圆筒炉内生物质燃烧机出口湍流流动和燃生物质燃烧的三维数值模拟

圆筒炉内生物质燃烧机出口湍流流动和燃生物质燃烧的三维数值模拟
摘要：针对一现场运行圆筒炉内生物质、气联合生物质燃烧机燃生物质燃烧过程进行了详细的数值模拟。其中，对生物质燃烧机的复杂几何形状没有进行任何简化，实现了计算区域的结构化网格划分。在前人的研究基础上发展了计算燃生物质液雾燃烧过程完整的数学模螫对气相的湍流流动采用后e模型，对液雾颗粒相的湍流流动采用随杌轨道模螫对湍流燃烧采用E BU Arthe nius模型，对辐射传热采用离散坐标模型。模拟计算成功地得到了生物质燃烧机出口流场、温度场、组分分布以及火焰形状等详细信息，揭示了计算区域内流动、燃烧和传热过程特点。计算结果与现场测量数据吻合。
    如热炉在石生物质化工行业有着重要的作用，其中相当多的加热炉采用液体燃料，其目的是利用燃生物质在加热炉中的燃烧火焰以及所产生的高温烟气来加热反应装置内的工质，使其达到蒸馏、热解、转化等工艺操作所需要的温度。加热炉性能的好坏是制约反应装置能否长期稳定运行的重要因素。燃生物质生物质燃烧机作为此类加热炉的关键设备，其燃烧火焰特性对加热炉的热效率和安全高效运行有重要影响。因此全面、详细地研究单个生物质燃烧机出口湍流流动和燃烧过程，对合理组织加热炉内多生物质燃烧机燃烧、优化生物质燃烧机排布方式提高加热炉热效率有重要意义。同时液雾燃烧是一个包含气、雾两相流动、传质传热及化学反应的复杂过程，国内外学者【1_1对其进行了一定的研究但限于测试手段，实验获得信息有隰难以详细了解其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NOx生成控制技术的进步。近年来，随着CF D(Comput atio nal fluid  dy namics)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。笔者综合考虑气、液两相湍流流动，液雾扩散和蒸发，气相燃烧和传热过程，发展了液雾燃烧综合计算模型。并在此基础上，对某炼厂现场运行复杂结构生物质、气联合生物质燃烧机燃生物质燃烧过程进行了全三维的数值模拟，得到了计算区域内湍流流动和燃烧的详细信息。
1数学模型
    在本研究中，笔者研究的燃生物质生物质燃烧机为液雾燃烧方式的生物质燃烧机。燃生物质通过喷嘴后雾化，形成由许多生物质滴组成的喷雾，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过程：(1)气、液两相湍流流动及液雾扩散；(2)液雾蒸发；(3)燃生物质蒸发后的湍流气相燃烧；(4)气体、液雾以及燃烧装置之间辐射传热。为了完整地描逑整个燃生物质燃烧过程，采用了湍流两相流动模型、气相燃烧模型、液雾蒸发模型和辐射传热模型进行计算模拟。
2模拟对象和工况条件
    模拟对象为某炼厂常压炉用生物质、气联合生物质燃烧机，如图1所示。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。燃料生物质经过喷嘴雾化，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，其为实际运行常压炉单个生物质燃烧机燃生物质燃烧和烟气流动区域，结构尺寸为直径3m，高度为9m圆筒，上端连接有45。倾斜、高2m的烟囱。
    由于生物质燃烧机结构的复杂性，对炉俸和生物质燃烧机整体进行结构化网格的划分也是本研究的一个难点，通过对几何结构的拓扑分析，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如图2所示。
    在冷态下用马尔文M aste rsizer  19 98激光粒度测试仪（英国MALVERN公司）测定重生物质雾化粒度，S auter Mean Diameter( SMD)为50弘m、分布指数胛为2.3。为了详细研究生物质燃烧机出口气液两相流动和燃烧行为，分别对冷态液雾两相流动(I)、热态液雾两相流动和燃烧(II)两种工况条件进行了数值模拟，工况条件见表1。
3  结果与讨论
    图3为两种工况条件下气相轴向速度沿径向的分布。两种工况条件下，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射流核心区。沿径向在炉膛中心线处速度较大，离开射流核心区，速度迅速衰减，并在靠近炉膛边壁处出现负速度，在炉膛边壁形成了回流区。这是由于在生物质燃烧机出口射流卷吸作用下，在炉膛底部边壁处形成了低压区域，流动到炉膛上部的部分气体在压差作用下，回流补充到炉膛底部。计算结果表明，在同一炉膛高度，热态较冷态气相速度大，其原因是液雾的蒸发和燃烧反应是一气相体积增大的过程，燃烧反应产物增大了气相体积流量。另一方面，热态下，气相受热膨胀也进一步提高了其速度。
