预热空气与高炉煤气的扩散燃烧混合特性研究

鲁春平，陈 烨，何金桥，刘 波，李镇林

(1.中冶京诚(湘潭)重工设备有限公司，湖南 湘潭 411100； 2.长沙理工大学 能源与动力工程学院，湖南 长沙 410114；3.湖南工程学院 电气与信息工程学院，湖南 湘潭 411104)

随着我国经济的不断发展，在能源利用过程中引发的环境污染问题越来越复杂、严重。从长远角度来看，我国能源资源的总量将出现短缺。根据2020年发布的《BP Statistical Review of World Energy 2020》及以往年的BP数据显示[1]，2019年我国的天然气消费增长8.6%，总量达到3 073亿m3。另一方面，我国仅钢铁行业高炉煤气产量就高达12 000亿m3，其中大部分都没有得到有效利用[2-4]。由此可见，发展新型高效燃烧技术来充分利用这些低热值燃气，避免可燃含碳气体直接排放，既实现了能量的回收，有利于走绿色低碳循环发展道路。

高炉煤气可燃成分含量低、混合均匀性较差，无论是着火阶段还是燃烧、燃尽阶段都有可能发生燃烧不稳的现象。李俊[5-7]等人对燃气燃烧进行了数值模拟，结果表明：甲烷燃烧温度远高于普通燃料燃烧的温度，并且将速度高的燃气射入速度低的空气中燃烧，能够有效地控制CO的产生。Karyeyen[8]等通过实验优化了低热值煤气湍流预混气体的入口流速及其在燃烧室内的流动，验证了燃烧过程低热值燃气与助燃用空气的合理混合可以使其燃烧更加稳定。Zeng等[9-10]通过实验对生物质气化气的火焰传播速度和燃烧特性进行了研究，得出当量比降低时，火焰的稳定性降低。Zhang[11-13]等通过数值模拟研究了低热值气体的火焰特性，火焰的传播速度随着氮气体积分数的增加而减小；火焰稳定性则随着氢气的增加则更加明显。李韦韦等人[14-15]对锅炉及炉窑的炉膛燃烧进行了研究，得出炉膛出口处烟气的温度随着空气量的增加而增加，过量空气系数增加会使火焰长度变短，使火焰宽度减小。

上述研究表明，通过合理调整低热值燃气的预混气流的入口速度和当量比关系，有利于强化低热值燃气燃烧混合条件，改善火焰结构，减少CO的生成。但目前有关低热值燃气扩散燃烧的研究较少，有关CO的燃尽性研究则更少，因此本研究基于低热值高炉煤气回收需求量大，CO含量高的更难以燃尽的特性，采用ANSYS软件进行数值模拟，以k-ε双方程湍流模型为基础，结合扩散燃烧火焰特点，对低热值燃气扩散燃烧过程的混合特性进行优化。这对促进对低热值高炉煤气的回收利用，减少环境污染具有重要的现实意义。

1 高炉煤气扩散燃烧数学物理模型

1.1 物理模型

本研究根据某钢铁企业为回收高炉煤气采用的水冷系统作为研究对象，进行扩散燃烧实验。高炉煤气的主要组成成分如表1所示，低位发热值为3 813 kJ/m3(标准)。由表1可知，该高炉煤气分H2、CH4的含量较少，主要的可燃成分是CO。CO的着火温度为650 ℃因此，要促进高炉煤气充分燃烧和燃尽，通过提高预热空气温度，强化出气混合是极为有利的。

表1 高炉煤气组成成分 %

回收高炉煤气采用的水冷系统如图1所示。通过高炉煤气扩散气流燃烧实验，测试其温度、压力和组分浓度场，同时借助流场模拟软件，进行自由扩散燃烧气流的数值模拟，对其湍流燃烧气流的混合特性进行研究。

图1 高炉煤气扩散燃烧热回收水冷系统

为了确保高炉煤气充分燃烧和燃尽，炉膛内衬有厚度为10 mm的刚玉质炉胆，形成绝热炉膛。炉膛长度为1 000 mm，炉膛内径为200 mm。高炉煤气与助燃用空气通过燃烧器的同轴射流喷口喷入绝热炉膛内进行扩散燃烧。燃烧器由同轴的内、外套管结构形成高炉煤气和助燃用空气的喷口，对应燃气喷口的内管外径为16 mm，厚度为0.5 mm；空气喷口套管内径为20 mm。低热值煤气通过燃烧器内管喷入炉内与由外套管喷入的已预热空气在炉膛内形成扩散混合气流，并着火燃烧。

1.2 数学模型

低热值高炉煤气通过燃烧器以同轴射流的形式直接喷入炉膛内并在炉膛内混合和燃烧，因此炉膛是进行低热值高炉煤气能量柱转化和回收的主要场所。由于低热值煤气着火和燃尽性都较差，因此本研究采用了绝热炉膛来确保炉内燃烧所需的热力学条件，提高CO的燃尽率。据此可以采用以下数学模型对其燃烧混合特性进行模拟研究。

