空气过剩系数对瓦斯燃烧器燃烧和NOx排放性能影响的三维模拟计算

空气过剩系数对瓦斯燃烧器燃烧和NOx排放性能影响的三维模拟计算 空气过剩系数对瓦斯燃烧器燃烧和NOx排 放性能影响的三维模拟计算 工业炉石油化工设备技术,2005,26(2)?31?Petro—ChemicalEquipmentTechnology 空气过剩系数对瓦斯燃烧器燃烧和NOx排放 性能影响的三维模拟计算 吴德飞,孙毅,毛羽,江华 (1.中国石化_T-程建设公司,北京100101;2.石油大学化_T-学院,北京102249) 摘要:以某公司一种瓦斯燃烧器为几何模型,对燃烧器和稳焰锥附近的复杂结构未作简化,以实际瓦 斯气为燃料,用标准的k一,湍流模型,双DF气相燃烧模型和蒙特卡洛辐射传热模型对燃烧器的流动及燃 烧性能进行全尺寸数值模拟,得到燃烧器内温度分布,火焰长度和NO浓度分布,计算结果表明空气过剩系 数对火焰温度,火焰长度和NOx的生成量具有显着的影响,N0的生成量主要与温度分布和氧气浓度的分 布有关. 关键词:瓦斯燃烧器;湍流燃烧;空气过剩系数;火焰长度;NOx排放;数值模拟 中图分类号:TE969文献标识码:B文章编号:1006—8805(2005)0卜0031一O4 1前言 随着环保的日益提高,各种石油化工加 热炉的污染物排放指标受到越来越严格的限制, 尤其是烟气中的氮氧化合物(主要包括NO和 NO:,统称为NO)对大气破坏严重,其生成机理 成为燃烧过程的研究热点. 2数学模型 计算中采用标准的k一,湍流模型口的PDF 气相燃烧模型,蒙特卡洛辐射换热模型l2和NO 生成模型(IN—FLAMENOXMODEL)封闭湍流 气相燃烧的时平均方程组.前三种模型可以从多 种参考文献中查阅,此处不再赘述.研究人员已 经发表了多种NO生成模型.由于NO生成机 理复杂,目前尚无普遍适用的NO生成数学模 型.计算中所采用的NO生成数学模型如下: 燃烧过程中排放的氮氧化合物主要是NO和 NO:,通常统称为NO.燃烧装置排放的氮氧化 合物中NO比NO:含量多,而且NO.是由NO 生成的.因此在NO生成的数学模型中着重考 虑NO的生成.NO的生成机理主要有"热力", "瞬发"和"燃料"三种.在液态和固态燃料的情况 下,"燃料"NO量比较大;在气体燃料的情况下, "燃料"NO生成量很小,因此对瓦斯燃烧器计算 仅考虑前两种生成机理. NO的输运方程为: NO +?[,tZT.+ff--一-)VmNO]一l0RN0(1) 式中:f——时间; .0——密度; 0——NO的质量分数 —— 那勃勒算子; ,UT——湍流粘性系数; —— 层流粘性系数; GT——湍流普朗特数; O"L——层流普朗特数; R0——NO的反应速率. 如何确定NO的反应速率R.是计算过程的 关键.Ro随着温度和其他组分浓度的变化而改 变.计算中平均反应速率是对采用的概率密度函 数积分而得,热力NO和瞬发NO的反应速率介 绍如下l3]. 2.1热力NO生成反应速率 一 AzxN 2 XPo唧(一孕) (2) 其中z是根据扩展的Zeldovitch模型所得到 收稿日期:2004-08—06;修改稿收到日期:2005—01—20. 作者简介:吴德飞(1975一),男,江苏江都人,2003年毕业于 石油大学(北京)机械及理论专业,获工学博士学位.现 为中国石化工程建设公司博士后工作站在站博士后,从事石 油化工多相流动与燃烧的研究开发. 