不同矿井乏风瓦斯体积分数燃烧特性模拟研究

2022-01-06邓存宝高凤利

中国煤炭 2021年12期

刘祥，陈曦，邓存宝，高凤利

(1.太原理工大学安全与应急管理工程学院，山西省太原市，030024；2.沈阳焦煤股份有限公司红阳二矿，辽宁省沈阳市，110000)

煤矿作为瓦斯(甲烷)排放的主要来源，全球年排放量约671.5亿m3，其中矿井乏风所包含的甲烷排放总量位居世界之最，仅我国每年通过煤矿乏风进入大气的甲烷总量就达100亿～150亿m3，比西气东输一期工程的120亿m3的天然气还多[1-4]。煤矿乏风具有3个特点：乏风量巨大，一个典型煤矿主排风口的乏风量为60万～100万m3/h；乏风中的瓦斯浓度非常低，一般在0.10%～0.75%范围内；乏风量、瓦斯浓度波动范围大。这些特征决定了乏风超低浓度瓦斯的大规模高效综合利用仍然是一个世界性的难题,这些甲烷长期以来都只能被放置在大气中,造成了巨大的温室气体污染。

国内外对于煤矿乏风瓦斯的利用主要侧重于热逆流氧化技术的研究，并取得了一定进展[5-7]。AUBE F[8]等首先建立了一个用来消除大气污染中煤矿风排低浓度瓦斯气体的数学模型,并对该种直径200 mm和500 mm的反应器装置在不同参数下进行了仿真，所得实际结果与预测结果比较吻合；LITTO R[9]等对低浓度甲烷的氧化和燃烧方法进行了参数优化研究，SALOMONS S[10]等通过新的研究结果表明，当负载甲烷催化浓度约为0.19%时，逆流自热反应催化技术能够有效地达到维持负载甲烷更高的化学转化热效率；王盈[11]等人利用小型逆流反应催化装置对含有负载甲烷贵金属的自热催化剂，进行了一次用较低浓度的负载甲烷自热流向运动变换自热催化和甲烷燃烧的反应试验，结果表明：当负载甲烷的催化浓度大约为0.5%时,该反应装置可以立即甚至连续进行一次自热反应[12-13]。基于此，本文构建了矿井乏风在锥形燃烧器中燃烧的数值计算模型，并针对不同乏风体积分数对燃烧特性和污染物排放情况进行数值模拟，并分析不同体积分数瓦斯的贫燃温度，为矿井乏风瓦斯的高效、大规模利用与节能减排奠定应用基础。

1 几何模型建立及网格划分

锥形燃烧器的几何模型结构如图1所示，在中心区域包含一个小的喷嘴，在模拟锥形燃烧器燃烧的过程中，计算得出这个模型的网格数和数值模拟结果之间有着直接关系，一般来说，随着网格密度的提高，计算精确率就会越来越高，但是当网格数量过于密集时，则会影响CPU计算时间及所需的计算内存；同时，计算的精度与网格密度不一定会呈现出线性关系，在某些场合中，如果当计算出的网格密度达到了特定程度时，继续增加网格密度，计算误差反而可能会增大[14]。因此，本文通过采用Gambit软件的Submap方式对所建立的物理模型进行了四面体的网格划分，其中网格个数为793 518个。网格划分后的物理模型如图2所示。

图1 锥形燃烧器几何模型

图2 网格划分

甲烷具有特有的四面体结构和很大的C-H键能，具有很高的着火温度和较低的火焰传播速度，甲烷燃烧过程中涉及的化学反应如下[15]：

CH4+1.5O2→CO+2H2O

CO+0.5O2→CO2

CO2→CO+0.5O2

N2+O2→2NO

2 数值方法

2.1 数学模型

采用组分输运模型研究脉动燃烧器内气体燃烧过程，考虑到燃烧系统的复杂性，做如下假设：

(1)矿井乏风属于多组分气体，混合气体组分仅考虑氮气、氧气、甲烷、二氧化碳，主要可燃气体为甲烷；

(2)混合可燃气体为不可压缩流体；

(3)脉动燃烧器中的流动为二维定常湍流。

基于以上假设，控制方程可以表示如下：

连续方程：

(1)

动量方程：

(2)

式中：Ui、Uj——xi、xj方向的速度，m/s；

ρ——流体密度，kg/m3；

Uj——xj方向的速度，m/s；

p——空气压力，Pa；

μ——空气动力黏度，N·S/m2。

由于脉动燃烧器进气过程不涉及传热，仅在计算流体密度的过程中考虑流体温度，可认为满足能量守恒。

在各种湍流模型中，以K-ε模型最为典型，应用最为广泛，同时，低浓度瓦斯脉动燃烧器的进气可以视为各向同性的均匀湍流，因此选用精度较高且稳定的K-ε模型，控制方程如下：

湍流脉动动能k方程：

(3)

湍流耗散率ε方程：

(4)

式中：k——湍流动能，m2/s2;

μi——分子粘度，kg/(m·s);

