有机固废热解气MILD燃烧的数值分析

2020-07-06廖艳芬陈顺凯张曼玉陈银马晓茜

华南理工大学学报（自然科学版） 2020年7期

廖艳芬陈顺凯张曼玉陈银马晓茜

(华南理工大学电力学院，广东广州 510640)

随着社会经济的快速发展，固体废弃物的有效处置逐渐成为关系到国计民生的关键环保问题。在众多的处置技术中，热解因特别适宜于原料组成复杂、过程控制难的有机固废的清洁热转化，已成为有机固废热处置的重要技术之一。该技术可获得中低热值可燃气，即固废热解气，固废热解气的高效清洁利用是当前的研究热点，MILD(Moderate & Intense Low-Oxygen Dilution)燃烧为其提供了一条重要途径。

MILD燃烧又称“无焰燃烧”(Flameless Combustion)或“无焰氧化”(Flameless Oxidation， FLOX)，在燃烧方面，具有反应速率低、局部放热少、热流分布均匀、燃烧峰值温度低且噪音极小等特点[1]；在污染物排放方面，MILD燃烧技术可将NOx排放量减少70%以上、CO2排放量减少30%以上[2]，因此被誉为新世纪最具发展前途的燃烧方式之一[3]。对于MILD燃烧，国内外学者开展了一系列研究并取得了许多可观的成果，Wünning 等[4]通过实验研究发现，较高的烟气内部循环率是实现MILD燃烧的一个重要条件；Galletti等[5]通过自行设计的燃烧器研究发现，甲烷扩散火焰在无焰模式下产生约0.003%的NO，而在火焰模式下将产生0.1%的NO，另外在MILD燃烧模式下运行时，燃烧器在热效率方面得到了很大的改善；Colorado等[6]比较了生物质气体和天然气的无焰燃烧炉的性能，发现两者热效率相近，而且使用生物质气体无焰燃烧炉时排放物中NOx和CO的含量分别低于0.000 3%和0.001 6%；米建春等[7]通过模拟发现随着进口射流动量的增大，内部烟气再循环得到加强，当烟气再循环足够强时，可以实现预混形式下的MILD燃烧；俞瑜[8]使用PSRN模型结合GRI对H2/CH4混合物及纯氢的无焰燃烧进行模拟，结果表明排放物中NOx的含量低于0.003%，CO的含量低于0.005%；谢翌等[9]研究了MILD燃烧条件下掺氢比对甲烷-氢气湍流扩散火焰的影响，结果发现随着掺氢比的增加，燃烧温度有所提高，火焰锋面向氧化剂侧偏移；田红等[10]通过实验和数值模拟研究了CO2稀释率对CH4、C3H8和H2扩散燃烧的影响，结果表明CO2稀释率的增大会降低燃烧的峰值温度以及NOx的排放量，更有利于达到无焰燃烧状态。

综上所述，国内外学者对于MILD燃烧的研究所采用的燃料多集中于单一组分或两种组分按一定比例混合，而对于组分复杂的混合气(如固废热解气)的研究却鲜有报道。根据热解技术的不同，固废热解气中的组分也复杂多变，但其中主要可燃成分为CO、H2、CH4，不可燃成分为CO2、N2；与普通燃气相比，其具有热值较低、燃烧稳定性较差[11]的特点。本研究基于Galletti等[5]实验用的燃烧器模型，采用固废热解气作为燃料在燃烧器额定功率下进行数值模拟，与纯甲烷燃烧进行不同燃料之间的燃烧特性对比分析，并研究过量空气系数以及空气入口截面积对燃烧室内的温度分布和出口NO排放量的影响规律，从而探究固废热解气MILD燃烧的形成条件，以期为有机固废热解气的高效利用提供理论依据。

1 数值仿真模型

1.1 固废热解气组分

不同热解温度对有机固废热解最终产物的组分会有一定影响，根据王艳等[12]的研究可知，固废热解气最终包括CH4、C2H4、C2H6、H2、CO、CO2等组分，由于CnHm相对于其他组分的含量极低，同时也为了简化模拟，本研究将其归至CH4中。本次模拟将考查两种典型热解温度下所得到的固废热解气的MILD燃烧特性，同时引入纯甲烷作为对比，分析以探究热解气中主要组分对燃烧过程的影响，两种热解气的密度、低位热值以及各组分的含量如表1所示(密度和低位热值是对应于标况下的数值)，其中热解气1是有机固废在500 ℃下热解的最终产物、热解气2是有机固废在600 ℃下热解的最终产物。