    图4为冷、热工况炉膛中心线上的轴向速度分布。从图4可以看出，冷、热工况条件下，其轴向速度分布形式相似，沿轴向气相速度先迅速提升，后随着射流的扩展和周围气相阻力作用速度逐渐衰减。二者主要的不同体现在气相加速区域。热态较冷态气相加速距离更长。同时两者气相加速驱动力也不同。冷态条件下，气相主要受生物质燃烧机燃生物质喷孔高速喷出的液雾颗粒的曳力作用，在很短的距离内，与液霉相实现动量传递，速度得以提升；热态条件下，从喷孔喷出的高速液雾颗粒一方面与气相实现动量传递，另一方面液雾颗粒在周围高温环境下蒸发成燃生物质蒸气，并与周围氧化剂作用，产生剧烈的燃烧反应，蒸发和燃烧使轴向中心线附近气相体积流量增大，同时燃烧反应放热使得气相受热膨胀加速。
    图5(a)为热态工况下模拟得到的火焰现状，图5(b)为现场运行常压炉的火焰照片。从图5可以看出，模拟得到的燃生物质火焰呈瘦长形，与现场火焰外形吻合较好。计算得到的火焰长、宽度分别为4. 85 m、0.52 m，现场测量得到的火焰长宽分别为4.94 m、0.58 m，二者数据较吻合，验证了燃生物质燃烧数学模型的准确性和数值计算的可靠性，
    图6为炉膛内不同轴向位置的径向温度分布。从图6可以看出，炉膛中心火焰区域，温度较高；炉膛内火焰区域外的空间，由于其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1000 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，沿径向较高温度并不在炉膛中心线上，而是偏离中心线一定位置。一方面，由于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，燃料与空气达到反应当量比，燃烧反应较剧烈，温度较高，形成火焰峰面。
    图7为炉膛内不同轴向位置的燃生物质蒸气摩尔分数的径向分布曲线。从图7可以看出，燃生物质蒸气在炉膛中心线处浓度较高，在沿径向离开中心线很短的一段距离内，由于燃烧反应快速进行，燃生物质蒸气浓度迅速降低，在回流区域燃生物质蒸气浓度为0；在炉膛底部生物质燃烧机出口区域燃生物质蒸气浓度较高，随着炉膛轴向距离的增大燃生物质蒸气浓度不断减小，到达炉膛高度约4.8 m处，燃生物质蒸气基本燃烧完毕。燃生物质燃烬高度与前面计算和观测的火焰高度相一致。
    图8为炉膛内不同轴向位置的氧气和燃烧产物C02浓度沿径向分布曲线。从图8(a)可以看出，在炉膛底部燃烧火焰区域燃烧反应较剧烈，氧气派度梯度较大，沿径向氧气浓度从峰值迅速降到较低值，离开火焰峰面，在回流区，氧气浓度分布较均匀。沿轴向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日寸，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。从图8(b)可以看出，与燃生物质蒸气浓度和02浓度分布相对应，在火焰峰面燃烧反应较剧烈的地方，C02浓度出现峰值，离开燃烧火焰区域，C02浓度分布趋于均匀。
4结论
    (1)由于燃生物质的蒸发燃烧，体积流量增大，以及气相受热膨胀，热态较冷态流场的轴向速度值更大，在生物质燃烧机出口射流核心区域加速距离更长。54石生物质学报（石生物质加工）
    (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致。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较高，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)燃生物质蒸气组分只在生物质燃烧机出口很小范围内存在，燃烬高度与火焰高度相一致。02、C02浓度分布与温度场分布相对应，在射流火焰区域梯度大。在炉膛其他区域，随射流扩散和烟气回流作用，浓度分布趋于均匀。
    (5)本研究模拟计算所得到的单个生物质、气联合生物质燃烧机出口炉膛内速度、温度、组分分布的详细信息，为生物质燃烧机结构改进和液雾燃烧过程的优化、污染物NO。的控制提供了参考。同时，为进一步研究多生物质燃烧机组合燃烧炉膛内烟气流动，燃烧和传热综合过程打下基础。