新闻中心

联系方式

地址:河南省郑州市二七区马寨产业集聚区

销售经理15638177798

销售经理13523562058

销售一部0371-55862358

销售二部0371-56761878

销售三部0371-56761879

邮箱:jieganji@126.com

网址:www.jiegankeliji.com

:87260026

当前位置: 网站首页 > 新闻中心 > 行业知识
行业知识

生物质燃烧炉燃烧流场与污染物排放的数值模拟

生物质燃烧炉燃烧流场与污染物排放的数值模拟

摘要:针对一种新型生物质燃烧炉利用FLUENT软件,对其内部三维燃烧流场进行了数值模拟。计算采用RNGk- e双方程湍流模型、PDF燃烧模型以及离散坐标辐射传热模J,液体燃料采用颗粒群轨道模型,模拟了不同过量空气系数和不同负荷工况下的燃烧流场,并对NO,排放进行了预测。根据所得到的模拟结果分析了影响燃烧的因素为此新型生物质燃烧炉的研制提供了理论指导。

    传统的生物质燃烧炉设计主要依赖于试验取得的数据和经验公式,同时也依靠试验发现问题,改进设计。但限于试验测试手段和设备条件,获得的信息有限,难以详细了解生物质燃烧炉内的三维流动状况和燃烧过程细节,限制了燃烧过程的优化和污染韧NO。生成控制技术的进步。随着计算流体力学的飞速发展,利用数值模拟来研究生物质燃烧炉内部湍流、多组分扩散、化学反应等复杂流动现象,可以为设计定型提供有力的参考依据,尤其在生物质燃烧炉技术方案的初步论证、性能调试以及优化设计中起着越来越重要的作用。

    本文针对的计算模型为某涡轮增压机组单机试验台上的生物质燃烧炉,其用途是向涡轮增压机组的烟气涡轮供给额定温度和流量的烟气,以保证涡轮增压机组正常工作。作者采用Pro/E软件,设计出结构复杂的生物质燃烧炉三维模型,利用FLUENT软件对燃烧器进行燃烧流场分析,得到不同工况下设计方案的流场、温度场、组分分布和污染物NO。分布等详细信息,通过分析对比得出最佳燃烧状态,对优化该燃烧器的结构设计具有重要的指导意义。

1  设计方案

    生物质燃烧炉的结构尺寸如图1所示,有四个压缩空气进口,分别为Inletl~Inlet4,它们通过管道与压气机出口相连接,由压力雾化喷嘴向炉膛喷入燃料进行燃烧,生物质燃烧炉的出口用管道与涡轮进口连接。

letl的压缩空气首先进入生物质燃烧炉头部稳压腔,再通过旋流器进入炉膛,和燃油喷嘴喷出的燃料混合燃烧;Inlet2和Inlet3的压缩空气进入夹层空问,通过气膜孔对内层壳体进行冷却,可以防止耐火砖超温;Inlet4的压缩空气在炉膛后部与烟气进行二次掺混,以保证出口烟气温度达到设计要求。

    由于生物质燃烧机尺寸大,形状复杂,因此在计算中对喷油机构进行了简化。如图2所示,在网格生成软件中对几何模型进行布尔运算得到流场计算域。为了提高计算精度,对流场局部区域进行单独网格处理和加密,采用四面体网格和六面体网格相结合的形式,总网格数为165万个。

2数值模拟方法

    由于生物质燃烧机内部为强湍流流动,因此气相流动采用RNG K  £双方程湍流模型。辐射采用离散坐标辐射模型,化学反应采用非绝热的PDF模型,概率密度函数采用l3函数。液雾离散相模拟包含了轨道计算、传热传质计算以及离散相与连续相耦合。其中轨道计算使用颗粒群轨道模型,传热传质计算考虑了液滴内部传热和液滴气化因素的影响。在数值模拟中,流动和燃烧反应由质量、动量、能量、化学组分的守恒方程及K  e方程描述,并与燃烧反应模型和液相颗粒轨道模型联立求解。

    由于本文采用纯C12H 23液体燃料,其中不含有氮的有机化合物,所以上述热力NO。和快速NOx的生成机理适用于此燃烧火焰,没有考虑燃料NO。的生成。

3边界条件

    在数值计算中,各空气进口速度由质量流率给出;各个变量的出口条件由背压及质量守恒决定,壁面采用无滑移速度,考虑对流和辐射传热损失;燃料进口以喷嘴模型设置,给定燃油流量、喷射锥角和喷油压力;壁面绝热,发射率取0.8.同时采用标准壁面函数;炉内气体的辐射吸收系数和散射系数分别取0.2m_1和0.0hn 1。

4计算结果及分析

    根据上述数学物理模型和边界条件,本文采用上风差分格式离散控制方程选取SIMPLEC算法求解压力速度耦合流场。计算结果如下:

    图3总压降与Inletl过量空气系数的关系

4.1过量空气系数对燃烧的影响

    图3为生物质燃烧机在设计工况下,Inletl过量空气系数与生物质燃烧机总压力损失的关系。由图可知,随着In-letl过量空气系数的增加,总压力损失也随之增大;当Inletl过量空气系数为1.6时,此生物质燃烧机的总压力损失达21 287Pa,而设计许用的最大压力损失为36 700Pa,因此它仍在设计允许范围之内。