表1 热解气组分及物性参数

Table 1 Pyrolysis gas composition and physical property para-meters

燃料组分含量/%H2CH4COCO2密度/(kg·m-3)低位热值/(kJ·m-3)热解气1[12]82230401.32512566.0热解气2[12]123119381.21614817.1

1.2 燃烧室几何模型

本研究基于Galletti等[5]自行设计的燃烧系统结构，如图1所示，其额定功率为13 kW，采用其燃烧段结构，对燃烧室内的燃烧过程进行数值模拟，具体结构如图2所示。模拟所采用的燃烧室总长度为580 mm，直径为90 mm，燃烧室内包含一个长度为410 mm、直径为40 mm的火焰管；在火焰管上喷口附近开有4个对称分布的烟气再循环窗口，每个再循环窗口的面积为1 047 mm2；同时，燃烧器喷口采用同轴射流结构，热解气从直径为7 mm 的中心圆形喷口进入；空气从外侧环形喷口进入，环内径为12 mm，外径为16 mm；烟气出口也采取环形结构，内环直径为74 mm，外环直径为90 mm。

图1 燃烧系统结构[5]

图2 燃烧室结构示意图(单位：mm)

Fig.2 Schematic diagram of the combustion chamber(Unit：mm)

1.3 物理模型

本研究采用ICEM CFD软件进行网格划分，对燃烧室结构采用非结构化网格，如图3所示。考虑到计算量大小并且保证计算精度，最终确定网格数量为54万，所有网格的网格质量在0.4以上。

反应物混合的湍流模型方面，采用RNGk-ε模型。由于模拟中采用了甲烷的两步燃烧反应机理，故在燃烧模型中选择了适用于多步化学反应机理的涡耗散概念(EDC)模型来模拟湍流-化学反应相互作用[13]。EDC模型是涡耗散模型的扩展，它假定反应发生在小的湍流结构中，称为良好尺度。良好尺度的容积比率按下式模拟：

图3 燃烧室网格划分

(1)

其中：Cξ为容积比率常数，取值为2.137 7；ν为运动粘度；k、ε分别为k-ε模型中的湍动能和湍流的能量耗散。

(2)

热解气中各组分的反应机理如表2所示[14]，其中CH4的燃烧反应采用双步总包反应，CO和H2的燃烧反应采用单步总包反应。

表2 热解气中各组分总包反应机理[14]

Table 2 Reaction mechanism of total components in pyrolysis gas[14]

热解气可燃组分反应AE/(J·kg-1·mol-1)CH4CH4+1.5O2→CO+2H2OCO+0.5O2→CO25.012×10112.239×10122×1081.7×108COCO+0.5O2→CO22.239×10121.7×108H2H2+0.5O2→H29.78×1083.1×107

注：A为指前因子；E为活化能。

由于模拟热解气中不含N元素，故燃烧过程中只考虑热力型NOx和快速型NOx的生成。其中热力型NOx的生成模型依据Zeldovich机理[15]，快速型NOx的生成模型由Fenimore提出[16]。同时燃烧室内存在辐射换热，由于燃烧室的光学厚度(αL)小于1，因此选取DO模型。

1.4 边界条件及模拟工况设定

此次模拟中燃烧室边界条件的设定将在Galletti等[5]研究的基础上稍作变动：空气和热解气入口边界条件采取速度入口(Velocity-Inlet)，其中热解气为常温298 K，空气预热温度为1 073 K；烟气出口边界条件设置为Outflow；燃烧室前壁面及火焰管壁面边界条件设置为绝热壁面；燃烧室侧壁面及后壁面设置为定温壁面，温度为1 300 K。

文中主要研究燃烧室在额定功率下，不同组分热解气与纯甲烷的MILD燃烧特性的对比，同时讨论不同的过量空气系数、空气进口截面积对热解气MILD燃烧过程的影响，具体的模拟工况如表3所示。

