魯春平, 周飛帆, 陳 燁, 萬 琴, 劉 波, 何金橋

(1.中冶京誠(湘潭)重工設(shè)備有限公司，湖南 湘潭 411100； 2.西南交通大學(xué) 電氣工程學(xué)院，四川 成都 610031； 3.長沙理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，湖南 長沙 410114；4.湖南工程學(xué)院 電氣與信息工程學(xué)院，湖南 湘潭 411101)

引言

隨著經(jīng)濟(jì)的不斷發(fā)展，我國能源資源的總量將出現(xiàn)短缺，并且在能源消耗的過程中會產(chǎn)生大量的污染物，不但破壞全球生態(tài)環(huán)境，還嚴(yán)重影響人們生活質(zhì)量。為了改善環(huán)境、提高空氣質(zhì)量，我國鼓勵使用氣體燃料，這使得天然氣消耗量迅速增長。根據(jù)2020年發(fā)布的《bp世界能源統(tǒng)計(jì)年鑒2020》(bp Statistical Review of World Energy 2020)及以往年的BP數(shù)據(jù)顯示[1]，2019年我國的天然氣消費(fèi)增長8.6%，總量達(dá)到3 073億m3。另一方面，我國僅鋼鐵行業(yè)高爐煤氣產(chǎn)量就高達(dá)8 600億m3，高爐煤氣的特點(diǎn)是熱值低、產(chǎn)氣量大，大部分都沒有得到有效利用[2-3]；產(chǎn)生的秸稈氣體7億m3[4]，被利用的秸稈氣體卻不到17%；產(chǎn)生的生活垃圾高達(dá)4億t[5]，處理過程中將會產(chǎn)生大量的可燃?xì)怏w。截至2019年我國天然氣累計(jì)探明地質(zhì)儲量超過16.0 × 1 012 m3，其中常規(guī)低品位及非常規(guī)氣累計(jì)探明儲量約8.0 × 1 012 m3，占比約50%，未來這一比例將進(jìn)一步增大[6]。我國不僅大量低熱值燃?xì)饽壳安]有得到有效利用，而且隨著天然氣資源被不斷開采，也將進(jìn)一步低品位、低熱值化。由此可見，研究低熱值燃?xì)馊紵匦詫μ岣叩蜔嶂等細(xì)饫眯?、減少直接排放是極為必要的。

為了分析低熱值燃?xì)獾娜紵匦?，部分學(xué)者從湍流擴(kuò)散的熱力作用方面分析了燃燒穩(wěn)定特性，例如：將低熱值燃?xì)馔牧鞣穷A(yù)混燃燒試驗(yàn)與模擬相結(jié)合，使用了不同的氣體輻射模型計(jì)算高壓下軸對稱射流擴(kuò)散火焰中的輻射傳熱[7-8]；通過數(shù)值模擬研究了低熱值氣體成分火焰的傳播速度及發(fā)展時間的影響[9-11]，等等。但這些研究體現(xiàn)了單一的可燃成分燃燒熱浮升和熱輻射的擴(kuò)散與混合的動力學(xué)作用，難以描述低熱值燃?xì)舛嘟M分、高不可燃組分含量下熱力作用對燃燒與燃盡的影響。

此外，為強(qiáng)化低熱值燃?xì)馊紵c燃盡，一些學(xué)者還從低熱值燃?xì)獾某煞秩胧郑治隽顺煞肿兓瘜θ紵€(wěn)定性的影響，例如：研究了沼氣中添加H2后的擴(kuò)散火焰穩(wěn)定機(jī)理，發(fā)現(xiàn)H2的添加可以加速燃料質(zhì)量的擴(kuò)散，并且隨著H2含量和初始壓力的增加，火焰穩(wěn)定性更加明顯[12-13]；對燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室內(nèi)湍流擴(kuò)散火焰穩(wěn)定性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，當(dāng)O2與CO2比率低于20%時，燃燒火焰會被吹滅，最高旋流葉片角處火焰穩(wěn)定性最好[14]，等等。這些研究雖然揭示H2含量對于擴(kuò)散氣流的燃燒具有重要作用，CO2則對其燃燒具有顯著的抑制機(jī)理。但是，低熱值燃?xì)鈹U(kuò)散火焰自身溫度不高，而且N2的含量很高，其高溫空氣雖然有利于促進(jìn)著火，但是其熱力作用不同于富可燃成分、高熱值燃?xì)獾娜紵匦訹15]。