   火焰中心轴上的温度分布。设计工况a-0.9和设计工况a-1.6时轴平面上的温度分布见图5和图6。当Inletl过量空气系数为0.9时,火焰中心轴上的最高温度点出现在炉膛后部,说明燃油的着火过程明显滞后;此时炉膛内温度低,火焰高温区集中在生物质燃烧机后部的出口附近。其他工况的最高温度点多在距离喷嘴2. Sm左右的位置,炉膛内温度分布规律基本相似,在温度达到最高点后有所下降。图7为设计工况下Inletl过量空气系数不同日寸,火焰中心轴上的CO摩尔体积分数变化。由计算结果得出一氧化碳是最后完成化学反应的燃烧中间产物,因此可以利用一氧化碳摩尔体积分数的分布来考核火焰长度。由图7可见,设计工况下Inletl过量空气系数取1.4、1. 56、1.6时,火焰中心轴上的一氧化碳摩尔体积分数变化规律基本相同,而在Inletl过量空气糸数取0.9时,火焰中心轴上的一氧化碳摩尔体积分数的变化速度明显小于其他工况,并且出口仍残余少量一氧化碳。这说明当Inletl过量空气系数小于1.0时,炉内存在不完全燃烧,火焰伸至出口;而将Inletl过量空气系数增大后,提高了燃烧反应速度,火焰中心区的一氧化碳消耗较快,火焰长度控制在炉膛内。火焰中心轴上的NO摩尔体积分数变化生物质燃烧机出口截面的NO。排放浓度与Inletl过量空气系数的关系见图9。图中NO摩尔体积分数的变化与流场温度分布的关系密切,随着燃烧温度的增加,NO摩尔体积分数增加,在高温区,NO体积分数达到最大值。对比图5和图6,在设计工况下当Inletl过量空气系数由0.9增加到1.6,出口截面最高温度下降500K,出口NO。浓度也相应下降由385. 6ppm下降到311. 7Plxn;这是由于Inletl过量空气系数取0.9

    综上所述,增大Inletl过量空气系数可大幅度改善燃烧状态,控制高温区范围,降低出口截面氮氧化物排放浓度。但是Inletl过量空气系数越大,燃烧器压力损失越大。

4.2工作负荷对燃烧的影响

    图10为不同工作负荷与生物质燃烧机总压力损失的关系。由图可知,当工作负荷由满负荷工况(总过量空气系数为7. 79)过渡到低负荷工况(总过量空气系数为9. 17)时生物质燃烧机压力损失随之降低,这是由于低负荷工况下空气进口总流量减小的原因。图11为生物质燃烧机工作负荷不同时,火焰中心轴上的温度分布。可看出三种负荷工况在Inletl过量空气系数为0.9时都存在燃油着火过程滞后,高温区靠近出口的问题;当Inletl过量空气系数提高到1.6时,设计工况的最高温度点相对于校核工况I的位置靠后,说明校核工况I的火焰更短,出口温度分布更均匀。由图12可见,三种负荷工况在Inletl过量空气系数为0.9日寸,火焰中心轴上的一氧化碳摩尔体积分数的变化速庋明显小于其他工况,并且出口仍残余少量一氧化碳。当Inletl过量空气系数提高到时,各负荷工况火焰中心区的一氧化碳消耗较快,火焰长度控制在主燃烧区内;其中校核工况I的火焰长度比设计工况的短,长约2m,这有利于二次掺混空气均匀地掺混高温燃气,使得出口温度分布更均匀,同时也可看出燃烧很充分,在出口附近已经不存在可燃物。

生物质燃烧机出口截面的NO。排放浓度与工作负荷的关系见图14。图中NO摩尔体积分数的变化与流场温度分布的关系紧密,随着燃烧温度的增加,NO摩尔体积分数增加,在高温区,NO体积分数达到最大值;由图14可见,当工作负荷由满负荷工况(总过量空气系数为7. 79)过渡到低负荷工况(总过量空气系数为9. 17)时生物质燃烧机出口截面的NO。排放浓度随之降低,这是由于总过量空气系数增加后,使NO。稀释,并使燃烧温度降低,因而使NOx含量降低,并且这种降低要比氧浓度增加而使NO。增加的影响大。所以,这时总的NO。生成量是减小的。同时随着工作负荷的降低,生物质燃烧机内空气压力由0. 32MPa下降到0. 159 5MPa,这也是NO。排放浓度降低的原因。

5  结论

    (1)此新型生物质燃烧机在头部Inletl的过量空气系数小于1.0时,炉内出现不完全燃烧火焰伸至出口,出口截面存在局部高温区,并且NO。排放浓度最高;

    (2)在所有计算工况中,头部Inletl的过量空气系数取1.6时,炉膛内的燃烧状况最佳,燃料完全燃烧且出口截面NO。排放浓度最小,但生物质燃烧机总压力损失最大,达21 287Pa,仍在设计允许范围之内;

    (3)此新型生物质燃烧机由满负荷工况过渡到低负荷工况日寸,生物质燃烧机总压力损失随之减小,出口截面的NO。排放浓度也随之降低;

    (4)此新型生物质燃烧机在中低负荷I况下,能够稳定地燃烧,火焰更短,出口温度分布更均匀,出口截面NO。排放浓度也较低。


更多
点击次数:  更新时间:2017-05-19 10:34:38  【打印此页】  【关闭