表3 工况设定

在本次模拟中，选择基于压力的求解方法(Prssure-Based Solver)，对于压力-速度耦合方法采取Coupled算法，它可以同时求解连续方程、动量方程和能量方程，之后求解湍流和辐射方程，相比其他求解方法具有更高的效率。数值模拟过程中监控收敛与否的参数包括：中心截面上平均温度；中心截面上氧气的平均摩尔浓度；出口截面上NO平均浓度。当以上3个参数随迭代步数的变化曲线均达到水平时，即可认为计算收敛。

2 数值模型的验证

为证实模型的可靠性，以甲烷为燃料，通过改变燃烧器的功率得到了不同工况下燃烧器侧壁面附近的温度和排放物中NO的含量，将文献[5]中相同工况下的实验数据与文中数值模型结果进行比较。

图4所示为在两种不同功率下沿燃烧器侧壁面附近(r=44 mm处)的模拟预测温度和文献[5]中实验测量温度。从图4中可以看出，两者之间吻合较好，这证明了文中所选取的数值模型对温度的预测是可以接受的；同时由图4可见，沿燃烧器侧壁面的温度变化呈现先减小后增大的趋势，其中靠近燃烧器出口处温度减小的原因在于，入口高速射流通过火焰管上的再循环窗口对烟气通过卷吸进行热交换而造成的。

图4 不同功率下沿侧壁的模拟预测温度与文献[5]中实验测量温度的比较

Fig.4 Comparison of simulated predicted temperature along the side wall with experimentally measured temperature in reference[5] at different powers

文献[5]中实验所得的和模型模拟所得的出口截面处NO的含量比较见图5，图中各点的横坐标代表实验值，纵坐标代表模拟值，斜线则表示实验值与模拟值相等。模拟所采用的工况严格按照文献[5]中的实验工况，这些工况的区别在于不同的燃烧器功率以及过量空气系数，并且出口截面处的NO含量已经折算为烟气中3%氧含量下的标准。从图5中可以看出，模拟计算得到的出口处NO含量与文献[5]中实验所测得的出口处NO含量十分接近，其平均相对误差为5.2%，最大相对误差为9.9%，综合温度的对比效果可得，文中所采用的数值模型能够较为准确地预测燃烧室内的MILD燃烧过程。

3 结果与分析

3.1 不同组分的燃料对燃烧特性的影响

在配风和燃烧室结构不变的条件下，对纯甲烷与两种热解气的燃烧特性进行了数值模拟(对应表3中的工况1、2、3)，3种气体燃烧的温度分布云图如图6所示，这些云图来自于燃烧室的中心截面(Z=0截面)。

图5 出口截面处模拟计算得到的NO含量与文献[5]中实验测得的含量之间的比较

Fig.5 Comparison between the NO content calculated by simulation at the exit section and the content measured experi-mentally in reference[5]

取中心截面上r=0 mm以及X=540 mm位置处50个点的温度数据，作温度分别沿轴向及径向距离的变化曲线如图7、图8所示。

从图6中可以直观地看出，相比于甲烷，热解气火焰中的峰值温度出现在距离燃烧室喷嘴更近的位置，图7所示的r=0 mm位置处温度沿轴向的变化曲线也证明了这一点。分析认为热解气的组分中含有一定量的氢气，而氢气具有更高的燃烧速度，同时也会加快其他可燃成分的燃烧速度，使反应程度增强，所以就会导致峰值温度升高并且提前出现；同时从曲线中还可看出热解气的峰值温度要高于甲烷的峰值温度，且热解气2的峰值温度要略高；峰值温度之后，3种燃料的燃烧温度都呈现下降的趋势，但是相比于两种热解气而言，甲烷燃烧温度下降得更为平缓，说明甲烷在燃烧室中温度分布更为均匀。

由图8可见，从整体上看，3种燃料在燃烧室后部的温度变化曲线均趋于水平，其中甲烷的温度要相对高一些，在1 900～2 100 K之间变化，而两种热解气的温度变化曲线几乎重合且整体低于甲烷，介于1 750～1 950 K之间。这也说明了在相同的燃烧器功率下，采用热解气将在燃烧室后部区域得到较低的炉膛温度，这将有利于MILD燃烧的形成。

