基于FLUENT的垃圾熱解氣MILD燃燒研究

廖艷芬 張曼玉 陳順凱 陳銀 馬曉茜

(華南理工大學(xué) 電力學(xué)院∥廣東省能源高效清潔利用重點實驗室，廣東 廣州 510640)

隨著社會飛速發(fā)展，我國已躍居世界垃圾產(chǎn)量第二大國，據(jù)統(tǒng)計，2018年全國城市垃圾年產(chǎn)量達2.28億噸，且以每年6%的速度增長[1]。城市生活垃圾的無害化、減量化、資源化處置成為重要環(huán)保問題。城市生活垃圾中存在大量的可燃固體廢棄物，將其熱解處理獲取中低熱值可燃氣(簡稱垃圾熱解氣)，是當(dāng)前快速發(fā)展的一種新型處理方式。

在眾多可燃氣燃燒利用技術(shù)中，低氧稀釋混合(MILD)燃燒通過增加動量、稀釋反應(yīng)物來降低燃燒反應(yīng)速率，能減少局部高溫區(qū)，使燃燒室中溫度場分布均勻，污染物排放減少，從而實現(xiàn)高效低污染利用。Wünning等[2]、呂煊[3]、成珊[4]以及Zhang等[5]等對MILD燃燒的研究也驗證了其優(yōu)越性，證明其確實具有超低污染排放及低振蕩燃燒特性，能適應(yīng)低熱值燃料且高效清潔的優(yōu)點。但目前的研究多關(guān)注單組分燃料如甲烷、丙烷的研究，缺少對于多組分的垃圾熱解氣MILD燃燒的研究。

本研究基于計算流體動力學(xué)軟件(CFD)對垃圾熱解氣的MILD燃燒過程進行數(shù)值模擬，通過實驗數(shù)據(jù)驗證模型的適用性，研究了燃燒器的運行參數(shù)、結(jié)構(gòu)優(yōu)化對燃燒狀況及NO排放的影響，可為城市生活垃圾的高值化利用提供一定的研究基礎(chǔ)。

1 研究對象及模型建立

1.1 垃圾熱解氣

城市生活垃圾熱解溫度是影響垃圾熱解氣組分的關(guān)鍵因素。通過對垃圾熱解氣的組分波動及特點進行調(diào)研，選擇600 ℃下的典型熱解氣為研究對象[6]，其來源于循環(huán)流化床熱解，并使用產(chǎn)生的熱解氣代替氮氣進行吹氣，故熱解氣中不含有氮氣。為簡化模型，本研究將熱解氣中CnHm簡化為CH4，具體熱解氣數(shù)據(jù)見表1。

表1 模擬采用的熱解氣數(shù)據(jù)

1.2 燃燒器結(jié)構(gòu)

為實現(xiàn)MILD燃燒，學(xué)者們設(shè)計了蓄熱式、自預(yù)熱式、燃燒攪拌反應(yīng)器式和引射式等多種形式的燃燒器。本研究參考國內(nèi)外相關(guān)實驗[7- 11]，基于HOSSEINI等[10]及劉正偉[11]實驗規(guī)模的燃氣無焰燃燒的設(shè)備結(jié)構(gòu)，設(shè)計此數(shù)值研究用的燃燒器CFD模型。采用擴散燃燒的方式，設(shè)計爐膛直徑為180 mm，長度為1 000 mm；尾部煙氣出口直徑為100 mm，長度為100 mm；燃料噴管孔徑為8 mm，長度為100 mm，位于燃燒器進口端中心；兩個空氣噴管孔徑為8 mm，長度為50 mm，對稱布置在燃料噴管兩側(cè)；燃料噴管與空氣噴管間距為30 mm，燃燒器的設(shè)計圖如圖1所示。

圖1 燃燒器結(jié)構(gòu)圖(單位：mm)

本研究采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，使用二階迎風(fēng)格式來進一步減小截斷誤差，使用MultiZone方法劃分網(wǎng)格，對燃料與空氣噴管處的網(wǎng)格進行加密處理，并進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，總網(wǎng)格數(shù)量約46萬。

1.3 模型建立

對于熱解氣MILD燃燒過程的模擬需要先對實際問題進行簡化以確定物理模型，并在此基礎(chǔ)上構(gòu)建數(shù)學(xué)模型，同時還要滿足連續(xù)性方程、動量守恒方程、能量守恒方程以及組分守恒方程等基礎(chǔ)控制方程。

