產品詳情
生物質燃燒機出口氣化燃燒及氮氧化合物生成
摘要針對生物質燃燒機出口液霧燃燒的氣液兩相湍流流動、液霧擴散和蒸發(fā)、氣相燃燒和傳熱、氣體和液霧以及燃燒裝置之間輻射傳熱等過程，分別采用x乇模型、隨機軌道模型、EB U-Arrhenius模型、離散坐標模型進行描述發(fā)展了液霧燃燒綜合計算模型，并對某煉油廠油氣聯(lián)合燃燒器燃油燃燒過程進行了全三維的數值模擬得到了生物質燃燒機出口流場、溫度場、組分分布、火焰形狀以及污染物NO，分布的詳細信息，揭示了計算區(qū)域內流動、燃燒和傳熱過程的特點，計算結果與現(xiàn)場測量數據吻合。
1前言
石油化工加熱爐中燃油的燃燒是一個復雜的綜合過程，包括燃油液霧的蒸發(fā)及流動、氣相流動及燃燒、燃燒空間對爐管和爐壁的對流傳熱及輻射傳熱等諸多子過程。大多數實際加熱爐中的流動均處于湍流狀態(tài)，因此必須考慮湍流對氣體及燃油液霧流動過程昀影響以及湍流對燃燒過程的影響。國內外學者[1q1對其進行了一定的研究，但限于實驗測試手段，獲得的信息有限，難以詳細了解燃油湍流流動和燃燒過程細節(jié)，限制了液霧燃燒過程優(yōu)化的發(fā)展和污染物N0。生成控制技術的進步。近年來，隨著計算流體動力學的飛速發(fā)展，數值模擬成為研究上述復雜過程的一個有效手段，它能提供整個燃燒過程的詳細信息。
本研究綜合考慮了燃油液霧燃燒氣液兩相湍流流動、液霧擴散和蒸發(fā)、氣相燃燒和傳熱等過程，發(fā)展了液霧燃燒綜合計算模型，并對某煉油廠現(xiàn)場運行的復雜結構的油氣聯(lián)合生物質燃燒機燃油燃燒過程進行了全三維的數值模擬。
2數學模型
生物質燃燒機的燃燒方式為液霧燃燒，燃油通過噴嘴后霧化，形成由許多油滴組成的噴霧，霧化后大大增加了熱交換和質量交換的表面積，從而強化了燃燒過程。液霧燃燒主要包括以下幾個過程：①氣液兩相湍流流動及液霧擴散；②液霧蒸發(fā)；③燃油蒸發(fā)后的湍流氣相燃燒：④氣體、液霧以及燃燒裝置之間的輻射傳熱。因此，為完整地描述整個燃油燃燒過程采用以下數學模型進行計算模擬。
2.1 湍流兩相流動模型
對氣相的湍流流動采用K一￡模型，并在模型中考慮了顆粒相對氣相湍流流動的影響，得到氣相場守恒方程通用形式[㈩：
對液霧顆粒相采用隨機軌道模型，該模型不僅考慮了兩相之間有限速率的質量交換、動量交換以及熱量交換，同時還考慮了氣相湍流對液滴擴散的影響。其運動方程為：
2.2氣相燃燒模型
氣相燃燒采用EBU-A rrhenius模型㈤，即A rrh enius反應動力學機理與湍流混合
2.3液霧蒸發(fā)模型
在液霧顆粒相的控制方程中需要確定液滴的蒸發(fā)速率，在加熱爐中，液霧處于一種流動狀態(tài)，在液滴周圍是一個強迫對流環(huán)境。采用球對稱“折算薄膜”陽理論求解單個液滴的蒸發(fā)速率，其表達式為：
2.4輻射傳熱模型
燃燒室內溫度很高，輻射傳熱是其主要的傳熱方式，計算輻射傳熱的目的是為了給氣相能量方程的求解提供合適的輻射傳熱速率。離散坐標法[7確是基于對輻射強度的方向變化進行離散，通過求解覆蓋整個缸立體角的一套離散方向上的輻射傳遞方程而得到問題的解。離散坐標法可以很方便地處理入射散射項，且在計算有散射的輻射問題方面要優(yōu)于現(xiàn)有的其它方法，能與流動方程方便地聯(lián)立求解，因此采用這種方法計算輻射傳熱。
3物理模型和邊界條件
3.1物理模型和網格劃分