1.2.1 控制方程

1)质量连续性方程

(1)

式中:ρ为流体密度，kg/m3；t为时间,s;x、y、z分别为笛卡尔坐标轴，m；u、v，w为对应坐标轴方向速度，m/s。

2)动量守恒方程

(2)

式中：p为压力，Pa；τij(i=x,y,z;j=x,y,z)分别为黏性应力τ的分量,Pa；Fx、Fy、Fz分别为作用在微元体上的力，N,例如只有重力且z轴竖向上时，Fx=0，Fy=0,Fz=-pg。

3)能量守恒方程

(3)

式中：ρ为气体密度,kg/m3；cp为气体比热容,J/(kg·K)；T为气体温度,K；k为气体导热系数，W/(m·K);ST为能量源项，W/m3。

4)组分守恒方程

(4)

式中：cs为组分的体积浓度,kmol/m3；ρcs为组分的质量浓度,kg/m3；Ds为组分的扩散系数,m2/s；Ss为单位时间内系统内化学反应单位体积产生的组分的质量,kg/s。

1.2.2 辐射模型

本文研究的燃烧主要是以辐射换热为主，其换热平衡方程式如下：

(5)

式中：G为入射辐射,kJ/kg；a是吸收系数,m2/s；σs为散射系数,m2/s；C为各相位的线性相位函数系数。

1.2.3 湍流模型

低热值燃气热值低，在相同功率条件下，入口燃气流量更大，速度更高，气流进入到炉膛内部后都将形成剧烈的湍流流动，其中标准k-ε湍流模型能够满足燃烧反应的使用，并且效果比较好，计算精度较高，所以采用标准k-ε湍流模型进行计算，一般方程式如下：

(6)

式中：φ为湍流动能k(m2/s2)或湍流耗散率ε(m2/s2);Γφ为对应量湍流扩散系数，m2/s；Sφ为对应量源项，kg/(m·s3)或kg/(m·s4)；J为对应坐标轴，J=1，2，3。

1.2.4 燃烧模型

低热值高炉煤气的燃烧是多组分、多步反应过程，根据前述同轴射流强湍流的特点，一般采用涡耗散模型(简称ED模型)。其中，反应r中物质i的产生速率Ri,r由下面两个表达式中比较小的一个表示。

(7)

(8)

2 高炉煤气燃烧混合特性分析

2.1 数值模拟结果验证

依据前述数学模型，通过对水冷系统绝热炉膛的网格化处理后，本研究选择二阶迎风格式压力求解器对各个方程进行求解。

因为二阶迎风格式可以获取泰勒展开式的第二项，精度更高，能够有利于方程求解收敛。本数值模拟采用残差参数的绝对收敛准则，当能量方程小于10-6并且其他方程小于10-4时，则认为求解方程是收敛的。图2所示为空气温度为300 K时文献[16]中的实验与数值模拟收敛后得到的轴向温度变化曲线对比图。图2表明，两者的轴向温度均先迅速上升后逐渐下降。但两者燃气中氢含量不同，并且初始温度和入口直径的不同，使得燃烧热值和温度峰值存在差异性，但轴向温度变化趋势是相同的，所以认为模拟结果是正确可靠的。

图2 炉膛轴向烟气温度分布

2.2 炉内压力分析

图3所示是在不同空气预热温度下的高炉煤气炉内燃烧时的烟气静压力分布图。

图3 炉内烟气静压等值线图(Pa)

图4是不同空气预热温度下高炉煤气炉内燃烧时的静压极值分布曲线图。图4结果表明，高炉煤气与预热空气在炉内燃烧形成的同轴扩散气流会在炉膛周向贴近炉膛壁面的区域形成了显著的回流区。回流中心区的位置位于轴向0.1～0.22 m，但随着空气预热温度的升高，缩小到0.12～0.2 m，回流负压也有所降低。回流区静压力随着空气预热温度的升高而减小，炉内静压力为0 Pa的位置则随之逐渐向燃烧器喷口处移动。这说明同轴扩散气流在较低的空气预热温度下与管壁之间产生作用的范围更大。

图4 不同空气预热温度下的炉内烟气静压极值

图4表明，炉膛内同轴扩散气流的静压极小值均为负值，是气流回流直接导致的结果，但其大小随空气预热温度的升高变化较小，只是呈线性略有增大；其极大值则随空气预热温度升高先缓慢升高，而后快速升高。这使得预热空气温度到500 K时，炉内气流的静压差值达到了10.95 Pa，显著高于不预热时的6.21 Pa。结合图3静压等值线分布图可知，静压正压区间主要分布在助燃用空气与低热值高炉煤气形成的同轴气流的初始段。由此可见，更高的空气预热温度有利于促进同轴气流之间的混合，有利于增大炉内同轴扩散气流流场内部的静压差，尤其是垂直轴向的断面更加显著，有效促进了助燃用空气与高炉煤气之间混合，促进了可燃成分与氧气之间的混合燃烧。