石油化工设备技术 的系数: z一 Xo 2 XN 2 -- 丽 XNoAK (3) 式(3)中: A一(4) B一(5) K一AT~,exp(一了Ti)(6) 2.2瞬发NO生成反应速率 R.一Axxxexp(一—Tp)×WNo(7) 以上各式中: X——摩尔浓度 K——化学反应平衡常数 一 温度; W——分子量; MEAN——表示将混合物看作一个整体; A,a,模型常数; B——根据氧饷和时的摩尔浓度X确 定. 高1+I)(8)由于NO的浓度与其他燃烧烟气组分相比是 小量,因此计算中不考虑NO对烟气密度及比热 的影响. 3网格划分与计算条件 计算以连续重整加热炉的瓦斯燃烧器为几何 模型,图1为其组装图.一次风通过渐缩渐扩进 气道进入;燃料气则通过一个燃气喷头进入,燃气 喷头上有对称分布的1O个直径为3mm的d,:fL, 扩散角为85.8.;在一次风与燃料入口之间有一 个锥状的稳焰锥,稳焰锥上开有一定数量的方孔, 以控制一次风的旋转方向和力度;燃料气从喷头 上的d,:fL喷出,与燃烧器中的空气接触发生燃烧. 燃烧的高温环境导致NO的生成. 图2是计算区域,网格从渐缩渐扩进气道的 进口以上开始生成,并在进气道上方连接2m× 6m的炉膛,炉膛上方为45.的收缩出口段.这是 从烧嘴成排布置的炉膛中切出了一个部分来进行 计算.生成的网格包括进气道,稳焰锥,燃料气喷 头及喷口的三维几何形状,因此所作的计算可以 描述燃烧器内流动和燃烧过程的细节. 喷嘴砖 图1瓦斯燃烧器组装图 0 l 050 N e 6()oO 图2计算区域纵截面图 计算区域的网格为结构化网格.对整个计算 区域实现结构化的网格划分是本文的一大难点, 尤其是在燃气喷头和稳焰锥等结构复杂的部位. 图3是燃气喷头与稳焰锥部位的计算网格.由于 稳焰锥及燃气喷头的小喷口处,形状复杂,各个方 向上截面都变化极大,流动的变化极为剧烈,因此 这些部位的网格比较细密,需要的节点数目较大; 炉膛内的网格则随着流动的充分发展渐趋平缓而 逐渐稀疏.计算区域划分137326个节点. 图3燃气喷头与稳焰锥部位的计算网格 计算的边界条件主要包括燃料气和空气入 口,炉膛出口及各种壁面,具体取值如下: (1)燃料气入口条件:计算中瓦斯气组分取 某炼油厂联合车间重整进料加热炉F202火嘴 2002年4月20日燃料气组分,并略去含量极小 的组分.具体数据见表1. 第26卷第2期吴德飞等.空气过剩系数对瓦斯燃烧器燃烧和NO排放性能影响的 三维模拟计算.33. 表1瓦斯气组分 燃气组分体积分率燃气组分体积分率 甲烷0.07丁烷0.21 乙烷0.10氢气0.42 丙烷0.2O乙烯0.00 燃料气人口是喷头顶部的10个小孑L,射流速 度为320m/S,温度400K. (2)空气人口条件:共计算了空气过剩系数 为1.O0,1.05,1.1o,1.15,1.20和1.25六种工 . 况.空气入口温度均为291K (3)炉膛出口条件:出口压力设置为0.1MPa. (4)壁面条件:壁面边界条件包括燃烧器火 l一1952K 2一l79OK 3—1629K 4一l468K 道,燃料气管,稳焰锥,燃料气喷头,炉膛底部及炉 膛壁面,其中炉膛壁面设置为定温壁面,温度 700K;其他壁面简化为绝热壁面. 4计算结果及分析 4.1温度场 瓦斯燃烧器的特殊结构对燃料气与空气的流 场组织形成锥形分布的多股射流火焰].过剩空 气量直接影响进入炉膛内冷流体的流量.在总燃 料量固定的前提下,过剩空气量必然会对炉膛内 的温度分布产生显着影响.数值计算结果正确反 映了这一趋势.