魯春平，陳 燁，何金橋，劉 波，李鎮(zhèn)林

(1.中冶京誠(湘潭)重工設備有限公司，湖南 湘潭 411100； 2.長沙理工大學 能源與動力工程學院，湖南 長沙 410114；3.湖南工程學院 電氣與信息工程學院，湖南 湘潭 411104)

隨著我國經(jīng)濟的不斷發(fā)展，在能源利用過程中引發(fā)的環(huán)境污染問題越來越復雜、嚴重。從長遠角度來看，我國能源資源的總量將出現(xiàn)短缺。根據(jù)2020年發(fā)布的《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增長8.6%，總量達到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12 000億m3，其中大部分都沒有得到有效利用[2-4]。由此可見，發(fā)展新型高效燃燒技術來充分利用這些低熱值燃氣，避免可燃含碳氣體直接排放，既實現(xiàn)了能量的回收，有利于走綠色低碳循環(huán)發(fā)展道路。

高爐煤氣可燃成分含量低、混合均勻性較差，無論是著火階段還是燃燒、燃盡階段都有可能發(fā)生燃燒不穩(wěn)的現(xiàn)象。李俊[5-7]等人對燃氣燃燒進行了數(shù)值模擬，結果表明：甲烷燃燒溫度遠高于普通燃料燃燒的溫度，并且將速度高的燃氣射入速度低的空氣中燃燒，能夠有效地控制CO的產(chǎn)生。Karyeyen[8]等通過實驗優(yōu)化了低熱值煤氣湍流預混氣體的入口流速及其在燃燒室內(nèi)的流動，驗證了燃燒過程低熱值燃氣與助燃用空氣的合理混合可以使其燃燒更加穩(wěn)定。Zeng等[9-10]通過實驗對生物質(zhì)氣化氣的火焰?zhèn)鞑ニ俣群腿紵匦赃M行了研究，得出當量比降低時，火焰的穩(wěn)定性降低。Zhang[11-13]等通過數(shù)值模擬研究了低熱值氣體的火焰特性，火焰的傳播速度隨著氮氣體積分數(shù)的增加而減小；火焰穩(wěn)定性則隨著氫氣的增加則更加明顯。李韋韋等人[14-15]對鍋爐及爐窯的爐膛燃燒進行了研究，得出爐膛出口處煙氣的溫度隨著空氣量的增加而增加，過量空氣系數(shù)增加會使火焰長度變短，使火焰寬度減小。

上述研究表明，通過合理調(diào)整低熱值燃氣的預混氣流的入口速度和當量比關系，有利于強化低熱值燃氣燃燒混合條件，改善火焰結構，減少CO的生成。但目前有關低熱值燃氣擴散燃燒的研究較少，有關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含量高的更難以燃盡的特性，采用ANSYS軟件進行數(shù)值模擬，以k-ε雙方程湍流模型為基礎，結合擴散燃燒火焰特點，對低熱值燃氣擴散燃燒過程的混合特性進行優(yōu)化。這對促進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)實意義。

1 高爐煤氣擴散燃燒數(shù)學物理模型

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，進行擴散燃燒實驗。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/m3(標準)。由表1可知，該高爐煤氣分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，要促進高爐煤氣充分燃燒和燃盡，通過提高預熱空氣溫度，強化出氣混合是極為有利的。

表1 高爐煤氣組成成分 %

回收高爐煤氣采用的水冷系統(tǒng)如圖1所示。通過高爐煤氣擴散氣流燃燒實驗，測試其溫度、壓力和組分濃度場，同時借助流場模擬軟件，進行自由擴散燃燒氣流的數(shù)值模擬，對其湍流燃燒氣流的混合特性進行研究。

圖1 高爐煤氣擴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)進行擴散燃燒。燃燒器由同軸的內(nèi)、外套管結構形成高爐煤氣和助燃用空氣的噴口，對應燃氣噴口的內(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熱空氣在爐膛內(nèi)形成擴散混合氣流，并著火燃燒。

1.2 數(shù)學模型

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，因此爐膛是進行低熱值高爐煤氣能量柱轉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)燃燒所需的熱力學條件，提高CO的燃盡率。據(jù)此可以采用以下數(shù)學模型對其燃燒混合特性進行模擬研究。

1.2.1 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分別為笛卡爾坐標軸，m；u、v，w為對應坐標軸方向速度，m/s。

2)動量守恒方程

(2)

式中：p為壓力，Pa；τij(i=x,y,z;j=x,y,z)分別為黏性應力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=-pg。

3)能量守恒方程

(3)

式中：ρ為氣體密度,kg/m3；cp為氣體比熱容,J/(kg·K)；T為氣體溫度,K；k為氣體導熱系數(shù)，W/(m·K);ST為能量源項，W/m3。

4)組分守恒方程

(4)