上述研究表明，通過合理調(diào)整低熱值燃?xì)馊肟诘臍饬髁鲃踊旌咸匦院统煞?，有利于?qiáng)化低熱值燃?xì)庵稹⑷紵腿急M，減少CO的生成和排放。但目前有關(guān)低熱值燃?xì)庠诓煌瑹崃ψ饔孟碌臄U(kuò)散燃燒的研究較少，有關(guān)CO的燃盡性研究則更少，因此本研究基于低熱值高爐煤氣回收需求量大、CO含量高且更難以燃盡的特性，采用ANSYS軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，以k-ε雙方程湍流模型為基礎(chǔ)，結(jié)合擴(kuò)散燃燒火焰特點(diǎn)，對低熱值燃?xì)鈹U(kuò)散燃燒特性進(jìn)行研究。這對促進(jìn)對低熱值高爐煤氣的回收利用，減少環(huán)境污染具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

1 高爐煤氣擴(kuò)散燃燒物理模型和數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

本研究根據(jù)某鋼鐵企業(yè)為回收高爐煤氣采用的水冷系統(tǒng)作為研究對象，進(jìn)行擴(kuò)散燃燒試驗(yàn)。

高爐煤氣的主要組成成分如表1所示，低位發(fā)熱值為3 813 kJ/Nm3。由表1可知，該高爐煤氣中H2、CH4的含量較少，主要的可燃成分是CO。CO的著火溫度為650 ℃，因此，要促進(jìn)高爐煤氣充分燃燒和燃盡，通過提高預(yù)熱空氣溫度，強(qiáng)化出氣混合是極為有利的?；厥崭郀t煤氣采用的水冷系統(tǒng)如圖1所示。通過高爐煤氣擴(kuò)散氣流燃燒試驗(yàn)，測試其溫度、組分濃度場和壓力，同時借助流場模擬軟件，進(jìn)行自由擴(kuò)散燃燒氣流的數(shù)值模擬，對其湍流燃燒氣流的混合特性進(jìn)行研究。

表1 高爐煤氣組成成分

圖1 高爐煤氣擴(kuò)散燃燒熱回收水冷系統(tǒng)

為了確保高爐煤氣充分燃燒和燃盡，爐膛內(nèi)襯有厚度為10 mm的剛玉質(zhì)爐膽，形成絕熱爐膛。爐膛長度為1 000 mm，爐膛內(nèi)徑為200 mm。高爐煤氣與助燃用空氣通過燃燒器的同軸射流噴口噴入絕熱爐膛內(nèi)進(jìn)行擴(kuò)散燃燒。燃燒器由同軸的內(nèi)、外套管結(jié)構(gòu)形成高爐煤氣和助燃用空氣的噴口，對應(yīng)燃?xì)鈬娍诘膬?nèi)管外徑為16 mm，厚度為0.5 mm；空氣噴口套管內(nèi)徑為20 mm。低熱值煤氣通過燃燒器內(nèi)管噴入爐內(nèi)與由外套管噴入的已預(yù)熱空氣在爐膛內(nèi)形成擴(kuò)散混合氣流，并著火燃燒。

1.2 數(shù)學(xué)模型

低熱值高爐煤氣通過燃燒器以同軸射流的形式直接噴入爐膛內(nèi)并在爐膛內(nèi)混合和燃燒，因此爐膛是進(jìn)行低熱值高爐煤氣能量化和回收的主要場所。由于低熱值煤氣著火和燃盡性都較差，因此本研究采用了絕熱爐膛來確保爐內(nèi)燃燒所需的熱力學(xué)條件，提高CO的燃盡率。據(jù)此可以采用以下數(shù)學(xué)模型對其燃燒混合特性進(jìn)行模擬研究。

(1)控制方程

1)質(zhì)量連續(xù)性方程

(1)

式中：ρ為流體密度，kg/m3；t為時間，s；x、y、z分別為笛卡爾坐標(biāo)軸向距離，m；vx、vy、vz為對應(yīng)坐標(biāo)軸方向速度，m/s。

2)動量守恒方程

(2)

式中：p為壓力，Pa；τxx、τxy、τxz分別是黏性應(yīng)力τ的分量，Pa；Fx、Fy、Fz分別為作用在微元體上的力，N，例如只有重力且z軸豎向上時，F(xiàn)x=0，F(xiàn)y=0,Fz=-ρg。

3)能量守恒方程

(3)

式中：cp為氣體定壓比熱容，J/(kg·K)；T為氣體溫度，K；k為氣體導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；ST為能量源項(xiàng)，W/m3。

4)組分守恒方程

(4)