图4是各空气过剩系数下的温度 分布. =1.ooa=1.05a=1.1o=1.15a:1.2O 图4中心截面的温度分布 图4中随着空气过剩系数的增大,高温区逐 渐缩小,火焰长度变短.在相同的燃气与助燃风 混合结构条件下空气过剩系数的大小直接影响到 二者的混合速度,进而导致不同的火焰长度.同 时过剩的空气在炉膛中与燃料也会发生燃烧,因 此在燃气与助燃风按照化学反应当量进料,即空 气过剩系数为1.00的工况下,高温区最大,火焰 最长;空气过剩系数为1.25的工况下,由于氧气 过剩量大,燃气射流易于接触到足够的氧气发生 燃烧,高温区相对较小,火焰最短. 所以火焰长度随着空气过剩系数的增加而变 短,如图5所示.炉膛轴线上的温度分布(图6) 也由于相同的原因随着空气过剩系数的增加而逐 渐降低. 计算表明空气过剩系数对火焰长度有着显着 的影响(图5),特别是当空气过剩系数从1.05增 加至1.1O的过程中,燃烧由贫氧状态过渡为富氧 状态,火焰长度发生剧烈变化.可见对于相同的 燃烧装置,改变空气过剩系数能够调节火焰长度. 工业炉中气体燃烧器的设计通常按照空气过剩系 数为1.10的状况以保证燃烧充分.如果实际使 用中火焰偏长或偏短,则极有可能是因为实际的 空气过剩系数偏低或偏高,可以适当调节供风量 以得到合适的火焰长度. 过剩空气系数 图5火焰长度随空气过剩系数的变化 石油化工设备技术 轴向高度/m 图6炉膛轴线上的温度分布 4.2NO浓度场 燃烧产生的高温环境导致氮氧化合物的大量 生成.氮氧化合物在大气中极易形成光化学污 1265 2—238 3—186 41O6 单位:mL/m3 旨 一 g 矮 0 Z 丁 丑 染,并且是酸雨的主要成分之一,所以世界各国都 对各种工业炉的氮氧化合物排放水平有相应的限 制.研究和开发各种低NO燃烧器成为一个研究 热点. 图7是计算得到的不同空气过剩系数工况下 中心截面的NO浓度分布.在空气过剩系数为 1.00亦即空气量完全按照进入燃烧器的燃料的 化学当量配比的情况下,NO的浓度最低;随着过 剩空气量的增加,NO的浓度出现显着升高,在空 气过剩系数为1.10和1.15的工况下,NO的浓 度最高;当空气过剩系数超过1.15以后,NO的 浓度逐渐降低.炉膛出口NO浓度随空气过剩系 数的变化(图8)也具有相同的特征. =1.05=1.10=1.15=1.20=1.25 图7中心截面的NO浓度分布 过剩空气系数 图8炉膛出口NO浓度随空气过剩系数的变化 这是由于当燃烧处于贫氧状态(a一1.00)时, NO的生成受到氧气缺乏的限制,因此NO浓度 很低;一旦出现氧气过剩的状况(a一1.05),NO 浓度就显着增加;当空气过剩量增加到一定量(a 一 1.20)以后,虽然处于富氧状态,但因大量过剩 冷空气的存在,炉膛内高温区域缩小,平均温度下 降,使NO的生成量受到活化能的限制而降低. 旨 一 g 矮 0 0123456 轴向高度/m 图9炉膛轴线上的NO浓度分布 (下转第37页) O0OO0OOOOO懈臼3 舯??加?舯??加?舳 2222211111 第26卷第2期欧阳子瑁.高效压缩风雾化燃烧器在燃油锅炉上的应用 温差降低,使过热段受热面吸收热量减少,过热蒸 汽温度偏低.而雾化压缩风在炉膛内是放热反应 过程,它使炉膛火焰中心温度比蒸汽雾化时提高, 在同等的工艺条件下,会使炉膛出口温度上升,从 而使过热段对流换热量增大,提高了过热段的温 度,保证了锅炉正常的工艺参数. 3.5雾化粒径小.调节比大,利于锅炉燃烧和调 整 雾化粒度,均匀度是衡量喷油嘴雾化质量优 劣的重要指标之一.