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行业知识

生物质燃烧机出口气化燃烧及氮氧化合物生成

生物质燃烧机出口气化燃烧及氮氧化合物生成

    摘要针对生物质燃烧机出口液雾燃烧的气液两相湍流流动、液雾扩散和蒸发、气相燃烧和传热、气体和液雾以及燃烧装置之间辐射传热等过程,分别采用x乇模型、随机轨道模型、EB U-Arrhenius模型、离散坐标模型进行描述发展了液雾燃烧综合计算模型,并对某炼油厂油气联合燃烧器燃油燃烧过程进行了全三维的数值模拟得到了生物质燃烧机出口流场、温度场、组分分布、火焰形状以及污染物NO,分布的详细信息,揭示了计算区域内流动、燃烧和传热过程的特点,计算结果与现场测量数据吻合。

1前言

    石油化工加热炉中燃油的燃烧是一个复杂的综合过程,包括燃油液雾的蒸发及流动、气相流动及燃烧、燃烧空间对炉管和炉壁的对流传热及辐射传热等诸多子过程。大多数实际加热炉中的流动均处于湍流状态,因此必须考虑湍流对气体及燃油液雾流动过程昀影响以及湍流对燃烧过程的影响。国内外学者[1q1对其进行了一定的研究,但限于实验测试手段,获得的信息有限,难以详细了解燃油湍流流动和燃烧过程细节,限制了液雾燃烧过程优化的发展和污染物N0。生成控制技术的进步。近年来,随着计算流体动力学的飞速发展,数值模拟成为研究上述复杂过程的一个有效手段,它能提供整个燃烧过程的详细信息。

    本研究综合考虑了燃油液雾燃烧气液两相湍流流动、液雾扩散和蒸发、气相燃烧和传热等过程,发展了液雾燃烧综合计算模型,并对某炼油厂现场运行的复杂结构的油气联合生物质燃烧机燃油燃烧过程进行了全三维的数值模拟。

2数学模型

    生物质燃烧机的燃烧方式为液雾燃烧,燃油通过喷嘴后雾化,形成由许多油滴组成的喷雾,雾化后大大增加了热交换和质量交换的表面积,从而强化了燃烧过程。液雾燃烧主要包括以下几个过程:①气液两相湍流流动及液雾扩散;②液雾蒸发;③燃油蒸发后的湍流气相燃烧:④气体、液雾以及燃烧装置之间的辐射传热。因此,为完整地描述整个燃油燃烧过程采用以下数学模型进行计算模拟。

2.1  湍流两相流动模型

    对气相的湍流流动采用K一£模型,并在模型中考虑了颗粒相对气相湍流流动的影响,得到气相场守恒方程通用形式[㈩:

    对液雾颗粒相采用随机轨道模型,该模型不仅考虑了两相之间有限速率的质量交换、动量交换以及热量交换,同时还考虑了气相湍流对液滴扩散的影响。其运动方程为:

2.2气相燃烧模型

    气相燃烧采用EBU-A rrhenius模型㈤,即A rrh enius反应动力学机理与湍流混合

2.3液雾蒸发模型

    在液雾颗粒相的控制方程中需要确定液滴的蒸发速率,在加热炉中,液雾处于一种流动状态,在液滴周围是一个强迫对流环境。采用球对称“折算薄膜”阳理论求解单个液滴的蒸发速率,其表达式为:

2.4辐射传热模型

    燃烧室内温度很高,辐射传热是其主要的传热方式,计算辐射传热的目的是为了给气相能量方程的求解提供合适的辐射传热速率。离散坐标法[7确是基于对辐射强度的方向变化进行离散,通过求解覆盖整个缸立体角的一套离散方向上的辐射传递方程而得到问题的解。离散坐标法可以很方便地处理入射散射项,且在计算有散射的辐射问题方面要优于现有的其它方法,能与流动方程方便地联立求解,因此采用这种方法计算辐射传热。

3物理模型和边界条件

3.1物理模型和网格划分

    模拟对象为某炼油厂常压炉用油气联合燃烧器,其结构示意见图1。一次风通过渐缩进气道进入火道,二次风从一次风外的环形进气道以及底部火道边壁上的进气孔进入火道;部分二次风通过耐火砖的多排交叉分布的小孔进入火道尾部。燃料油经过喷嘴雾化,以细小液滴的形式进入火道;喷头上有一定数量的小孔,喷孔呈一定的扩张角度。

    为了与现场的燃烧状态进行对比,计算区域还包括与生物质燃烧机出口相连接的炉膛区域,是实际运行常压炉单个生物质燃烧机燃油燃烧和烟气流动区域,为圆筒结构,直径为3m,高度为9m,上端连接有45。倾斜、高2m的烟囱。