2.3 炉内流动场分析

图5是不同空气预热温度下的炉内烟气流速等值线图。由图5可知，随着空气预热温度的升高，低热值高炉煤气的等速核心区明显缩短，这说明主流区的混合也因此得以加强。兔结果也表明，在较低的空气越热温度下，炉膛出口区的轴向速度变得更加均匀，300 K的预热温度下低热值煤气在0.7 m断面处的轴向速度机已经基本一致；预热温度为400 K时则在炉膛出口的周向靠近壁面处已形成新的低速区；预热温度为500 K时，前述贴壁处的低速区范围扩大，燃烧主烟气气流对壁面的冲刷作用会显著减弱，这有利于减少主烟气气流与炉膛壁面之间的换热，有利于促进低热值高炉煤气的燃尽。

图5 不同预热空气温度下的炉内烟气流速等值线图

图6所示为不同空气预热温度下，低热值高炉煤气炉内扩散燃烧时不同横截面处的径向速度分布图。图6结果表明，同轴扩散气流中心轴线附近区域的径向速度都指向炉膛壁面，并沿着炉膛出口方向总体上呈迅速减弱的变化趋势，在x=0.7m的横截面处，径向速度已经下降到0.3～0.8 m/s以内(见图6(d))，远低于扩散气流在炉膛进口处的径向速度。这说明炉内气流的混合主要发生在炉膛的前半部分，尤其在炉膛的入口处。

图6 不同横截面处径向烟气速度

图6(a)所示是x=0.1 m处横截面的径向速度分布图。此时的混合主要发生在横截面-0.04～0.04 m，主要是高炉煤气与助燃用空气形成的同轴气流内部之间的混合，混合强度较大，而且随着空气预热温度的升高，径向速度逐渐变小。助燃用空气与回流烟气之间的混合仅限于空气气流外边界较小的范围内进行，但随着空气预热温度的升高，外边界处的混合范围不断向炉膛壁面扩展，在距离炉膛中轴线0.04～0.1 m的外层，径向速度均趋向为0。

图6(b)表明高炉煤气同轴扩散燃烧气流在x=0.5 m处的径向流速显著降低，并随空气预热温度的升高而迅速降低。这说明横截面的径向混合已经得到充分发展，横截面径向各处成分开始趋向均匀，导致同轴扩散燃烧气流径向内外之间的扩散动力明显减弱。气流外侧的径向流速已经指向炉膛中心轴线，并随着空气预热温度的提高呈缓慢升高的趋势。这说明回流气流中部分成分已经向主气流进行了混合，并随空气预热温度的升高回流混合加强。由此可见，空气预热导致的热力作用有利于强化低热值高炉煤气的前期着火和燃烧，缩短了火焰行程。

3 结 论

扩散燃烧在燃烧气流进入炉膛燃烧前不需要与助燃用空气进行混合，燃烧安全事故较少，是实际工业应用常用的能源转化方式。但对于低热值高炉煤气扩散燃烧而言，为了促进其燃烧，不仅需要提高其着火的热力学条件，还需要强化与空气的混合。低热值高炉煤气与不同预热温度下的空气的通州扩散气流的燃烧数值模拟研究结果不仅与实际扩散燃烧气流的结果较为一致，而且较为准确地反映了两者的之间的混合关系。具体结论如下：

(1)回流中心区的位置位于轴向0.1～0.22 m，但随着空气预热温度的升高，缩小到0.12～0.2 m，回流负压也有所降低。回流区静压力随着空气预热温度的升高而减小，炉内静压力为0 Pa的位置则随之逐渐向燃烧器喷口处移动。这说明同轴扩散气流在较低的空气预热温度下与管壁之间产生作用的范围更大。

(2)同轴扩散气流中心轴线附近区域的径向速度都指向炉膛壁面，并沿着炉膛出口方向总体上呈迅速减弱的变化趋势，在x=0.7 m的横截面处，径向速度已经下降到0.3～0.8 m/s，远低于扩散气流在炉膛进口处的径向速度。这说明炉内气流的混合主要发生在炉膛的前半部分，尤其在炉膛的入口处。

(3)空气预热导致的热力作用不仅有利于强化低热值高炉煤气的前期着火，而且有利于强化扩散气流内部之间及与回流气流之间的混合，有利于促进燃料迅速燃烧，缩短了火焰行程，这对优化低热值高炉煤气燃烧用炉膛结构提供了依据。