流帶來的反應物強烈稀釋是實現高溫空氣燃燒的 1個至關重要的條件。煙氣卷吸率(Kv)定義為卷吸的煙氣質量流量(有效截面積上總的質量流量減去進口的空氣和燃料質量流量)與進口的空氣和燃料質量流量之比，即，

在自預熱燃燒器對應的燃燒室模型中，在任何yz平面上，向燃燒室內部方向流動的質量流量(Minlet)必須等于向出口方向流動的質量流量(Moutlet)，即Minlet(x)=Moutlet(x)。煙氣卷吸量可根據向燃燒室內部的質量流量確定，即

此處A(x)代表x處的yz平面上速度向燃燒室內部方向的面積。對于相同的空氣和燃料進口質量流量，Minlet(x)越大表示煙氣卷吸量越高，對于Moutlet(x)同樣適用。

向燃燒室內部方向的質量流量(Minlet)及煙氣卷吸率(Kv)均通過CFD數據根據式(1)和(2)計算而得。

3 結果及分析

3.1 燃燒室內壓力場和速度場

圖4和圖5所示分別為燃燒室x方向上xOy平面的壓力分布圖和速度矢量圖。從圖4和圖5可以看出：所有的燃燒室模型模擬結果都有一個共同點：有1個向燃燒室內部的中心流，然后，射流在燃燒室內發生回流并向燃燒室進口方向流動。

在半徑小于0.75 m即半徑長度比小于0.25時，由于燃燒室內壓力較高，射流不能到達燃燒室的末端，燃燒室的后半部分射流卷吸的煙氣量很少，平均速度低。在燃燒室半徑增加后，燃燒室內壓力下降，射流能順利到達燃燒室末端，平均速度增大。從圖5可以看出：在燃燒室后半部有渦流區。

3.2 煙氣卷吸率

圖6所示為x方向離入口距離的煙氣卷吸率。從圖6可以看出：在燃燒室長度固定為3 m的情況下，煙氣卷吸率隨半徑增大而增大；半徑長度比增大后，爐內壓力分布較為均勻，射流能到達在燃燒室內后部，從而整體的煙氣卷吸率增加。

圖4 爐膛xOy平面壓力分布圖Fig.4 xOy plane pressure distribution in chamber

圖5 爐膛xOy平面速度矢量圖Fig.5 xOy plane speed vector diagram in chamber

圖6 燃燒室長度為3 m、燃燒室半徑r不同時的煙氣卷吸率Fig.6 Flue gas recirculation rate with different chamber radius at chamber length of 3 m

從圖6還可以看出：在多數燃燒室中，隨射流向燃燒室內部運動，即與燃燒室進出口處的距離x增加，更多的煙氣被卷吸入射流內，煙氣卷吸率(Kv)上升。

另外，當半徑大于0.75 m后，煙氣卷吸率(Kv)不再出現隨x增加而減小的情況，而是很平穩地固定在6以上。這是由于渦流區已經到達了燃燒室的最里面，不再影響流動情況。

3.3 燃燒器中空氣和燃料預熱效果

圖7所示為4種不同燃燒器模型中xOy平面的溫度分布圖。由圖7可以看出：在無隔板的燃燒器中，空氣可以被預熱到900 K左右；三隔板的燃燒器中，為1 000 K左右；五隔板的燃燒器中，為1 100 K左右；七隔板的燃燒器中，為1 200 K左右。4種燃燒器模型中，燃料因為進口速度比較大，換熱面積不夠導致預熱效果不佳。

圖7 燃燒器xOy平面溫度分布圖Fig.7 xOy plane temperature distribution in burner

由于采用的換熱管均為光管，換熱系數較低，若采用如肋片管等增強換熱的方式，則換熱效果會得到進一步改善。

高溫空氣燃燒的發展和研究表明，實現高溫空氣燃燒有2個重要的前提條件：

(1) 燃燒室內有強烈的煙氣循環，氧氣被高度稀釋；

(2) 進入燃燒室內的空氣被預熱到較高溫度。

Cavigiolo等[12]發現實現高溫空氣燃燒所需要的煙氣卷吸率(Kv)與燃料的熱值有關。比如，燃料為甲烷時，需要Kv＞4，并且爐內溫度為800～850 ℃；而燃料為乙烷時，只需要Kv＞3.5，爐內溫度為600～650℃。Effuggi等[13-15]發現：在高煙氣卷吸率(Kv＞5)和高溫(t＞800 ℃)下，低熱值的生物質也可以實現高溫空氣燃燒。

由于本燃燒器的設計燃料為低熱值的高爐煤氣，當煙氣卷吸率和空氣預熱溫度能達到較高值時，可認為滿足了高溫空氣燃燒所需要的前提條件。

3.4 燃燒室內溫度場及燃燼率

分別采用傳統燃燒器和自預熱燃燒器，對半徑為0.75 m的燃燒室模型進行溫度場比較，結果見圖8。由圖8可以看出：當傳統燃燒器按傳統燃燒方式采用較低流速(20 m/s)時，燃燒室內已經熄火，燃燒無法進行。當傳統燃燒器采用新型燃燒器相同流速(50 m/s)但無預熱時，燃燒得以進行。

由圖8還可以看出：采用自預熱燃燒器時，由于有空氣預熱過程以及高溫煙氣回流的存在，不僅使得燃燒室內的低溫區更小，而且整個燃燒室內的平均溫度更高。

由于采用不同燃燒器時輸入的燃料量和空氣量一致，不同燃燒器的燃火盡率結果見表2。由表2可以看出：采用自預熱燃燒器時，燃燒更充分，燃料利用率更高。

圖8 r=0.75時燃燒室xOy平面溫度分布圖Fig.8 xOy plane temperature distribution in r=0.75 chamber