式中：cs為組分物質(zhì)的量濃度，kmol/m3；Ds為組分的擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；Ss為單位時間內(nèi)系統(tǒng)內(nèi)化學(xué)反應(yīng)單位體積產(chǎn)生的組分的質(zhì)量，kg/s。

(2)輻射模型

本文研究的燃燒主要是以輻射換熱為主，其換熱平衡方程式如下：

(5)

式中：G為入射輻射，kJ/kg；α為吸收系數(shù)，m2/s；σs為散射系數(shù)，m2/s；C為各相位的線性相位函數(shù)系數(shù)。

(3)湍流模型

低熱值燃?xì)鉄嶂档?，在相同功率條件下，入口燃?xì)饬髁扛螅俣雀?，氣流進(jìn)入到爐膛內(nèi)部后都將形成劇烈的湍流流動，其中標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型能夠滿足燃燒反應(yīng)的使用，并且效果比較好，計(jì)算精度較高，所以采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型進(jìn)行計(jì)算，一般方程式如下：

(6)

式中：φ為入湍動能(κ,m2/s2)或湍流耗散率(ε,m2/s3)；Γφ為對應(yīng)量湍流擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；Sφ為對應(yīng)量源項(xiàng)，kg/(m·s3)或kg/(m·s4)；J為對應(yīng)坐標(biāo)軸，J=1,2,3。

(4)燃燒模型

低熱值高爐煤氣的燃燒是多組分、多步反應(yīng)過程，根據(jù)前述同軸射流強(qiáng)湍流的特點(diǎn)，一般采用渦耗散模型(簡稱ED模型)。其中，反應(yīng) 中物質(zhì) 的產(chǎn)生速率 由下面兩個表達(dá)式中比較小的一個給出。

(7)

(8)

2 高爐煤氣擴(kuò)散燃燒特性分析

2.1 數(shù)值模擬結(jié)果驗(yàn)證

依據(jù)前述數(shù)學(xué)模型，通過對水冷系統(tǒng)絕熱爐膛的網(wǎng)格化處理后，本研究選擇二階迎風(fēng)格式壓力求解器對各個方程進(jìn)行求解。

因?yàn)槎A迎風(fēng)格式可以獲取泰勒展開式的第二項(xiàng)，精度更高，能夠有利于方程求解收斂。本數(shù)值模擬采用殘差參數(shù)的絕對收斂準(zhǔn)則，當(dāng)能量方程小于10-6并且其他方程小于10-4時，則認(rèn)為求解方程是收斂的。圖2所示為300 K的空氣與低質(zhì)燃?xì)庠诨剞D(zhuǎn)型爐膛內(nèi)擴(kuò)散燃燒試驗(yàn)測得的爐膛中軸線處煙氣溫度[16]與數(shù)值模擬收斂后得到的軸向溫度變化曲線對比圖。圖示表明，兩者的軸向溫度均先迅速上升后逐漸下降。但兩者燃?xì)庵袣浜坎煌?，并且初始溫度和入口直徑不同，使得燃燒熱值和溫度峰值存在差異性，但軸向溫度變化趨勢是相同的，所以認(rèn)為模擬結(jié)果是正確可靠的。

圖2 爐膛軸向煙氣溫度分布

2.2 高爐煤氣的可燃性分析

圖3所示是在不同空氣預(yù)熱溫度下的高爐煤氣爐內(nèi)擴(kuò)散燃燒時的煙氣溫度分布等值線圖。圖示結(jié)果表明，高爐煤氣與預(yù)熱空氣在爐內(nèi)擴(kuò)散燃燒形成的同軸擴(kuò)散氣流的溫度分布隨著空氣預(yù)熱溫度的升高，煙氣高溫區(qū)域明顯縮小，并不斷向高爐煤氣噴口等速核心區(qū)聚集。

煙氣溫度隨著空氣預(yù)熱溫度的升高沿軸向下降得更快。這說明，更高的空氣預(yù)熱溫度能夠有效地促進(jìn)化學(xué)反應(yīng)活性較差的CO參與燃燒反應(yīng)，同時CO化學(xué)反應(yīng)速度也得到有效提高。圖3還表明，隨著空氣預(yù)熱溫度的升高，燃燒器出口區(qū)域煙氣的溫度也發(fā)生顯著的變化。較低的預(yù)熱溫度下，高爐煤氣的著火明顯延遲，這使得靠近燃燒器噴口處的氣流溫度較低，并導(dǎo)致與后期高溫氣流之間因溫差的作用形成回流。空氣預(yù)熱溫度越低，這種作用越明顯。當(dāng)空氣預(yù)熱溫度升高到450 K時，這種回流作用則已經(jīng)顯著減弱。這是因?yàn)檩^高的空氣預(yù)熱溫度對著火和燃燒反應(yīng)速率都有較大的促進(jìn)作用，使得燃燒器出口處主氣流的溫度上升迅速，即會產(chǎn)生較大的溫度梯度，減弱了后期氣流的回流效應(yīng)。由此可見，提高空氣預(yù)熱溫度能夠有效促進(jìn)高爐煤氣中CO的燃燒。

