分級料系統(tǒng)燃燒的數(shù)值模擬研究

分級料系統(tǒng)燃燒的數(shù)值模擬研究

作為一種重要的爐具，氣體灶的性能和燃燒特性對工業(yè)爐的正常、高效運行有重要影響。工業(yè)氣體燃燒器大多采用擴散燃燒的方式,即燃料氣和助燃空氣分別進入燃燒器,決定燃料燃燒進程的是燃料氣和助燃空氣的混合速度及混合方式,而燃料氣和助燃空氣的混合速度和混合方式在操作參數(shù)及燃料組分相同的情況下,主要由燃燒器結(jié)構(gòu)來決定。筆者研究不同結(jié)構(gòu)的燃燒器內(nèi)煙氣的流動規(guī)律及其燃料和助燃空氣的混合方式。1數(shù)學(xué)模型1.1壓力方程基本控制方程組由連續(xù)方程、動量方程、組分方程、能量方程組成,用湍流模型計算湍流過程,用蒙特卡洛輻射換熱模型作為能量方程的源項。求解的基本方程組的通用形式為??t(ρΦ)+??xj(ρujΦ)=??xj(ΓΦ?Φ?xj)+SΦ.??t(ρΦ)+??xj(ρujΦ)=??xj(ΓΦ?Φ?xj)+SΦ.式中,Φ為通用變量;ΓΦ為擴散系數(shù);SΦ為方程源項。湍流采用標準的k-ε湍流模型,同時對流項采用二階quick差分格式,以保證數(shù)值計算的精度。1.2lg計算中采用雙δ概率密度函數(shù)擴散燃燒模型,方程為??(ρUG)???[(μTσT+μσL)?G]=Cg1μT(?F)2?Cg2ρεkG,??(ρUG)-??[(μΤσΤ+μσL)?G]=Cg1μΤ(?F)2-Cg2ρεkG,式中,常數(shù)取值為Cg1=2.2,Cg2=2.0。1.3輻射交換模型輻射傳熱是加熱爐內(nèi)燃燒過程中占主導(dǎo)地位的傳熱方式。計算中采用的蒙特卡洛輻射換熱模型用下列積分式計算能量交換。(1)vivjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjQV→δVj=δVj∫Vaiajπr2exp(?∫r0adr)σT4gidVi.QV→δVj=δVj∫Vaiajπr2exp(-∫0radr)σΤgi4dVi.(2)輻射熱流的測定QA→δVj=δVj∫Aajπr2exp(?∫r0adr)εsiσT4gicosηdAi.QA→δVj=δVj∫Aajπr2exp(-∫0radr)εsiσΤgi4cosηdAi.每個微元δVj的輻射熱流為其吸收的輻射熱量與發(fā)射的輻射熱量的差值。2火炬網(wǎng)格的確定計算域的網(wǎng)格從漸縮漸擴進氣道的進口開始生成,并且在進氣道上方連接2.0m×6.0m的爐膛,爐膛上方為45°的收縮出口段。計算域完全保留進氣道、穩(wěn)焰器、燃料氣噴頭及副噴頭的三維幾何形狀,以求準確地描述燃燒器結(jié)構(gòu)對燃燒器和爐膛內(nèi)流動、燃燒和傳熱的影響。3種燃燒器的結(jié)構(gòu)形式各不相同,各種燃燒器的穩(wěn)焰器及噴頭情況見表1。由于燃燒器區(qū)域結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜,且噴孔直徑很小,而爐膛體積又很大,如果完全采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格很難實現(xiàn),而且會導(dǎo)致噴孔處的密集網(wǎng)格延伸到爐膛區(qū)域,使爐膛內(nèi)的網(wǎng)格過于細化。