模擬對象為某煉油廠常壓爐用油氣聯(lián)合燃燒器，其結構示意見圖1。一次風通過漸縮進氣道進入火道，二次風從一次風外的環(huán)形進氣道以及底部火道邊壁上的進氣孔進入火道；部分二次風通過耐火磚的多排交叉分布的小孔進入火道尾部。燃料油經過噴嘴霧化，以細小液滴的形式進入火道；噴頭上有一定數量的小孔，噴孔呈一定的擴張角度。
為了與現(xiàn)場的燃燒狀態(tài)進行對比，計算區(qū)域還包括與生物質燃燒機出口相連接的爐膛區(qū)域，是實際運行常壓爐單個生物質燃燒機燃油燃燒和煙氣流動區(qū)域，為圓筒結構，直徑為3m，高度為9m，上端連接有45。傾斜、高2m的煙囪。
通過對生物質燃燒機復雜幾何結杓進行拓撲分析，實現(xiàn)了計算區(qū)域的結構化網格劃分。生物質燃燒機局部的網格劃分見圖2。
3.2邊界條件
空氣進口采用速度邊界條件，一次風進口速度為3. 60 m/s，二次風進口速度為1.54 m/s，配風比為1：2，空氣入口溫度為常溫，過?？諝庀禂禐?.2；燃料油流量為213 kg/h，入口溫度為391 K。液霧顆粒入口給定質量流量邊界，其霧化粒徑和分布指數用馬爾文M astersizer 1998激光粒度測試儀（英國MALV ERN公司）測定。索太爾平均直徑為50弘m，分布指數為2.3。爐膛出口邊界采用壓力出口邊界。壓力為 100 Pa，以保證爐膛出口8有一定的抽力，達到實際加熱爐中的煙囪效果。實際加熱爐一般采用U形爐管，對應著爐膛底部和爐膛壁面，在計算中為考慮爐管的取熱效應，將爐膛底部和爐膛壁面設置為定溫壁面，溫度為800 K，其余壁面簡化為絕熱壁面。壁面處采用無滑移邊界條件，對于壁面附近粘性支層采用標準壁面函數處理。其中進口和出口邊界的后和￡按以下公式計算：
4模擬結果及討論
氣相軸向速度分布和氣相速度場矢量分布分別見圖3和圖4其中r和R分別為爐膛徑向位置和爐膛半徑，z為軸向距離，爐膛直徑為3 000mm。從圖3和圖4可以看出，流場受生物質燃燒機出口射流的控制，在爐膛底部中心區(qū)域形成高速射流核心區(qū)，沿徑向在爐膛中心線處速度最大，離開射流核心區(qū)，速度迅速衰減；沿爐膛高度方向隨著射流截面的擴展以及在周圍煙氣阻力作用下速度迅速衰減，分布趨于均勻。由于爐膛中心高速射流的卷吸和爐膛邊壁限制作用，在爐膛靠近壁面區(qū)域形成大的回流區(qū)。
熱態(tài)工況下模擬得到的火焰狀況見圖5 (a)，現(xiàn)場運行常壓爐火焰狀況見圖5(b)。從圖5可以看出，模擬得到的燃油火焰呈瘦長形，與現(xiàn)場火焰外形吻合較好。計算得到的火焰長度和寬度分別為4. 85 m和0.52 m，現(xiàn)場測量火焰長度和寬度分別為4. 94 m和0.58 m，二者數據較吻合，驗證了燃油燃燒數學模型的準確性和數值計算的可靠性。
爐膛內不同軸向位置的徑向溫度分布見圖6。從圖6可以看出，爐膛中心火焰區(qū)域溫度最高；爐膛內火焰區(qū)域外的空間，由于主要受射流火焰的輻射性能和煙氣回流的控制，其溫度較爐膛中心低得多，在1 000 K左右，而且溫度分布較均勻。計算結果還表明，在射流火焰區(qū)域，沿徑向的最高溫度并不在爐膛中心線上，而是偏離中心線一定位置。這是由于：一方面生物質燃燒機噴孔噴出的多股射流之間，有冷空氣補充進入錐形區(qū)域，使中心溫度低于錐形火焰面溫度；另一方面，在中心線處空氣供應不足，燃燒反應不能充分進行，在離開中心線一定位置，燃料寫空氣達到反應當量比，燃燒反應最劇烈，溫度最高，形成火焰峰面。