    通过对生物质燃烧机复杂几何结杓进行拓扑分析,实现了计算区域的结构化网格划分。生物质燃烧机局部的网格划分见图2。

3.2边界条件

    空气进口采用速度边界条件,一次风进口速度为3. 60 m/s,二次风进口速度为1.54 m/s,配风比为1:2,空气入口温度为常温,过剩空气系数为1.2;燃料油流量为213 kg/h,入口温度为391 K。液雾颗粒入口给定质量流量边界,其雾化粒径和分布指数用马尔文M astersizer  1998激光粒度测试仪(英国MALV ERN公司)测定。索太尔平均直径为50弘m,分布指数为2.3。炉膛出口边界采用压力出口边界。压力为  100 Pa,以保证炉膛出口8有一定的抽力,达到实际加热炉中的烟囱效果。实际加热炉一般采用U形炉管,对应着炉膛底部和炉膛壁面,在计算中为考虑炉管的取热效应,将炉膛底部和炉膛壁面设置为定温壁面,温度为800 K,其余壁面简化为绝热壁面。壁面处采用无滑移边界条件,对于壁面附近粘性支层采用标准壁面函数处理。其中进口和出口边界的后和£按以下公式计算:

4模拟结果及讨论

    气相轴向速度分布和气相速度场矢量分布分别见图3和图4其中r和R分别为炉膛径向位置和炉膛半径,z为轴向距离,炉膛直径为3 000mm。从图3和图4可以看出,流场受生物质燃烧机出口射流的控制,在炉膛底部中心区域形成高速射流核心区,沿径向在炉膛中心线处速度最大,离开射流核心区,速度迅速衰减;沿炉膛高度方向随着射流截面的扩展以及在周围烟气阻力作用下速度迅速衰减,分布趋于均匀。由于炉膛中心高速射流的卷吸和炉膛边壁限制作用,在炉膛靠近壁面区域形成大的回流区。

    热态工况下模拟得到的火焰状况见图5 (a),现场运行常压炉火焰状况见图5(b)。从图5可以看出,模拟得到的燃油火焰呈瘦长形,与现场火焰外形吻合较好。计算得到的火焰长度和宽度分别为4. 85 m和0.52 m,现场测量火焰长度和宽度分别为4. 94 m和0.58 m,二者数据较吻合,验证了燃油燃烧数学模型的准确性和数值计算的可靠性。

    炉膛内不同轴向位置的径向温度分布见图6。从图6可以看出,炉膛中心火焰区域温度最高;炉膛内火焰区域外的空间,由于主要受射流火焰的辐射性能和烟气回流的控制,其温度较炉膛中心低得多,在1  000 K左右,而且温度分布较均匀。计算结果还表明,在射流火焰区域,沿径向的最高温度并不在炉膛中心线上,而是偏离中心线一定位置。这是由于:一方面生物质燃烧机喷孔喷出的多股射流之间,有冷空气补充进入锥形区域,使中心温度低于锥形火焰面温度;另一方面,在中心线处空气供应不足,燃烧反应不能充分进行,在离开中心线一定位置,燃料写空气达到反应当量比,燃烧反应最剧烈,温度最高,形成火焰峰面。

    炉膛内不同轴向位置的氧气浓度的径向分布曲线见图7。从图7可以看出,在炉膛底部燃烧火焰区域燃烧反应最剧烈,氧气浓度梯度最大,沿径向的氧气浓度从峰值迅速降到最低值,离开火焰峰面,生物质燃烧机出口液雾燃烧及NO,生成的数值模拟研究    9在回流区,氧气浓度分布较均匀。沿轴向的氧气浓度峰值随炉膛高度逐渐降低,但同一轴向高度两峰值点宽度逐渐增大,说明随着核心射流的扩散,燃烧火焰区域加大,火焰变宽,这与现场观测火焰一致。当燃烧反应基本进行完毕时,燃烧后过剩的空气随烟气一起向上运动,炉膛上方氧气浓度基本不变。

    炉膛内不同轴向位置的NO。浓度的径向分布曲线见图8。从图8可以看出,与温度分布相对应,在火焰峰面燃烧反应最剧烈的地方,NO。浓度出现峰值;在生物质燃烧机出口附近区域,NOx沿径向呈马鞍形分布,与同一位置温度分布相似。火焰中心区域虽然温度很高,但低氧环境大大限制了NO。的生成,使NO。浓度较同一炉膛高度位置的其它区域低得多。离开燃烧火焰区域,NO。浓度分布趋于均匀。沿轴向随着射流截面扩展,燃烧火焰高温区域生成的NO。逐渐扩散到炉膛上方的其它区域,分布趋于均匀。

5结论

    (1)生物质燃烧机出口形成高速射流核心区,主导炉内流场,并在炉膛边壁处形成对称大回流区。

    (2)得到的火焰结构具有瘦长的特点,与现场观测火焰形状一孜。模拟得到的火焰长度和宽度与现场测量数据吻合较好,验证了数值计算的可靠性。

    (3)炉膛内火焰峰面处温度最高,燃烧火焰区域温度梯度较大,离开火焰区域,温度场主要受烟气回流和辐射传热控制,温度迅速降低,分布趋于均匀。

    (4)氧气浓度分布与温度场分布相对应,在射流火焰区域梯度大。在炉膛其它区域,随射流扩散和在烟气回流作用下,浓度分布趋于均匀。NO。分布主要受温度分布和氧气浓度分布影响,在火焰区域沿径向呈马鞍形分布。

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点击次数:  更新时间:2017-10-11 21:31:31  【打印此页】  【关闭