本研究考慮湍流旋渦的影響，選用RNGk-ε湍流模型，其方程組為：

(1)

其中，ρ為流體密度,t為時間,Gk為由層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動能,Gb為由浮力產(chǎn)生的湍流動能,YM為可壓縮流動中過渡的擴散產(chǎn)生的波動,C1、C2、C3為常數(shù)，αk和αε為方程的湍流Prandtl數(shù),Sk和Sε為方程源項。

燃燒模型采用物質(zhì)輸運模型，湍流-化學(xué)耦合模型選擇渦耗散概念(EDC)模型。為避免反應(yīng)速率中指前因子和活化能產(chǎn)生的誤差，F(xiàn)luent使用雙精度求解器進行求解。

燃燒器容積比率為

(2)

(3)

物種i的時均生成速率為

(4)

輻射模型采用P1模型。忽略熱解氣中HCN等微量含氮有機化合物，其MILD燃燒過程僅考慮Zeldovich熱力型NOx機理[12]和Fenimore快速型NOx機理[13]。CH4的燃燒反應(yīng)采用雙步總包反應(yīng)，CO和H2的燃燒反應(yīng)采用單步總包反應(yīng)，各組分的簡化反應(yīng)機理如表2所示。

表2 熱解氣各組分簡化反應(yīng)機理1)

1.4 邊界條件

在MILD燃燒的數(shù)值模擬中，合理的設(shè)定邊界條件能夠保證計算的準(zhǔn)確性，也會影響計算的收斂。本研究設(shè)計燃燒器額定功率為8 kW，組分?jǐn)?shù)據(jù)如表1所示，空氣當(dāng)量比為0.67，燃料和空氣進口溫度均為298 K，其他邊界條件設(shè)置如下。

出口類型設(shè)置：燃料進口和空氣進口均設(shè)置為速度進口,煙氣出口設(shè)置為壓力出口。

壁面邊界條件的設(shè)置：燃料進口管壁與空氣進口管壁取定溫298 K，爐膛前壁面設(shè)置為絕熱壁面，其他壁面設(shè)置為定溫1 300 K[14]。

2 模型驗證

為驗證模型適用性，將上述模型模擬數(shù)據(jù)與實驗數(shù)據(jù)[8]對比，工況如下：采用純甲烷，當(dāng)量比為1、功率為8 kW，其他模型及邊界條件同上所述，得到軸截面和x為200，600 mm橫斷面的三維溫度分布云圖，如圖2(a)所示。

圖2 實驗與模擬結(jié)果對比

由速度矢量得出CH4模擬結(jié)果中射流回流約在x=140～320 mm范圍內(nèi)發(fā)生。圖2(b)為x=100，150，200，300 mm處y方向的徑向溫度分布圖，卷吸煙氣對空氣的回流加熱效果明顯，在大范圍燃燒開始處x約為200 mm，溫度為977 K，高于甲烷的最低著火溫度540 ℃，且溫差小于1 430-977=453 K，即小于540 ℃，可認(rèn)為符合MILD燃燒技術(shù)要求[15]。

將模擬獲得的溫度分布與相同條件下實驗結(jié)果[8]進行對比，由圖2(c)可見，兩者溫度分布較為吻合。不同空氣進口數(shù)n溫度值誤差見表3，相對誤差在5%以內(nèi)，該模型可以合理模擬該燃燒器內(nèi)的熱解氣燃燒的流動及燃燒特性。圖2中x=200 mm處溫度發(fā)生降低，分析認(rèn)為由純甲烷燃料的兩步反應(yīng)造成，加入20%H2后燃燒模擬曲線即為單峰特性，H2燃燒的提前以及其高放熱量彌補了二步反應(yīng)引起的溫度場在一次反應(yīng)后的降低。

表3 不同空氣進口數(shù)時軸向各測點處實驗與模擬溫度值誤差表

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 空氣噴管均勻度的影響

為探究射流分布對MILD燃燒的影響，改變空氣噴管的數(shù)量，來研究射流圓周分布的均勻程度對燃燒狀況的影響。燃燒器的空氣總量、噴管總截面積即進口速度保持不變，空氣噴管數(shù)量分別為2、4、8個，噴管孔徑分別為8.000、5.657、4.000 mm，均勻?qū)ΨQ布置在燃料噴管四周。