式中：cs為組分的體積濃度,kmol/m3；ρcs為組分的質(zhì)量濃度,kg/m3；Ds為組分的擴散系數(shù),m2/s；Ss為單位時間內(nèi)系統(tǒng)內(nèi)化學反應單位體積產(chǎn)生的組分的質(zhì)量,kg/s。

1.2.2 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；a是吸收系數(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)。

1.2.3 湍流模型

低熱值燃氣熱值低，在相同功率條件下，入口燃氣流量更大，速度更高，氣流進入到爐膛內(nèi)部后都將形成劇烈的湍流流動，其中標準k-ε湍流模型能夠滿足燃燒反應的使用，并且效果比較好，計算精度較高，所以采用標準k-ε湍流模型進行計算，一般方程式如下：

(6)

式中：φ為湍流動能k(m2/s2)或湍流耗散率ε(m2/s2);Γφ為對應量湍流擴散系數(shù)，m2/s；Sφ為對應量源項，kg/(m·s3)或kg/(m·s4)；J為對應坐標軸，J=1，2，3。

1.2.4 燃燒模型

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

(7)

(8)

2 高爐煤氣燃燒混合特性分析

2.1 數(shù)值模擬結果驗證

依據(jù)前述數(shù)學模型，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格式壓力求解器對各個方程進行求解。

因為二階迎風格式可以獲取泰勒展開式的第二項，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)的絕對收斂準則，當能量方程小于10-6并且其他方程小于10-4時，則認為求解方程是收斂的。圖2所示為空氣溫度為300 K時文獻[16]中的實驗與數(shù)值模擬收斂后得到的軸向溫度變化曲線對比圖。圖2表明，兩者的軸向溫度均先迅速上升后逐漸下降。但兩者燃氣中氫含量不同，并且初始溫度和入口直徑的不同，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，所以認為模擬結果是正確可靠的。

圖2 爐膛軸向煙氣溫度分布

2.2 爐內(nèi)壓力分析

圖3所示是在不同空氣預熱溫度下的高爐煤氣爐內(nèi)燃燒時的煙氣靜壓力分布圖。

圖3 爐內(nèi)煙氣靜壓等值線圖(Pa)

圖4是不同空氣預熱溫度下高爐煤氣爐內(nèi)燃燒時的靜壓極值分布曲線圖。圖4結果表明，高爐煤氣與預熱空氣在爐內(nèi)燃燒形成的同軸擴散氣流會在爐膛周向貼近爐膛壁面的區(qū)域形成了顯著的回流區(qū)?；亓髦行膮^(qū)的位置位于軸向0.1～0.22 m，但隨著空氣預熱溫度的升高，縮小到0.12～0.2 m，回流負壓也有所降低?；亓鲄^(qū)靜壓力隨著空氣預熱溫度的升高而減小，爐內(nèi)靜壓力為0 Pa的位置則隨之逐漸向燃燒器噴口處移動。這說明同軸擴散氣流在較低的空氣預熱溫度下與管壁之間產(chǎn)生作用的范圍更大。

圖4 不同空氣預熱溫度下的爐內(nèi)煙氣靜壓極值

圖4表明，爐膛內(nèi)同軸擴散氣流的靜壓極小值均為負值，是氣流回流直接導致的結果，但其大小隨空氣預熱溫度的升高變化較小，只是呈線性略有增大；其極大值則隨空氣預熱溫度升高先緩慢升高，而后快速升高。這使得預熱空氣溫度到500 K時，爐內(nèi)氣流的靜壓差值達到了10.95 Pa，顯著高于不預熱時的6.21 Pa。結合圖3靜壓等值線分布圖可知，靜壓正壓區(qū)間主要分布在助燃用空氣與低熱值高爐煤氣形成的同軸氣流的初始段。由此可見，更高的空氣預熱溫度有利于促進同軸氣流之間的混合，有利于增大爐內(nèi)同軸擴散氣流流場內(nèi)部的靜壓差，尤其是垂直軸向的斷面更加顯著，有效促進了助燃用空氣與高爐煤氣之間混合，促進了可燃成分與氧氣之間的混合燃燒。

2.3 爐內(nèi)流動場分析

圖5是不同空氣預熱溫度下的爐內(nèi)煙氣流速等值線圖。由圖5可知，隨著空氣預熱溫度的升高，低熱值高爐煤氣的等速核心區(qū)明顯縮短，這說明主流區(qū)的混合也因此得以加強。兔結果也表明，在較低的空氣越熱溫度下，爐膛出口區(qū)的軸向速度變得更加均勻，300 K的預熱溫度下低熱值煤氣在0.7 m斷面處的軸向速度機已經(jīng)基本一致；預熱溫度為400 K時則在爐膛出口的周向靠近壁面處已形成新的低速區(qū)；預熱溫度為500 K時，前述貼壁處的低速區(qū)范圍擴大，燃燒主煙氣氣流對壁面的沖刷作用會顯著減弱，這有利于減少主煙氣氣流與爐膛壁面之間的換熱，有利于促進低熱值高爐煤氣的燃盡。