Gk——速度梯度引起的应力源项；

Gb——浮力引起的湍流动能k的产生项；

YM——可压缩湍流中的脉动扩张项；

Sk、Sε——自定义源项；

σk、σμ——湍流动能k和湍流耗散率ε的普朗特数，分别取1.0、1.3；

G1ε、G2ε、G3ε——经验常数，分别取1.44、1.92、0.09。

2.2 边界条件设定及求解

本文采用RNGK-ε湍流模型及SIMPLE算法，保持Fluent默认的松弛因子不变，压力采用二阶迎风，动量采用一阶迎风，湍流动能采用一阶迎风，湍流耗散率采用一阶迎风。入口边界条件采用速度入口，湍流强度为0.063，水力直径为0.056 m；出口边界条件采用充分发展的压力出口，湍流强度为0.081，水力直径为0.064 m；壁面采用标准壁面函数。在初始化后，先对冷态场进行计算，冷态场计算收敛后，再进行热态场计算。

3 计算结果和分析

3.1 燃烧器内流场模拟

矿井乏风瓦斯(体积分数为0.75%)以25 m/s速度进入燃烧器，采用稳态模拟方法研究燃烧器热氛围温度为1 000 K时乏风燃烧的发生和发展过程，通过数值计算得到燃烧器内的生成情况，如图3所示。

由图3可以看出，矿井乏风沿着中心轴线方向射入热氛围后，由于遇热在燃烧器中心轴线方向发生多点自燃现象，瓦斯浓度降低2.67%；随着火焰迅速向轴线方向扩散，逐渐形成稳定的轴向火焰；同时，在回流区生成了少量二氧化碳，在燃烧器出口处二氧化碳浓度达到了0.031 9%。

图3 燃烧器内的生成情况

3.2 矿井乏风贫燃极限

乏风瓦斯中的主要成分是氮气、氧气和甲烷，低浓度瓦斯上限约为0.7%，因此，需要不同体积分数瓦斯的贫燃温度极限。分别研究乏风瓦斯体积分数为0.1%、0.2%、0.3%和0.4%时，不同氛围温度下燃烧器内乏风瓦斯减少情况，如图4所示。

由图4可以看出，当乏风瓦斯体积分数小于0.1%时，燃烧器内不会发生燃烧反应；当乏风瓦斯体积分数大于0.4%，燃烧器内氛围温度达到200 K时，燃烧器内瓦斯体积分数减少量增加。

图4 不同乏风瓦斯体积分数、氛围温度下甲烷减少体积分数

3.3 乏风瓦斯体积分数对燃烧特性影响

为了分析乏风瓦斯体积分数对燃烧器内燃烧特性的影响，分别研究乏风瓦斯体积分数为0.30%、0.45%、0.60%和0.75%时，燃烧器热氛围温度为700 K和1 000 K时燃烧器内乏风甲烷减少情况和燃烧器内温度上升情况，如图5和图6所示。

图5 燃烧器内乏风瓦斯减少分数

图6 燃烧器内温度上升幅度

由图5和图6可以看出，当燃烧器的热氛围温度为700 K时，燃烧器内不能形成稳定的燃烧火焰，当入口乏风瓦斯体积分数为0.30%时，燃烧器内甲烷减少体积分数为0.17%，而随着燃烧器内氛围温度上升到1 000 K时，甲烷减少体积分数为4.84%，当随着入口乏风瓦斯体积分数提高到0.75%时，甲烷减少体积分数提高到9.17%；当燃烧器的热氛围温度为700 K时，由于甲烷体积分数较低，燃烧器内出现低温氧化情况，温度上升幅度在0.020%～0.145%；随着燃烧器内氛围温度上升到1 000 K时，气相燃烧发热量增加，燃烧器内温度增加，温度上升幅度在0.333%～1.636%。

3.4 乏风瓦斯体积分数对污染物生成影响规律

根据上文分析可知，在氛围温度为700 K时，燃烧情况较差，相较于1 000 K来说变化较小，所以为了分析入口乏风瓦斯体积分数对燃烧器内污染物生成的影响规律，故研究入口乏风瓦斯体积分数为0.30%、0.45%、0.60%和0.75%，燃烧器热氛围温度为1 000 K时，燃烧器对称轴线上不同位置二氧化碳和一氧化碳的排放情况，如图7所示。

由图7可以看出，矿井乏风进入燃烧器后，一部分甲烷会首先经过分解而生成CH3、CH2和CH等多种碳氢化合物，这些多种类碳氢化合物沿着对称轴方向向前扩散，并在燃烧器内发生大量的燃烧反应，生成少量二氧化碳和少量的一氧化碳；当燃烧器入口乏风瓦斯体积分数为0.30%时，燃烧器对称轴线上二氧化碳生成量的体积分数小于4×10-6%，一氧化碳生成量的体积分数小于9×10-4%；随着燃烧器内乏风体积分数提高，燃烧器内具有的氧化性气氛较强，燃烧器对称轴线上不同位置二氧化碳和一氧化碳生成量也在增高，当燃烧器入口乏风瓦斯体积分数提高至0.75%时，对称轴线上的二氧化碳体积分数生成量增加867.61%，一氧化碳体积分数生成量增加283.02%。