油雾化得越细,表面积越大, 与空气混合越好,燃烧可以加速也容易完全,过剩 空气系数小,热损失减少.如油雾化不均匀,较大 的油粒燃烧需要时间长,燃烧不易完全,甚至从气 流中分离出来,或粘附在受热面,如省煤器,预热 器上,使腐蚀加剧或造成二次燃烧而损坏设备. 从表1中可以看出:高效压缩风雾化油枪雾化颗 粒比蒸汽雾化细25,尺寸分布指数两者一样, 均为N大于2,故其雾化效果和燃烧效果比蒸汽 雾化好. 调节比是指调节锅炉负荷的能力.蒸汽油枪 最大流量调节比为1:5,即负荷在20,100 变化时,可以很好地调节;而高效压缩风雾化燃烧 器最大流量调节比是蒸汽雾化的两倍,为1:10, 锅炉负荷在1O,100变化时,均能调节自如, 操作弹性大.在锅炉开炉点火升温的低热负荷阶 段,高效压缩风烧嘴在小燃油量时的燃烧性能好, 可通过增加烧嘴个数来使炉膛升温均匀,防止局 部炉管过热;锅炉满负荷生产时,此烧嘴又能迅速 提到最大燃油量,保证生产运行. 3.6投资回收周期比蒸汽雾化燃烧器短 2号炉燃烧器改造总投资65万元人民币,不 到一年就可以回收全部投资费用;1号炉燃烧器 改造总投资75万元人民币,并且每年比蒸汽雾化 燃烧器多节约19.5万元人民币的运行费用,回收 周期比蒸汽雾化燃烧器更短,从而进一步加速投 入资金的回笼率,提高了经济效益. 4存在的问题及建议 2002年2月25日1号锅炉停炉后,我们对6 个燃烧器进行检查,发现燃烧器一,二次风导向叶 片从点焊处共有85片断裂,占总一,二次风导向 叶片的34.6.其原因主要是由于原燃烧器调 风口喉部风速只有23.6m/s,而改造后的油枪的 油孔尺寸和气孔尺寸均较大,调风口喉部风速高 达60~70m/s,实际运行时一,二次风门又处于节 流状态,故流速更高,从而导致一,二次风导向叶 片点焊处强度不够.建议将该一,二次风导向叶 片沿轴向与蜗壳全焊,以保证焊缝有足够的强度, 确保叶片牢固可靠运行. (上接第34页) 图9为炉膛轴线上NO浓度分布.可见炉膛 轴线上NO浓度也反映了以上特点.此外还可以 看到NO浓度增长最快的区域集中在炉膛高度 2m以下.该区域正是燃料燃烧的火焰锋面区 域.火焰锋面上温度最高,最能够满足生成NO 所需要的高温环境.在富氧(a>1.00)情况下 NO主要集中在火焰锋面附近生成.图9中NO 浓度变化的梯度最大的区域集中在火焰锋面附 近,也验证了这一点. 5结论 数值模拟计算结果表明,空气过剩系数对瓦 斯燃烧器的燃烧状态,火焰长度和污染物(NO)排 放水平有着显着影响,NO的生成量主要与温度 分布和氧气浓度分布有关.随着空气过剩系数的 增大,炉内的高温区域减小,火焰长度缩短,NO 生成量先增加后降低,在空气过剩系数为1.10和 1.15时最大.特别是在空气过剩系数从1.00增 加至1.10的过程中,由贫氧燃烧过渡为富氧燃烧 状态,火焰长度发生剧烈变化,NO生成量急剧增 加.在贫氧状态下,高温区域大,但是由于受到缺 氧的限制,NO生成量小;在富氧状态下,NO生成 量主要受高温区域大小的影响,空气过剩系数越 大,高温区域越小,NO生成量越少. 参考文献: l周力行.湍流气粒两相流动和燃烧的理论与数值模拟 [M].北京:科学出版社,1994.153,161 2范维澄等.流动及燃烧的模型与计算I-M].中国科技 技术大学出版社,1992.221,223 3赵坚行.燃烧的数值模拟[M].北京:科学出版社, 2002.273,295 4吴德飞,毛羽,江华等.复杂结构气体燃烧器三维流场 和燃烧的数值模拟[J].石油大学,2003,(2):93, 97