圖5 不同預熱空氣溫度下的爐內(nèi)煙氣流速等值線圖

圖6所示為不同空氣預熱溫度下，低熱值高爐煤氣爐內(nèi)擴散燃燒時不同橫截面處的徑向速度分布圖。圖6結果表明，同軸擴散氣流中心軸線附近區(qū)域的徑向速度都指向爐膛壁面，并沿著爐膛出口方向總體上呈迅速減弱的變化趨勢，在x=0.7m的橫截面處，徑向速度已經(jīng)下降到0.3～0.8 m/s以內(nèi)(見圖6(d))，遠低于擴散氣流在爐膛進口處的徑向速度。這說明爐內(nèi)氣流的混合主要發(fā)生在爐膛的前半部分，尤其在爐膛的入口處。

圖6 不同橫截面處徑向煙氣速度

圖6(a)所示是x=0.1 m處橫截面的徑向速度分布圖。此時的混合主要發(fā)生在橫截面-0.04～0.04 m，主要是高爐煤氣與助燃用空氣形成的同軸氣流內(nèi)部之間的混合，混合強度較大，而且隨著空氣預熱溫度的升高，徑向速度逐漸變小。助燃用空氣與回流煙氣之間的混合僅限于空氣氣流外邊界較小的范圍內(nèi)進行，但隨著空氣預熱溫度的升高，外邊界處的混合范圍不斷向爐膛壁面擴展，在距離爐膛中軸線0.04～0.1 m的外層，徑向速度均趨向為0。

圖6(b)表明高爐煤氣同軸擴散燃燒氣流在x=0.5 m處的徑向流速顯著降低，并隨空氣預熱溫度的升高而迅速降低。這說明橫截面的徑向混合已經(jīng)得到充分發(fā)展，橫截面徑向各處成分開始趨向均勻，導致同軸擴散燃燒氣流徑向內(nèi)外之間的擴散動力明顯減弱。氣流外側的徑向流速已經(jīng)指向爐膛中心軸線，并隨著空氣預熱溫度的提高呈緩慢升高的趨勢。這說明回流氣流中部分成分已經(jīng)向主氣流進行了混合，并隨空氣預熱溫度的升高回流混合加強。由此可見，空氣預熱導致的熱力作用有利于強化低熱值高爐煤氣的前期著火和燃燒，縮短了火焰行程。

3 結 論

擴散燃燒在燃燒氣流進入爐膛燃燒前不需要與助燃用空氣進行混合，燃燒安全事故較少，是實際工業(yè)應用常用的能源轉化方式。但對于低熱值高爐煤氣擴散燃燒而言，為了促進其燃燒，不僅需要提高其著火的熱力學條件，還需要強化與空氣的混合。低熱值高爐煤氣與不同預熱溫度下的空氣的通州擴散氣流的燃燒數(shù)值模擬研究結果不僅與實際擴散燃燒氣流的結果較為一致，而且較為準確地反映了兩者的之間的混合關系。具體結論如下：

(1)回流中心區(qū)的位置位于軸向0.1～0.22 m，但隨著空氣預熱溫度的升高，縮小到0.12～0.2 m，回流負壓也有所降低。回流區(qū)靜壓力隨著空氣預熱溫度的升高而減小，爐內(nèi)靜壓力為0 Pa的位置則隨之逐漸向燃燒器噴口處移動。這說明同軸擴散氣流在較低的空氣預熱溫度下與管壁之間產(chǎn)生作用的范圍更大。

(2)同軸擴散氣流中心軸線附近區(qū)域的徑向速度都指向爐膛壁面，并沿著爐膛出口方向總體上呈迅速減弱的變化趨勢，在x=0.7 m的橫截面處，徑向速度已經(jīng)下降到0.3～0.8 m/s，遠低于擴散氣流在爐膛進口處的徑向速度。這說明爐內(nèi)氣流的混合主要發(fā)生在爐膛的前半部分，尤其在爐膛的入口處。

(3)空氣預熱導致的熱力作用不僅有利于強化低熱值高爐煤氣的前期著火，而且有利于強化擴散氣流內(nèi)部之間及與回流氣流之間的混合，有利于促進燃料迅速燃燒，縮短了火焰行程，這對優(yōu)化低熱值高爐煤氣燃燒用爐膛結構提供了依據(jù)。