爐膛內不同軸向位置的氧氣濃度的徑向分布曲線見圖7。從圖7可以看出，在爐膛底部燃燒火焰區(qū)域燃燒反應最劇烈，氧氣濃度梯度最大，沿徑向的氧氣濃度從峰值迅速降到最低值，離開火焰峰面，生物質燃燒機出口液霧燃燒及NO，生成的數值模擬研究 9在回流區(qū)，氧氣濃度分布較均勻。沿軸向的氧氣濃度峰值隨爐膛高度逐漸降低，但同一軸向高度兩峰值點寬度逐漸增大，說明隨著核心射流的擴散，燃燒火焰區(qū)域加大，火焰變寬，這與現(xiàn)場觀測火焰一致。當燃燒反應基本進行完畢時，燃燒后過剩的空氣隨煙氣一起向上運動，爐膛上方氧氣濃度基本不變。
爐膛內不同軸向位置的NO。濃度的徑向分布曲線見圖8。從圖8可以看出，與溫度分布相對應，在火焰峰面燃燒反應最劇烈的地方，NO。濃度出現(xiàn)峰值；在生物質燃燒機出口附近區(qū)域，NOx沿徑向呈馬鞍形分布，與同一位置溫度分布相似?；鹧嬷行膮^(qū)域雖然溫度很高，但低氧環(huán)境大大限制了NO。的生成，使NO。濃度較同一爐膛高度位置的其它區(qū)域低得多。離開燃燒火焰區(qū)域，NO。濃度分布趨于均勻。沿軸向隨著射流截面擴展，燃燒火焰高溫區(qū)域生成的NO。逐漸擴散到爐膛上方的其它區(qū)域，分布趨于均勻。
5結論
(1)生物質燃燒機出口形成高速射流核心區(qū)，主導爐內流場，并在爐膛邊壁處形成對稱大回流區(qū)。
(2)得到的火焰結構具有瘦長的特點，與現(xiàn)場觀測火焰形狀一孜。模擬得到的火焰長度和寬度與現(xiàn)場測量數據吻合較好，驗證了數值計算的可靠性。
(3)爐膛內火焰峰面處溫度最高，燃燒火焰區(qū)域溫度梯度較大，離開火焰區(qū)域，溫度場主要受煙氣回流和輻射傳熱控制，溫度迅速降低，分布趨于均勻。
摘要針對生物質燃燒機出口液霧燃燒的氣液兩相湍流流動、液霧擴散和蒸發(fā)、氣相燃燒和傳熱、氣體和液霧以及燃燒裝置之間輻射傳熱等過程，分別采用x乇模型、隨機軌道模型、EB U-Arrhenius模型、離散坐標模型進行描述發(fā)展了液霧燃燒綜合計算模型，并對某煉油廠油氣聯(lián)合燃燒器燃油燃燒過程進行了全三維的數值模擬得到了生物質燃燒機出口流場、溫度場、組分分布、火焰形狀以及污染物NO，分布的詳細信息，揭示了計算區(qū)域內流動、燃燒和傳熱過程的特點，計算結果與現(xiàn)場測量數據吻合。
1前言
石油化工加熱爐中燃油的燃燒是一個復雜的綜合過程，包括燃油液霧的蒸發(fā)及流動、氣相流動及燃燒、燃燒空間對爐管和爐壁的對流傳熱及輻射傳熱等諸多子過程。大多數實際加熱爐中的流動均處于湍流狀態(tài)，因此必須考慮湍流對氣體及燃油液霧流動過程昀影響以及湍流對燃燒過程的影響。國內外學者[1q1對其進行了一定的研究，但限于實驗測試手段，獲得的信息有限，難以詳細了解燃油湍流流動和燃燒過程細節(jié)，限制了液霧燃燒過程優(yōu)化的發(fā)展和污染物N0。生成控制技術的進步。近年來，隨著計算流體動力學的飛速發(fā)展，數值模擬成為研究上述復雜過程的一個有效手段，它能提供整個燃燒過程的詳細信息。
本研究綜合考慮了燃油液霧燃燒氣液兩相湍流流動、液霧擴散和蒸發(fā)、氣相燃燒和傳熱等過程，發(fā)展了液霧燃燒綜合計算模型，并對某煉油廠現(xiàn)場運行的復雜結構的油氣聯(lián)合生物質燃燒機燃油燃燒過程進行了全三維的數值模擬。
2數學模型
生物質燃燒機的燃燒方式為液霧燃燒，燃油通過噴嘴后霧化，形成由許多油滴組成的噴霧，霧化后大大增加了熱交換和質量交換的表面積，從而強化了燃燒過程。液霧燃燒主要包括以下幾個過程：①氣液兩相湍流流動及液霧擴散；②液霧蒸發(fā)；③燃油蒸發(fā)后的湍流氣相燃燒：④氣體、液霧以及燃燒裝置之間的輻射傳熱。因此，為完整地描述整個燃油燃燒過程采用以下數學模型進行計算模擬。