氧濃度分布如圖3左圖，隨著噴管數(shù)量增加，空氣射流厚度變薄，燃燒器入口段的高氧濃度區(qū)域變小。由于噴管數(shù)增加，空氣射流分布得更加密集且均勻，對燃料射流的包裹性更強；燃料與空氣的混合速度增加，混合程度增強；混合區(qū)域的面積減小，射流對煙氣的卷吸量更大且更均勻地分布在圓周。

溫度分布如圖3右圖所示，隨著空氣噴管數(shù)量的增多，反應(yīng)開始位置后移，劇烈燃燒反應(yīng)中心前移，空氣入口所在截面上劇烈燃燒高溫區(qū)域占比減小，火焰體積變小；溫度分布更加均勻，溫度梯度較小區(qū)域面積增大。

高溫區(qū)占比影響平均溫度及NO排放量，雖然空氣噴管數(shù)量n對溫度分布影響較大，但由表4可知，其出口NO濃度差別較小，相對于n=2，n=4雖然峰值溫度Tmax升高，但平均溫度T降幅較大，出口NO濃度相對較低，隨著噴管數(shù)繼續(xù)增加，每股射流的剛性減弱，卷吸引起的稀釋作用隨之減弱，低氧區(qū)占比減小，高溫區(qū)占比增加，出口NO濃度增加。本研究中空氣噴管數(shù)量n=4為宜。

3.2 燃料噴管孔徑的影響

燃料噴管的孔徑直接決定燃料射流速度，影響射流的剛度以及射程。保持燃料和空氣的流量不變，燃燒器的空氣噴管總截面積與空氣的總量和流速不變，設(shè)計燃料噴管孔徑分別為6、8、16、24 mm，對應(yīng)燃料的流速分別為20.379、11.463、2.866、1.274 m/s，并分別對燃燒器模型進行網(wǎng)格劃分。

不同燃料噴管管徑的速度分布相似，當(dāng)燃料射流速度減小，燃料射流與空氣射流混合位置前移，對煙氣回流作用減弱，不利于低氧氣氛的形成。當(dāng)噴管管徑過大時，燃料射流速度過小，燃料射流無法與空氣射流混合，甚至燃料會被空氣射流卷吸。但過大的燃料射流速度會使得燃料射流剛度過高，不利于射流的混合。

圖4左側(cè)描述氧濃度分布，隨著燃料噴管管徑增大，射流速度減小，與兩側(cè)空氣速度差增大，燃料與空氣混合加快，而對煙氣卷吸作用影響不大，故而燃料與空氣的混合程度提高，燃燒器中低氧濃度區(qū)域減小。

燃燒器溫度分布如圖4右圖所示，管徑越大，發(fā)生劇烈反應(yīng)的區(qū)域越靠近燃燒室進口段，體積也更小。由于燃料噴管管徑Df增大，燃料與空氣提前混合且混合程度提高，使得燃燒更劇烈的進行，燃燒器中的峰值溫度提高，但高溫區(qū)占比較小，平均溫度略有降低，如表5所示，出口NO濃度僅小幅波動。

控制峰值溫度與高溫區(qū)占比可實現(xiàn)低NO排放，達到更好的MILD燃燒。由以上結(jié)果分析可知，燃料噴管管徑對MILD燃燒結(jié)果影響較小，但總體來看燃料噴管孔徑以Df=8 mm為宜。

3.3 空氣噴管孔徑的影響

空氣噴管的管徑?jīng)Q定了射流速度，影響空氣射流的剛度和噴射距離。燃料噴管孔徑選定8 mm，燃料總量、噴管總截面積即進口速度保持不變，選定空氣噴管孔徑分別為6、8、16、24 mm，對應(yīng)的空氣流速分別為43.039、27.022、6.756、3.002 m/s。

隨著空氣噴管管徑Da的增加，射流流速更接近燃料射流的速度，燃料與空氣射流提前混合，混合區(qū)域變大，煙氣回流區(qū)域減小，燃料與空氣混合程度提高，燃燒室中的低氧濃度區(qū)域減小。