采用混合網(wǎng)格的方法,即對燃燒器區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,而對爐膛區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,在兩種網(wǎng)格交接面上采用棱錐形網(wǎng)格實現(xiàn)無縫對接。這樣既能減少劃分網(wǎng)格的時間,又充分利用了結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的優(yōu)點。圖1為3種燃燒器的表面網(wǎng)格,各種燃燒器噴頭的射流孔處網(wǎng)格細密。網(wǎng)格劃分的一個難點就在于噴孔的尺度和爐膛尺度相比極小,而整個計算域內(nèi)的流動、燃燒和傳熱過程受小孔射流的主導(dǎo),所以必須對小孔和沿射流方向的射流控制區(qū)進行合理的網(wǎng)格劃分,保證計算精度的同時適當精減網(wǎng)格數(shù)目,以最經(jīng)濟的網(wǎng)格得到足夠精確的結(jié)果。3計算邊界條件數(shù)值計算的定解邊界條件包括燃料氣和空氣入口、爐膛出口、壁面邊界。3.1燃空氣入口燃料氣組分計算中有兩種入口邊界,分別是燃料氣入口和助燃空氣入口。燃料氣組分如表2,入口溫度為400K,表壓40kPa。空氣入口流量由燃燒所需要的空氣量決定,過?？諝庀禂?shù)為1.15。3.2出口限制條件在爐膛出口處各速度分量、各組分的質(zhì)量分數(shù)以及湍流動能k和湍流動能耗散率ε均取為第二類邊界條件,即?Φ?n=0?Φ?n=0。3.3管、穩(wěn)事實器、爐硫底部壁面邊界條件包括燃燒器火道、燃料氣管、穩(wěn)焰器、燃料氣噴頭、爐膛壁面、爐膛底部。壁面溫度取實際測定的爐管表面平均溫度940K,以考慮取熱效應(yīng)。4結(jié)果及其分析4.1火炬結(jié)構(gòu)和功能3種燃燒器不同的進料和配風方式在燃燒器和爐膛內(nèi)組織出不同的煙氣流動。燃燒器Ⅰ對燃燒性能影響最大的是噴頭上部的中心回流區(qū)。該回流區(qū)的形成是因為噴頭上的10個噴孔同時噴出高速燃料氣射流,每股射流都具有很強的卷吸能力。射流外側(cè)的煙氣充足,而內(nèi)側(cè)的煙氣量有限。在10股射流同時需要卷吸大量煙氣時,煙氣量嚴重不足,因此形成很強的負壓區(qū),強制下游的煙氣回流補充不足的煙氣量。中心回流區(qū)能夠在噴頭附近形成穩(wěn)定的高溫區(qū),起持續(xù)點火的作用,有助于穩(wěn)定火焰避免熄火。燃燒器Ⅱ,Ⅲ的流線基本相同。這兩種燃燒器的主噴頭和副噴頭完全相同,只是穩(wěn)焰器的結(jié)構(gòu)不同。燃燒器Ⅱ的穩(wěn)焰器總開孔面積為3600.0mm2,燃燒器Ⅲ的穩(wěn)焰器總開孔面積為4005.5mm2,所以燃燒器Ⅲ穩(wěn)焰器通風能力強于燃燒器Ⅱ的穩(wěn)焰器。兩種穩(wěn)焰器通風能力的不同直接影響補充到中心回流區(qū)的煙氣量,所以中心回流區(qū)的長度有一定差異。3種燃燒器主噴頭噴孔的擴散角雖然相同,但是流線張角差異很大,特別是燃燒器Ⅰ的張角比燃燒器Ⅱ,Ⅲ的張角明顯偏小。