圖3 不同預(yù)熱空氣溫度下的爐內(nèi)煙氣溫度分布圖

圖4為高爐煤氣爐內(nèi)擴(kuò)散燃燒時的各處煙氣焓值分布情況，其中圖4(a)為煙氣在軸向的焓值分布情況。由圖4(a)可知，軸向煙氣的焓值均沿著煙氣流動方向開始迅速增加，然后體現(xiàn)出不同的變化趨勢。空氣溫度為300 K時，軸向煙氣的焓值進(jìn)一步增大，并在0.35 m處達(dá)到最大之后開始下降；空氣溫度為400 K時的煙氣則沿流動方向平緩變化；其他更高的空氣預(yù)熱溫度下，煙氣焓值則開始減少，并隨著空氣溫度升高煙氣焓值下降得更加迅速。這表明在爐膛中心軸線上，空氣預(yù)熱溫度提高后，有利于可燃成分尤其是CO在更優(yōu)的混合條件下進(jìn)行燃燒；空氣不預(yù)熱或較低的預(yù)熱溫度，則難以在同樣混合條件下使得CO充分燃燒，而只能通過尾部燃燒的方式來促進(jìn)CO的更進(jìn)一步燃盡。

圖4 不同空氣預(yù)熱溫度下的爐內(nèi)煙氣熱焓分布

圖4(b)為不同空氣預(yù)熱溫度的熱力作用下高爐煤氣擴(kuò)散氣流爐內(nèi)燃燒煙氣在不同斷面處的焓值極小值分布情況。由該圖示可知，在距離燃燒器氣流出口0.1 m的斷面處，煙氣焓值極小值隨空氣預(yù)熱溫度的升高而增大，但變化趨勢很平緩。而到了x=0.2 m的斷面處，煙氣焓值極小值已經(jīng)隨空氣預(yù)熱溫度的升高而降低了，但在預(yù)熱溫度達(dá)到450 K以上時的煙氣焓值極小值有所增加。

圖4(c)為不同空氣預(yù)熱溫度的熱力作用下高爐煤氣擴(kuò)散氣流爐內(nèi)燃燒煙氣在不同斷面處的焓值極大值分布情況。由該圖示可知，在x=0.2 m以前的各截面處，煙氣焓值極大值都隨空氣預(yù)熱溫度的升高而不斷增加，而且在距離燃燒器氣流出口0.1～0.2 m的范圍內(nèi)，該極大值均迅速增加。但在距離燃燒器出口0.3 m及更遠(yuǎn)的區(qū)域，煙氣焓值的極大值則已經(jīng)開始隨空氣預(yù)熱溫度的升高而下降了。由此可見，空氣預(yù)熱溫度不僅可以改變高爐煤氣的著火和燃燒速率，而且還能改變擴(kuò)散燃燒反應(yīng)的主區(qū)間范圍。即空氣預(yù)熱溫度升高后，高爐煤氣的大量可燃成分將更多地聚集在距離燃燒器氣流出口0.1～0.2 m的范圍內(nèi)得以燃燒。這有利于縮短低熱值難以著火的高爐煤氣的燃燒行程，有利于燃燒裝置結(jié)構(gòu)的優(yōu)化及高爐煤氣的回收利用。

2.3 高爐煤氣的燃盡性分析

圖5為不同空氣預(yù)熱溫度下高爐煤氣爐內(nèi)擴(kuò)散燃燒時的可燃成分軸向轉(zhuǎn)化率。由圖示可知，高爐煤氣中的三種可燃成分的軸向燃燒轉(zhuǎn)化率開始都迅速增大，然后逐漸趨緩或趨平。

圖5(a)所示的H2在不同預(yù)熱溫度下燃燒時的軸向轉(zhuǎn)化率中，其前期軸向燃燒轉(zhuǎn)化率受空氣預(yù)熱溫度的影響不大，對應(yīng)轉(zhuǎn)化率曲線基本上重疊在一起。到了后期，不同空氣預(yù)熱工況下的轉(zhuǎn)化率曲線也都已經(jīng)趨于平整，說明可燃成分H2的燃燒在軸向已經(jīng)處于化學(xué)反應(yīng)的平衡狀態(tài)。該圖也表明，隨著預(yù)熱溫度的升高，處于平衡態(tài)的H2的轉(zhuǎn)化率要更低。