如圖5(a)所示，高速射流對入口處氧濃度分布影響較大，隨著入口面積增大，射流速度減小，低氧濃度區(qū)域減小，這對燃燒狀況的影響也體現(xiàn)在溫度水平上，隨著高氧濃度區(qū)域的增加，高溫區(qū)域的范圍也有一定的增大。其次，隨著管徑的增大，入口的氧氣所占區(qū)域較大，距離壁面較近，也是造成進口段氧濃度較高的原因。在Da=24 mm時，燃料流速約為空氣流速的4倍，燃料射流對空氣射流的卷吸作用也是造成氧氣大范圍擴散到進口壁面處的一個原因。

各個工況溫度分布如圖5(a)右圖所示，隨著空氣噴管管徑的提高，高溫區(qū)位置后移且更廣闊。在進口段，當(dāng)空氣流速較大時，空氣卷吸的大量煙氣會對新鮮空氣起到加熱和稀釋作用，使得進口段溫度較高且低氧區(qū)域較大。隨著空氣管徑增大，湍動程度減小，燃燒反應(yīng)進行的更劇烈，火焰體積也更大。

各工況溫度及煙氣NO排放濃度曲線如圖5(b)和5(c)所示，空氣噴管管徑越大，燃燒器中的峰值溫度提高，出口NO濃度升高，Da=24 mm時已超出MILD燃燒范圍。

從以上數(shù)據(jù)分析可以得出，隨著空氣噴管管徑的增大，燃燒器中溫度水平提高，射流速度的降低使得NO生成量變化顯著，甚至轉(zhuǎn)變?yōu)閭鹘y(tǒng)火焰燃燒。射流速度的增加可有效增加湍動程度，加之卷吸作用形成的低氧氣氛，從而控制燃燒反應(yīng)進行的劇烈程度，并抑制熱力型NO的生成，從而達到MILD燃燒的效果?？紤]到高速射流對設(shè)備要求較高，Da=6 mm與Da=8 mm結(jié)果相差不大，可認(rèn)為本研究中Da=8 mm為宜。

3.4 燃料噴管與空氣噴管間距的影響

燃料噴管與空氣噴管的間距會影響燃料射流、空氣射流的發(fā)展以及兩者的混合，從而影響燃燒室中流場分布以及燃燒反應(yīng)的進行。本研究選定燃料噴管與空氣噴管孔徑為8 mm，分別設(shè)計15、30、60 mm 3種燃料噴管與空氣噴管間距。

不同間距的速度場如圖6所示，圖中虛線所截之處為混合開始位置，隨著噴管間距的增大，燃料射流與空氣射流的混合后移，混合過程需要更廣的區(qū)域，且由于入口徑向位置的外擴，射流接觸到更多煙氣并對其進行卷吸，煙氣回流區(qū)域顯著增大，利于形成高溫低反應(yīng)物濃度氣氛。但當(dāng)噴管間距過大時，燃料射流與空氣射流的混合難以進行，影響了燃料與空氣的混合，不利于完全燃燒。

圖3 不同空氣噴管數(shù)量下z=0平面氧濃度分布(左)和溫度分布(右)

表4 各工況溫度及煙氣NO排放濃度1)

圖4 不同燃料噴管孔徑下z=0平面氧濃度分布(左)和溫度分布(右)

圖5 各工況溫度和濃度的分布云圖及曲線圖

結(jié)合燃燒器氧濃度和溫度分布見圖7(a)。噴管間距越大，由于高溫?zé)煔獾幕亓髯饔?，空氣射流被煙氣稀釋的程度越高，燃燒器中的低氧濃度區(qū)域越大，峰值溫度降低。對應(yīng)于不同間距的溫度分布和排放曲線，各間距工況在x=300 mm處之后的區(qū)域溫度約為1 500 K；隨著噴管間距增大，高溫區(qū)前移，反應(yīng)發(fā)生在更大的區(qū)域中，火焰體積相應(yīng)明顯增大；噴管間距較近時，除入口高溫區(qū)以外的其他區(qū)域溫度較低且均勻，但局部高溫區(qū)溫度偏高。

分析可得，隨著噴管間距的增大，燃燒室中峰值溫度降低，高溫區(qū)位置后移，但出口NO濃度小幅增加。噴管間距過大，整體溫度水平降低，不利于MILD燃燒的穩(wěn)定進行；噴管間距過小會造成峰值溫度過高，可能會導(dǎo)致NO突增，本研究中，噴管間距S=15 mm為宜。