這是由于燃燒器Ⅰ主噴頭上有10個噴孔,10股射流需要卷吸的煙氣流量大,中心回流區(qū)負壓作用強,而相鄰兩股射流之間的空隙小,從外部經(jīng)空隙進入中心回流區(qū)的煙氣量小,進一步加強了中心回流區(qū)的吸附作用。燃燒器Ⅱ,Ⅲ的主噴頭頂部只有4個噴孔,各股射流之間的空隙大,中心回流區(qū)所需要煙氣能夠比較充足地得到外部煙氣的補充,中心回流區(qū)的吸附作用小。所以,燃燒器Ⅰ中心回流區(qū)的吸附作用比燃燒器Ⅱ,Ⅲ的吸附作用強,燃氣射流的張角最小。每股噴孔射流對應(yīng)一個高速區(qū)域,速度梯度集中在爐膛中央,外圍區(qū)域是慢速的向下回流。每股射流周圍的速度分布急劇變化,說明在每股射流附近發(fā)生劇烈的射流卷吸和混合作用。隨著流動向下游的發(fā)展,射流動能逐漸衰減,對周圍煙氣的卷吸作用逐漸減弱。圖2(a)中速度峰值對應(yīng)燃料氣射流,在爐膛0.5m高度,射流速度仍然較高,流動具有明顯的射流形狀;在爐膛2.0m高度,多股射流經(jīng)過相互吸附和卷吸周圍煙氣,已經(jīng)發(fā)展聚合為一個整體,如圖2(b)。4.2燃燒和燃燒的溫度分布燃燒器Ⅰ和燃燒器Ⅱ,Ⅲ的燃料和助燃空氣的流動組織方式迥然不同,所以火焰結(jié)構(gòu)和分布也有顯著差異。燃燒器Ⅰ的燃料氣通過一個主噴頭上的10個噴孔高速流出;燃燒器Ⅱ,Ⅲ30%的燃料氣經(jīng)過主噴頭上的兩層噴孔流出,另外70%的燃料氣經(jīng)過4個副噴頭流出。所以,燃燒器Ⅰ的火焰是由分布在一個錐面上的10股細長火焰射流組成,每股火焰射流之間的空隙狹小;燃燒器Ⅱ,Ⅲ的火焰分為2部分,主噴頭燃料氣射流燃料量少,火焰短小,而4個副噴頭燃料氣流量大,火焰相對粗長,并且4個副噴頭火焰在周向均勻分布,所以每個火焰之間的空隙寬大,如圖3所示。燃燒器Ⅰ火焰高溫區(qū)長度遠大于燃燒器Ⅱ,Ⅲ火焰高溫區(qū)。燃燒器Ⅰ的多股火焰射流在爐膛中心形成分布緊湊的高溫區(qū)。由于相鄰兩股火焰射流之間空隙狹小,外側(cè)溫度較低的煙氣很難通過空隙進入中心高溫區(qū),所以燃燒器Ⅰ的火焰高溫區(qū)能夠保持很大的長度。相比之下,燃燒器Ⅱ,Ⅲ溫度較低的空氣及煙氣能夠大量地進入到中心高溫區(qū),降低了火焰中心區(qū)溫度和長度。燃燒器Ⅱ,Ⅲ的火焰溫度明顯低于燃燒器Ⅰ的火焰溫度。燃燒器Ⅰ的火焰溫度集中在2100K附近,燃燒器Ⅱ,Ⅲ的主噴孔火焰溫度集中在2000K,副噴孔火焰溫度更低,約為1900K,如圖4所示。這種差異是由于燃燒器Ⅱ,Ⅲ采用分級進料燃燒的方式。4個主噴孔提供30%的一次燃料氣與全部的常溫助燃空氣混合燃燒,大量的局部過?？諝饨档土酥鲊娍兹剂蠚饣鹧鏈囟?。助燃空氣被一次燃燒煙氣有效稀釋,在與副噴孔噴出的二次燃料氣混合燃燒時,由于空氣濃度的降低,所以燃燒劇烈程度低,火焰溫度也低于燃燒器Ⅰ的火焰溫度。燃燒器Ⅱ,Ⅲ的溫度分布形式相同,只是具體的溫度值有一定差異,主要是中心回流區(qū)的溫度不同,如圖5。燃燒器Ⅱ的中心回流區(qū)溫度高于燃燒器Ⅲ。這是因為燃燒器Ⅱ的穩(wěn)焰器通風能力低于燃燒器Ⅲ的穩(wěn)焰器,阻礙外圍的低溫空氣及煙氣進入中心回流區(qū)。燃燒器Ⅰ中心回流區(qū)受到多股火焰射流包圍,在火焰高溫的輻射下,外圍的低溫煙氣補充的量小,所以中心回流區(qū)溫度最高。