2.1 湍流兩相流動模型
對氣相的湍流流動采用K一￡模型，并在模型中考慮了顆粒相對氣相湍流流動的影響，得到氣相場守恒方程通用形式[㈩：
對液霧顆粒相采用隨機軌道模型，該模型不僅考慮了兩相之間有限速率的質量交換、動量交換以及熱量交換，同時還考慮了氣相湍流對液滴擴散的影響。其運動方程為：
2.2氣相燃燒模型
氣相燃燒采用EBU-A rrhenius模型㈤，即A rrh enius反應動力學機理與湍流混合
2.3液霧蒸發(fā)模型
在液霧顆粒相的控制方程中需要確定液滴的蒸發(fā)速率，在加熱爐中，液霧處于一種流動狀態(tài)，在液滴周圍是一個強迫對流環(huán)境。采用球對稱“折算薄膜”陽理論求解單個液滴的蒸發(fā)速率，其表達式為：
2.4輻射傳熱模型
燃燒室內溫度很高，輻射傳熱是其主要的傳熱方式，計算輻射傳熱的目的是為了給氣相能量方程的求解提供合適的輻射傳熱速率。離散坐標法[7確是基于對輻射強度的方向變化進行離散，通過求解覆蓋整個缸立體角的一套離散方向上的輻射傳遞方程而得到問題的解。離散坐標法可以很方便地處理入射散射項，且在計算有散射的輻射問題方面要優(yōu)于現(xiàn)有的其它方法，能與流動方程方便地聯(lián)立求解，因此采用這種方法計算輻射傳熱。
3物理模型和邊界條件
3.1物理模型和網格劃分
模擬對象為某煉油廠常壓爐用油氣聯(lián)合燃燒器，其結構示意見圖1。一次風通過漸縮進氣道進入火道，二次風從一次風外的環(huán)形進氣道以及底部火道邊壁上的進氣孔進入火道；部分二次風通過耐火磚的多排交叉分布的小孔進入火道尾部。燃料油經過噴嘴霧化，以細小液滴的形式進入火道；噴頭上有一定數量的小孔，噴孔呈一定的擴張角度。
為了與現(xiàn)場的燃燒狀態(tài)進行對比，計算區(qū)域還包括與生物質燃燒機出口相連接的爐膛區(qū)域，是實際運行常壓爐單個生物質燃燒機燃油燃燒和煙氣流動區(qū)域，為圓筒結構，直徑為3m，高度為9m，上端連接有45。傾斜、高2m的煙囪。
通過對生物質燃燒機復雜幾何結杓進行拓撲分析，實現(xiàn)了計算區(qū)域的結構化網格劃分。生物質燃燒機局部的網格劃分見圖2。
3.2邊界條件
空氣進口采用速度邊界條件，一次風進口速度為3. 60 m/s，二次風進口速度為1.54 m/s，配風比為1：2，空氣入口溫度為常溫，過?？諝庀禂禐?.2；燃料油流量為213 kg/h，入口溫度為391 K。液霧顆粒入口給定質量流量邊界，其霧化粒徑和分布指數用馬爾文M astersizer 1998激光粒度測試儀（英國MALV ERN公司）測定。索太爾平均直徑為50弘m，分布指數為2.3。爐膛出口邊界采用壓力出口邊界。壓力為 100 Pa，以保證爐膛出口8有一定的抽力，達到實際加熱爐中的煙囪效果。實際加熱爐一般采用U形爐管，對應著爐膛底部和爐膛壁面，在計算中為考慮爐管的取熱效應，將爐膛底部和爐膛壁面設置為定溫壁面，溫度為800 K，其余壁面簡化為絕熱壁面。壁面處采用無滑移邊界條件，對于壁面附近粘性支層采用標準壁面函數處理。其中進口和出口邊界的后和￡按以下公式計算：
4模擬結果及討論
氣相軸向速度分布和氣相速度場矢量分布分別見圖3和圖4其中r和R分別為爐膛徑向位置和爐膛半徑，z為軸向距離，爐膛直徑為3 000mm。從圖3和圖4可以看出，流場受生物質燃燒機出口射流的控制，在爐膛底部中心區(qū)域形成高速射流核心區(qū)，沿徑向在爐膛中心線處速度最大，離開射流核心區(qū)，速度迅速衰減；沿爐膛高度方向隨著射流截面的擴展以及在周圍煙氣阻力作用下速度迅速衰減，分布趨于均勻。由于爐膛中心高速射流的卷吸和爐膛邊壁限制作用，在爐膛靠近壁面區(qū)域形成大的回流區(qū)。