3种燃料工况下中心截面上平均温度和峰值温度以及排放物中NO的含量如表4所示。

从表4中可以看出，在配风相同的条件下，甲烷燃烧的峰值温度明显低于热解气燃烧的峰值温度，但平均温度和出口处排放物中的NO含量却又高于热解气。分析认为甲烷燃烧时炉膛内整体温度水平明显高于热解气燃烧时的温度水平，也就是说甲烷燃烧时的高温区范围(2 000 K以上)更大，这从图7、图8的温度曲线中可以看出，这也就使得热力型NO大量生成，最终导致甲烷燃烧时出口处NO含量增大。

图6 不同燃料工况下中心截面温度分布云图

Fig.6 Cloud diagram of temperature distribution of central section under different fuel conditions

图7 不同燃料工况下在r=0 mm处沿轴向方向的温度变化曲线

Fig.7 Temperature variation curve of different fuel conditons in the axial direction atr=0 mm

图8 不同燃料工况下在X=540 mm处沿径向方向的温度变化曲线

Fig.8 Temperature variation curve of different fuel conditions in the radial direction atX=540 mm

表4 不同燃料工况下的数值模拟结果

Table 4 Numerical simulation results for different fuel conditions

燃料平均温度/K峰值温度/KNO含量/%甲烷173222610.00634热解气1165124270.00261热解气2165124890.00426

从以上的分析结果可知，虽然采用热解气作为燃料时排放物中NO含量较低，但是其在燃烧室内不同位置处的温差较大，也就是说并不能得到较为均匀的温度场分布，因此下面将从配风以及空气入口结构的角度进行数值模拟，以寻求既能保证温度分布均匀又能降低排放物中NO含量的热解气MILD燃烧的最优情况。

3.2 过剩空气系数的影响

选取热解气1为燃料，并在燃烧器功率为 13 kW 的条件下进行3组不同过剩空气系数的数值模拟(对应于表3中的工况2、4、5)，得到了燃烧室中心截面的温度分布云图，如图9所示。结合图10所显示的在中心截面r=0 mm处温度沿轴向距离的变化曲线可以看出，3种不同过剩空气系数的工况下，沿轴向方向的温度走势均相同，即先增大后减小并最终趋于平稳，而区别在于随着过剩空气系数的减小，峰值温度有所降低，在达到峰值温度之后，温度变化幅度明显减小，整体温度水平有所上升。同时从云图可见，中心截面上高温区的集中程度明显下降，并且沿轴向向后扩散，燃烧室内温度分布更加均匀。造成上述结果的原因在于过剩空气系数的减小使得空气入口流量降低，火焰管内氧气摩尔浓度也因此下降，从而形成低氧气氛，导致峰值温度降低且温度分布更为均匀。

燃烧室中心截面后部X=540 mm处温度沿径向距离的变化曲线如图11所示，这个区域也正是温度由火焰管内向管外扩散的区域.从图中可以看出，a=1.4时，温度在1 800～1 950 K之间变化；a=1.25时，温度变化区间为1 850～2 000 K；而a=1.1时，温度变化区间为1 900～2 100 K。这说明随着过剩空气系数的减小，高温区的范围沿轴向向后扩散，导致X=540 mm处的径向温度整体呈现上升的趋势，同时温度变化区间也有所增大。

图9 不同过剩空气系数工况下中心截面温度分布云图

Fig.9 Cloud diagram of temperature distribution of central section under different excess air coefficient conditions

图10 不同过剩空气系数工况下r=0 mm处沿轴向方向的温度变化曲线

Fig. 10 Temperature variation curve of different excess air coe-fficient conditions along the axial direction atr=0 mm

图11 不同过剩空气系数工况下X=540 mm处沿径向方向的温度变化曲线

Fig.11 Temperature variation curve of different excess air coeffi-cient conditions in the radial direction atX=540 mm

表5给出了3种过剩空气系数工况下排放物中NO含量以及中心截面上平均温度、峰值温度的数值模拟结果。由表5明显可见，峰值温度由a=1.4时的2 427 K降低到a=1.1时的2 256 K，但反观图10、图11可见，燃烧室内整体温度水平及平均温度都有所上升，高温区(2 000 K以上)范围也得以扩展，导致排放物中NO含量从0.002 61%升高到了0.003 97%。