為了驗證數(shù)值計算的可靠性,利用本文中所采用的數(shù)值計算模型和網(wǎng)格方法對文獻中的燃燒器進行了數(shù)值計算并與實驗所拍攝的火焰溫度分布做了比較,如圖6所示。其中,實驗得到的火焰區(qū)溫度分布是三維火焰在拍攝平面上的投影。計算得到的火焰區(qū)縱截面溫度分布中存在中央回流低溫區(qū),而實驗測量得到的火焰區(qū)溫度分布圖中沒有該低溫區(qū)。這是由于實驗測量得到的火焰區(qū)溫度分布的實質(zhì)是三維火焰在拍攝平面上的投影,因此對應(yīng)著整個火焰高溫區(qū)的溫度分布,無法反應(yīng)火焰內(nèi)部詳細結(jié)構(gòu)和溫度分布細節(jié)。而計算得到的火焰區(qū)縱截面溫度分布是貫切火焰的縱截面上的溫度分布細節(jié),得到了火焰中心的低溫區(qū),該低溫區(qū)的存在已經(jīng)被實驗證實。所以二者并不矛盾,相反顯示出數(shù)值計算能夠得到整個計算域詳細信息的優(yōu)點。4.3燃燒的空氣來源燃燒器Ⅰ的燃料氣采用多股射流方式進入,增大了燃料氣與助燃空氣的混合面積,所以燃燒迅速,火焰短小,燃料氣在較短的距離內(nèi)燃燒完畢。燃燒器Ⅱ,Ⅲ主噴頭提供30%的一次燃料,一次燃燒區(qū)局部大量過剩助燃空氣,所以很快燃盡;副噴頭提供70%的二次燃料,燃料量大,噴速高,并且一次燃燒煙氣已經(jīng)將助燃空氣稀釋,燃料氣無法快速得到所需要的助燃空氣,所以燃料氣在較長的距離內(nèi)存在。燃燒器Ⅰ的空氣濃度分布與燃燒器Ⅱ,Ⅲ的空氣濃度分布截然不同,這是由燃料進氣方式?jīng)Q定的。燃燒器Ⅰ的燃料氣由主噴頭上10個噴孔噴出,形成在一個紡錘形曲面上分布緊湊的多股火焰射流。由于相鄰兩股火焰射流之間空隙狹小,外側(cè)含較多空氣的煙氣很難通過空隙進入中心區(qū),所以其燃燒反應(yīng)的火焰峰面主要集中在錐面火焰射流的外側(cè)。與燃燒器Ⅰ不同的是,燃燒器Ⅱ,Ⅲ的主燃料噴頭燃料量小,噴孔之間有90°的空隙,空氣可以非常容易地進入中心區(qū)。特別是一次燃燒煙氣直接進入二次燃燒區(qū)的中心,其中含有大量過?？諝狻６稳剂蠌母眹婎^中噴出,所以燃料集中在二次燃燒區(qū)外側(cè),而助燃空氣在二次燃燒區(qū)的中心。這種燃料和空氣的分布方式與燃燒器Ⅰ的恰好相反,因此形成截然不同的空氣濃度分布。燃燒器Ⅱ的中心區(qū)空氣濃度低于燃燒器Ⅲ。其原因是燃燒器Ⅲ的穩(wěn)焰器通風能力強于燃燒器Ⅱ的穩(wěn)焰器,能夠有更多的空氣免于穩(wěn)焰器的阻擋,直接進入中心區(qū)。3種燃燒器的中心線上都有過?？諝獯嬖?。燃燒器Ⅰ中心線上過?？諝庾钌?而燃燒器Ⅲ中心線上過?？諝庾疃?如圖7所示。燃燒產(chǎn)物質(zhì)量分數(shù)的分布與氧氣分布接近(圖8),但是大小趨勢相反。這是由于在整個計算域中,燃料氣只在很短的燃燒區(qū)范圍內(nèi)存在,其余部分主要是燃燒產(chǎn)物和過剩空氣。所以,在中心區(qū)內(nèi)燃燒產(chǎn)物的變化趨勢是燃燒器Ⅰ的質(zhì)量分數(shù)最大,而燃燒器Ⅲ的燃燒產(chǎn)物質(zhì)量分數(shù)最小。由于一次燃料量少,燃燒器Ⅱ,Ⅲ的主噴頭附近燃燒產(chǎn)物濃度極低。對于燃燒器Ⅰ,主噴頭附近的中心回流區(qū)強制下游的燃燒煙氣回流,所以含有較多的燃燒產(chǎn)物。而相應(yīng)的在中心回流