圖7 各工況溫度和濃度的分布云圖及曲線圖

3.5 燃燒器功率的影響

由于熱解氣熱值波動范圍較大，為探究其熱值上下波動20%時燃燒器的適應(yīng)性，燃料和空氣噴管孔徑選定8 mm，噴管間距為30 mm，改變進口燃料和空氣流量，研究輸入功率P為6、8、10 kW時的工況。

功率改變對燃燒室中氧濃度的影響不顯著。如圖8左圖所示，隨著燃燒器入口功率的提高，射流速度增大，湍動程度提高，有利于抑制燃燒反應(yīng)的快速發(fā)生；射流對煙氣的卷吸及動量傳遞程度均提高，有利于卷吸煙氣對新鮮空氣的稀釋，其共同作用表現(xiàn)為氧濃度場的濃度大小和分布梯度基本不變。

圖8右圖顯示了穩(wěn)定燃燒時溫度分布，3種工況下燃燒室內(nèi)都有相似的溫度梯度，由于反應(yīng)物流量增加，燃燒室的總體溫度有所升高，但其入口段峰值溫度所在區(qū)域的溫度大小和分布面積無明顯差異，MILD燃燒段的溫度有所升高，圖中溫度為1 180 K的區(qū)域增大，其對結(jié)果中NO的排放影響不大。

由表6可知，燃燒器入口功率P增大，燃燒室中的峰值溫度、平均溫度及其出口NO濃度均僅有小幅度升高。一定的范圍里功率增大，容積熱效率升高，可獲得較好的燃燒效果，但過度增加輸入功率不可行，當(dāng)其超出容積熱負(fù)荷的限度時，勢必會導(dǎo)致總體溫度升高，從而導(dǎo)致NO排放不達標(biāo)。

由以上結(jié)果分析得出，隨著燃燒器入口功率的提高，燃燒器中速度與溫度水平均有所提高，3個工況的出口NO濃度未有明顯升高。因此，燃燒器可滿足熱解氣一定的熱值波動。

4 結(jié)論

垃圾熱解氣MILD燃燒的順利進行需要形成高溫低氧氛圍，從而獲得均勻的溫度場和低NO排放，合適的燃燒器結(jié)構(gòu)參數(shù)是MILD燃燒形成的重要因素。本研究分析了空氣噴管數(shù)量、燃料噴管孔徑、燃料噴管與空氣噴管的間距等結(jié)構(gòu)參數(shù)以及燃燒器功率對MILD燃燒的影響，所得結(jié)論如下：

(1)空氣噴管數(shù)量增加，空氣對燃料的包裹和混合效果更好，空氣射流卷吸煙氣的稀釋作用先增強后減弱，使峰值溫度升高，平均溫度及NO排放濃度先降后升，本研究中空氣噴管數(shù)量以n=4為宜。

(2)燃料噴管孔徑增加即流速降低，燃料與空氣提前混合，煙氣回流區(qū)域減小，不利于低氧濃度區(qū)域的形成；使燃燒器中峰值溫度提高，高溫區(qū)占比小，平均溫度降低，NO排放量小幅波動。本研究的結(jié)果顯示，燃料噴管孔徑以Df=8 mm為宜。

(3)空氣噴管孔徑增加，射流速度降低，更接近燃料射流流速，射流混合提前，煙氣回流區(qū)減小；燃料與氧氣混合程度提高，燃燒反應(yīng)進行得更劇烈；使燃燒器中溫度水平、NO的排放量逐漸提高，噴管管徑過大時將超出清潔燃燒的范圍。本研究的結(jié)果顯示，空氣噴管孔徑以Da=8 mm為宜。

(4)噴管間距增大，燃料與空氣混合延遲，燃燒發(fā)生在更廣闊的區(qū)域；煙氣對反應(yīng)物的稀釋作用增強，有利于形成低氧濃度氣氛；反應(yīng)發(fā)生得更加均勻，對MILD燃燒有利；但間距過大不利于燃燒的完全進行，NO排放量也有所提高。射流間距的最優(yōu)值須考慮射流速度及整體設(shè)備尺寸，本研究的結(jié)果顯示，噴管間距以S=15 mm為宜。

(5)熱值波動為±20%時，即功率為6、8、10 kW時，燃燒器峰值溫度、平均溫度及NO出口濃度會隨之有小幅增減，仍保持MILD燃燒，不影響設(shè)備整體運行，該燃燒器燃料適應(yīng)性較好。