表5 不同过剩空气系数工况下的数值模拟结果

Table 5 Numerical simulation results of different excess air coefficient conditions

a平均温度/K峰值温度/K排放物中NO的含量/%1.4165124270.002611.25167623580.002821.1170122560.00397

通过以上分析可知，减小过剩空气系数可以降低燃烧室内的峰值温度并使温度分布更加均匀，但另一方面排放物中NO含量却有所升高，这并不利于形成MILD燃烧，因此将在下文中对燃烧室的入口结构尺寸进行优化以获得能使固废热解气达到MILD燃烧的最优解。

3.3 空气入口截面积的影响

为了降低在低过剩空气系数运行条件下出口处的NO含量，本节将在a=1.1的配风条件下对热解气1进行3组不同空气入口截面积工况(对应于表3中的工况5、6、7)的数值模拟。其中，燃烧室中心截面上的温度分布云图如图12所示，而中心截面上r=0 mm处温度沿轴向距离的变化曲线以及X=540 mm处温度沿径向距离的变化曲线如图13和图14所示。

从图12的温度分布云图明显可以看出，随着空气入口截面积的缩减，燃烧室火焰管内的高温区范围在不断减小，结合图13可知，火焰管中心轴线上的整体温度水平也有所下降，而沿侧壁r=41 mm 处，温度水平上升，这使得火焰管内与火焰管外的温差减小，温度均匀性提高。另外，燃烧室后部温度沿径向的变化规律由图14可见，当A=114 mm2时，温度变化区间在1 900～2 200 K之间；当A=88 mm2时，温度变化区间在1 900～2 100 K之间；而当A=64 mm2时，温度变化区间仅为1 900～2 050 K之间，这说明随着空气入口截面积的减小，不仅燃烧室后部整体温度有所降低，并且温度由火焰管内向管外扩散时的降低幅度也有所减小，燃烧反应朝着更温和平稳的方向发生。产生上述结果的原因是：由于空气入口射流的质量流量不变，而入口截面积减小，根据质量守恒定律，空气入口射流流速将会增大，使得反应之后的大量烟气被新鲜空气的高速射流卷吸，这样反应混合物得到了稀释，燃烧反应也变得更加温和，从而导致燃烧室内的峰值温度和整体温度水平明显下降，局部高温区范围也有所减小，最终整个燃烧室的温度分布也变得更加均匀。

图12 不同空气入口截面积工况下中心截面温度分布云图

Fig.12 Cloud diagram of temperature distribution of central section under different air inlet cross-section conditions

图13 不同空气入口截面积工况下r=0 mm处沿轴向方向的温度变化曲线

Fig.13 Temperature variation curve along the axial direction atr= 0 mm under different air inlet cross-sectional area conditions

图14 不同空气入口截面积工况下X=540 mm处沿径向方向的温度变化曲线

Fig.14 Temperature variation curve in the radial direction atX=540 mm under different air inlet cross-section conditions

3种不同空气入口截面积工况下排放物中NO含量以及中心截面上平均温度、峰值温度的计算结果见表6。根据上文的分析，入口截面积的减小会使空气射流流速增大，受烟气再循环程度增加的影响反应物得到稀释，从而使燃烧室内氧浓度水平降低，这一点从表6中可以看出。同时，由于燃烧反应进行得更为温和，所以燃烧室内的峰值温度也由A=114 mm2时的2 294 K降低到了A=64 mm2时的 2 151 K，并且从图13和图14可以看出整体温度水平也有所下降，从而导致出口处排放物中NO含量从0.009 47%降低到了0.002 06%，下降了78%，这说明减小空气入口截面积可以显著降低排放物中污染物NO的含量。

表6 不同空气入口截面积工况下数值模拟结果

Table 6 Numerical simulation results under different air inlet cross-section conditions

A/mm2平均温度/K峰值温度/KNO含量/%114171822940.0094788170122560.0039764173921510.00206

根据以上分析可知，在a=1.1的配风条件下，空气入口截面积的减小不仅可以降低燃烧室内的峰值温度和整体温度水平，使温度分布变得更为均匀，同时更能有效地减少出口处NO的含量，使其降低到0.003%以下的水平，这也基本满足了MILD燃烧反应温和、温度分布均匀以及污染物排放浓度低的特点。因此，相比空气过剩系数的影响，优化燃烧室的空气入口截面积对于固废热解气MILD燃烧的形成具有更为重要的作用。