圖5(b)和(c)的可燃成分轉(zhuǎn)化率也隨著空氣預(yù)熱溫度而降低。這也與高溫下各成分的活性更大而導(dǎo)致轉(zhuǎn)化率降低有關(guān)。圖5(b)所示的CH4燃燒轉(zhuǎn)化率隨著空氣預(yù)熱溫度的升高在距離燃燒器氣流出口0.2 m處，開始出現(xiàn)不同的變化趨勢。空氣溫度為300 K時的高爐煤氣氣流的CH4轉(zhuǎn)化率進(jìn)一步快速，直到x=0.26 m的位置處，轉(zhuǎn)化率的變化趨勢趨緩但始終保持增加，直到爐膛出口已經(jīng)接近100%。這說明此時軸向的CH4已基本反應(yīng)完全。其他空氣預(yù)熱溫度下的CH4轉(zhuǎn)化率則在x=0.35 m處出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，并成水平不變的狀態(tài)。這說明預(yù)熱溫度對CH4的燃盡性影響較大。

圖5(c)所示的CO燃燒轉(zhuǎn)化率在x=0.3 m以前的爐內(nèi)燃燒區(qū)域與CH4較為類似。在x=0.35 m以后的爐內(nèi)燃燒區(qū)段，其轉(zhuǎn)化率則與H2的轉(zhuǎn)化率較為一致，基本上為水平直線。但H2轉(zhuǎn)化率的平直段出現(xiàn)的位置在更靠近燃燒器氣流出口的x=0.3 m處。由此可見，在空氣預(yù)熱作用下，高爐煤氣中的可燃成分在軸向的燃盡性能都有所下降，其中CH4的燃盡性能下降最為顯著。這主要是由于在等功率的換熱條件下，空氣的預(yù)熱增加了入爐熱量的投入，并導(dǎo)致燃料消耗量減小。但CH4的燃盡率下降的更大，則說明此時熱力條件更有利于促進(jìn)更高濃度的CO燃盡。

圖5 不同空氣預(yù)熱溫度下可燃成分軸向燃燒轉(zhuǎn)化率

3 結(jié)論

本研究基于低熱值高爐煤氣回收需求量大，CO含量高且更難以燃盡的特性，采用ANSYS軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，以κ-ε雙方程湍流模型為基礎(chǔ)，結(jié)合擴(kuò)散燃燒火焰特點(diǎn)，研究了空氣預(yù)熱溫度的熱力作用對低熱值高爐煤氣擴(kuò)散燃燒特性影響。數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果一致，較好地反映了爐內(nèi)高爐煤氣擴(kuò)散燃燒的特點(diǎn)。具體結(jié)論如下。

(1)更高的空氣預(yù)熱溫度能夠有效地促進(jìn)化學(xué)反應(yīng)活性較差的CO參與燃燒反應(yīng)，同時CO化學(xué)反應(yīng)速度也得到有效提高，對著火和燃燒反應(yīng)速率都有較大的促進(jìn)作用，有效促進(jìn)了高爐煤氣中的CO的燃燒。

(2)空氣預(yù)熱溫度不僅可以改變高爐煤氣的著火和燃燒速率，而且還能改變擴(kuò)散燃燒反應(yīng)的主區(qū)間范圍。即空氣預(yù)熱溫度升高后，高爐煤氣的大量可燃成分將更多地聚集在距離燃燒器氣流出口0.1～0.2 m的范圍內(nèi)得以燃燒。這有利于縮短低熱值難以著火的高爐煤氣的燃燒行程，有利于燃燒裝置結(jié)構(gòu)的優(yōu)化及高爐煤氣的回收利用。

(3)在空氣預(yù)熱作用下，高爐煤氣中的可燃成分在軸向的燃盡性能都有所下降，其中CH4的燃盡性能下降最為顯著。CO燃燒轉(zhuǎn)化率在x=0.3 m以前的爐內(nèi)燃燒區(qū)域與CH4較為類似，在x=0.4 m以后的爐內(nèi)燃燒區(qū)段，其轉(zhuǎn)化率則與H2的轉(zhuǎn)化率較為一致，基本上為平直沒有變化，但H2轉(zhuǎn)化率的平直段出現(xiàn)的位置在更靠近燃燒器氣流出口的x=0.3 m處。