表2 不同燃燒器燃燼率Table 2 Burn-out rate of different burners

4 結論

(1) 燃燒室半徑長度比影響整體流場分布。半徑長度比小于0.25時，燃燒室壓力分布不均，射流速度在燃燒室內迅速降低，卷吸率亦隨之迅速下降。

(2) 在空氣流速較高(50 m/s)的情況下，通過增加其燃燒器內的流動路程，可顯著提升空氣預熱溫度。

(3) 采用多段式自預熱燃燒器的情況下，空氣可以預熱到1 200 K以上。當燃燒室半徑長度比超過0.25時，煙氣卷吸率(Kv)可以容易地超過6，滿足了低熱值氣體實現高溫空氣燃燒所需要的前提條件。

(4) 煙氣卷吸率與預熱溫度共同影響高爐煤氣的燃燒狀況。與傳統燃燒相比，使用這種新型多段式自預熱燃燒器保證了低熱值燃料對卷吸率與預熱的要求，不僅燃燒穩定，更重要的是可回收煙氣熱量，使得燃燒室內的平均溫度升高，不可逆熱損失和傳熱損失減小，燃料利用率升高。

[1]尹航, 鐘仕立, 戴韌, 等.合成氣低旋流燃燒器設計與流動結構的分析[J].動力工程學報, 2011, 31(2)∶ 131-136.YIN Hang, ZHONG Shili, DAI Ren, et al.Design of low swirl syngas burner and analysis on the flow pattern[J].Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2011, 31(2)∶ 131-136.

[2]白濤, 郭永紅, 孫保民, 等.1 025 t/h旋流燃燒器煤粉爐降低NOx生成的數值模擬[J].電機工程學報, 2010, 30(29)∶ 16-23.BAI Tao, GUO Yonghong, SUN Baomin, et al．Numerical simulation of decreasing NOxemission in a swirling combustionpulverized coal boiler[J].Proceedings of the CSEE,2010, 30(29)∶ 16-23.

[3]閻維平, 米翠麗.300 MW 富氧燃燒電站鍋爐的經濟性分析[J].動力工程學報, 2010, 30(3)∶ 184-191.YAN Weiping, MI Cuili.Economic analysis of a 300 MW utility boiler with oxygen-enriched combustion[J].Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2010, 30(3)∶ 184-191.

[4]蘇俊林, 潘亮, 朱長明.富氧燃燒技術研究現狀及發展[J].工業鍋爐, 2008(3)∶ 1-4.SU Junlin, PAN Liang, ZU Changming.Research status and development of oxygen-enriched combustion technology[J].Industrial Boiler, 2008(3)∶ 1-4.

[5]白麗萍, 傅忠誠.火焰冷卻體降低燃氣熱水器 NOx排放的研究[J].煤氣與熱力, 1999, 19(6)∶ 32-51.BAI Liping, FU Zhongcheng.Using metallic insert for reducing nitrogen oxides emission from gas water heater[J].Gas & Heat,1999, 19(6)∶ 32-51.

[6]姚兆普, 薛亞麗, 朱民, 等.分級燃燒穩定性的數值計算[J].工程熱物理學報, 2008, 29(10)∶ 1783-1786.YAO Zhaopu, XUE Yali, ZHU Min, et al.Numerical simulation of stability for staged combustion[J].Journal of Engineering Thermophysics, 2008, 29(10)∶ 1783-1786.

[7]畢明樹, 張叢, 周一卉.煤粉濃淡空氣分級燃燒過程的數值模擬[J].動力工程學報, 2010, 30(8)∶ 612-616.BI Mingshu, ZHANG Cong, ZHOU Yihui.Numerical simulation on processes of pulverized coal bias air-staged combustion[J].Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2010, 30(8)∶612-616.

[8]李社鋒, 方夢祥, 余斌, 等.循環流化床鍋爐飛灰的回燃特性[J].燃燒科學與技術, 2010, 16(3)∶ 230-235.LI Shefeng, FANG Mengxiang, YU Bin, et al.Characteristics of fly ash recycle to reburn in circulating fluidized bed boilers[J].Journal of Combustion Science and Technology, 2010, 16(3)∶230-235.

[9]宋國良, 呂清剛, 劉琦, 等.循環流化床單床與雙床煤氣化特性試驗研究[J].電機工程學報, 2009, 29(32)∶ 24-29.SONG Guoliang, LU Qinggang, LIU Qi, et al.Experimental research on coal gasification characteristics in single and dual circulating fluidized beds[J].Proceedings of the CSEE, 2009,29(32)∶ 24-29.

[10]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∶ 7553-7564.

[11]MI Jianchun, LI Pengfei, ZHENG Chuguang.Numerical simulation of flameless premixed combustion with an annular nozzle in a recuperative furnace[J].Chinese Journal of Chemical Engineering, 2010, 18(1)∶ 10-17.

[12]Cavigiolo A, Galbiati M A, Effuggi A, et al.Mild combustion in a laboratory-scale apparatus[J].Combust Sci Technol, 2003,175(8)∶ 1347-1367.

[13]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.

[14]Derudi M, Villani A, Rota R.Mild combustion of industrial hydrogen-containing byproducts[J].Ind Eng Chem Res, 2007,46(21)∶ 6806-6811.

[15]Derudi M, Villani A, Rota R.Sustainability of mild combustion of hydrogen-containing hybrid fuels[J].Proc Combust Inst, 2007,31(2)∶ 3393-3400.