熱態(tài)工況下模擬得到的火焰狀況見圖5 (a)，現(xiàn)場運行常壓爐火焰狀況見圖5(b)。從圖5可以看出，模擬得到的燃油火焰呈瘦長形，與現(xiàn)場火焰外形吻合較好。計算得到的火焰長度和寬度分別為4. 85 m和0.52 m，現(xiàn)場測量火焰長度和寬度分別為4. 94 m和0.58 m，二者數據較吻合，驗證了燃油燃燒數學模型的準確性和數值計算的可靠性。
爐膛內不同軸向位置的徑向溫度分布見圖6。從圖6可以看出，爐膛中心火焰區(qū)域溫度最高；爐膛內火焰區(qū)域外的空間，由于主要受射流火焰的輻射性能和煙氣回流的控制，其溫度較爐膛中心低得多，在1 000 K左右，而且溫度分布較均勻。計算結果還表明，在射流火焰區(qū)域，沿徑向的最高溫度并不在爐膛中心線上，而是偏離中心線一定位置。這是由于：一方面生物質燃燒機噴孔噴出的多股射流之間，有冷空氣補充進入錐形區(qū)域，使中心溫度低于錐形火焰面溫度；另一方面，在中心線處空氣供應不足，燃燒反應不能充分進行，在離開中心線一定位置，燃料寫空氣達到反應當量比，燃燒反應最劇烈，溫度最高，形成火焰峰面。
爐膛內不同軸向位置的氧氣濃度的徑向分布曲線見圖7。從圖7可以看出，在爐膛底部燃燒火焰區(qū)域燃燒反應最劇烈，氧氣濃度梯度最大，沿徑向的氧氣濃度從峰值迅速降到最低值，離開火焰峰面，生物質燃燒機出口液霧燃燒及NO，生成的數值模擬研究 9在回流區(qū)，氧氣濃度分布較均勻。沿軸向的氧氣濃度峰值隨爐膛高度逐漸降低，但同一軸向高度兩峰值點寬度逐漸增大，說明隨著核心射流的擴散，燃燒火焰區(qū)域加大，火焰變寬，這與現(xiàn)場觀測火焰一致。當燃燒反應基本進行完畢時，燃燒后過剩的空氣隨煙氣一起向上運動，爐膛上方氧氣濃度基本不變。
爐膛內不同軸向位置的NO。濃度的徑向分布曲線見圖8。從圖8可以看出，與溫度分布相對應，在火焰峰面燃燒反應最劇烈的地方，NO。濃度出現(xiàn)峰值；在生物質燃燒機出口附近區(qū)域，NOx沿徑向呈馬鞍形分布，與同一位置溫度分布相似?；鹧嬷行膮^(qū)域雖然溫度很高，但低氧環(huán)境大大限制了NO。的生成，使NO。濃度較同一爐膛高度位置的其它區(qū)域低得多。離開燃燒火焰區(qū)域，NO。濃度分布趨于均勻。沿軸向隨著射流截面擴展，燃燒火焰高溫區(qū)域生成的NO。逐漸擴散到爐膛上方的其它區(qū)域，分布趨于均勻。
5結論
(1)生物質燃燒機出口形成高速射流核心區(qū)，主導爐內流場，并在爐膛邊壁處形成對稱大回流區(qū)。
(2)得到的火焰結構具有瘦長的特點，與現(xiàn)場觀測火焰形狀一孜。模擬得到的火焰長度和寬度與現(xiàn)場測量數據吻合較好，驗證了數值計算的可靠性。
(3)爐膛內火焰峰面處溫度最高，燃燒火焰區(qū)域溫度梯度較大，離開火焰區(qū)域，溫度場主要受煙氣回流和輻射傳熱控制，溫度迅速降低，分布趨于均勻。
(4)氧氣濃度分布與溫度場分布相對應，在射流火焰區(qū)域梯度大。在爐膛其它區(qū)域，隨射流擴散和在煙氣回流作用下，濃度分布趨于均勻。NO。分布主要受溫度分布和氧氣濃度分布影響，在火焰區(qū)域沿徑向呈馬鞍形分布。
生物質燃燒機，http://www.jiegankeliji.com
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