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文档简介

分级料系统燃烧的数值模拟研究

作为一种重要的炉具,气体灶的性能和燃烧特性对工业炉的正常、高效运行有重要影响。工业气体燃烧器大多采用扩散燃烧的方式,即燃料气和助燃空气分别进入燃烧器,决定燃料燃烧进程的是燃料气和助燃空气的混合速度及混合方式,而燃料气和助燃空气的混合速度和混合方式在操作参数及燃料组分相同的情况下,主要由燃烧器结构来决定。笔者研究不同结构的燃烧器内烟气的流动规律及其燃料和助燃空气的混合方式。1数学模型1.1压力方程基本控制方程组由连续方程、动量方程、组分方程、能量方程组成,用湍流模型计算湍流过程,用蒙特卡洛辐射换热模型作为能量方程的源项。求解的基本方程组的通用形式为∂∂t(ρΦ)+∂∂xj(ρujΦ)=∂∂xj(ΓΦ∂Φ∂xj)+SΦ.∂∂t(ρΦ)+∂∂xj(ρujΦ)=∂∂xj(ΓΦ∂Φ∂xj)+SΦ.式中,Φ为通用变量;ΓΦ为扩散系数;SΦ为方程源项。湍流采用标准的k-ε湍流模型,同时对流项采用二阶quick差分格式,以保证数值计算的精度。1.2lg计算中采用双δ概率密度函数扩散燃烧模型,方程为∇⋅(ρUG)−∇⋅[(μTσT+μσL)∇G]=Cg1μT(∇F)2−Cg2ρεkG,∇⋅(ρUG)-∇⋅[(μΤσΤ+μσL)∇G]=Cg1μΤ(∇F)2-Cg2ρεkG,式中,常数取值为Cg1=2.2,Cg2=2.0。1.3辐射交换模型辐射传热是加热炉内燃烧过程中占主导地位的传热方式。计算中采用的蒙特卡洛辐射换热模型用下列积分式计算能量交换。(1)vivjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjvjQV→δVj=δVj∫Vaiajπr2exp(−∫r0adr)σT4gidVi.QV→δVj=δVj∫Vaiajπr2exp(-∫0radr)σΤgi4dVi.(2)辐射热流的测定QA→δVj=δVj∫Aajπr2exp(−∫r0adr)εsiσT4gicosηdAi.QA→δVj=δVj∫Aajπr2exp(-∫0radr)εsiσΤgi4cosηdAi.每个微元δVj的辐射热流为其吸收的辐射热量与发射的辐射热量的差值。2火炬网格的确定计算域的网格从渐缩渐扩进气道的进口开始生成,并且在进气道上方连接2.0m×6.0m的炉膛,炉膛上方为45°的收缩出口段。计算域完全保留进气道、稳焰器、燃料气喷头及副喷头的三维几何形状,以求准确地描述燃烧器结构对燃烧器和炉膛内流动、燃烧和传热的影响。3种燃烧器的结构形式各不相同,各种燃烧器的稳焰器及喷头情况见表1。由于燃烧器区域结构非常复杂,且喷孔直径很小,而炉膛体积又很大,如果完全采用结构化网格很难实现,而且会导致喷孔处的密集网格延伸到炉膛区域,使炉膛内的网格过于细化。采用混合网格的方法,即对燃烧器区域采用非结构化网格,而对炉膛区域采用结构化网格,在两种网格交接面上采用棱锥形网格实现无缝对接。这样既能减少划分网格的时间,又充分利用了结构化网格的优点。图1为3种燃烧器的表面网格,各种燃烧器喷头的射流孔处网格细密。网格划分的一个难点就在于喷孔的尺度和炉膛尺度相比极小,而整个计算域内的流动、燃烧和传热过程受小孔射流的主导,所以必须对小孔和沿射流方向的射流控制区进行合理的网格划分,保证计算精度的同时适当精减网格数目,以最经济的网格得到足够精确的结果。3计算边界条件数值计算的定解边界条件包括燃料气和空气入口、炉膛出口、壁面边界。3.1燃空气入口燃料气组分计算中有两种入口边界,分别是燃料气入口和助燃空气入口。燃料气组分如表2,入口温度为400K,表压40kPa。空气入口流量由燃烧所需要的空气量决定,过剩空气系数为1.15。3.2出口限制条件在炉膛出口处各速度分量、各组分的质量分数以及湍流动能k和湍流动能耗散率ε均取为第二类边界条件,即∂Φ∂n=0∂Φ∂n=0。3.3管、稳事实器、炉硫底部壁面边界条件包括燃烧器火道、燃料气管、稳焰器、燃料气喷头、炉膛壁面、炉膛底部。壁面温度取实际测定的炉管表面平均温度940K,以考虑取热效应。4结果及其分析4.1火炬结构和功能3种燃烧器不同的进料和配风方式在燃烧器和炉膛内组织出不同的烟气流动。燃烧器Ⅰ对燃烧性能影响最大的是喷头上部的中心回流区。该回流区的形成是因为喷头上的10个喷孔同时喷出高速燃料气射流,每股射流都具有很强的卷吸能力。射流外侧的烟气充足,而内侧的烟气量有限。在10股射流同时需要卷吸大量烟气时,烟气量严重不足,因此形成很强的负压区,强制下游的烟气回流补充不足的烟气量。中心回流区能够在喷头附近形成稳定的高温区,起持续点火的作用,有助于稳定火焰避免熄火。燃烧器Ⅱ,Ⅲ的流线基本相同。这两种燃烧器的主喷头和副喷头完全相同,只是稳焰器的结构不同。燃烧器Ⅱ的稳焰器总开孔面积为3600.0mm2,燃烧器Ⅲ的稳焰器总开孔面积为4005.5mm2,所以燃烧器Ⅲ稳焰器通风能力强于燃烧器Ⅱ的稳焰器。两种稳焰器通风能力的不同直接影响补充到中心回流区的烟气量,所以中心回流区的长度有一定差异。3种燃烧器主喷头喷孔的扩散角虽然相同,但是流线张角差异很大,特别是燃烧器Ⅰ的张角比燃烧器Ⅱ,Ⅲ的张角明显偏小。这是由于燃烧器Ⅰ主喷头上有10个喷孔,10股射流需要卷吸的烟气流量大,中心回流区负压作用强,而相邻两股射流之间的空隙小,从外部经空隙进入中心回流区的烟气量小,进一步加强了中心回流区的吸附作用。燃烧器Ⅱ,Ⅲ的主喷头顶部只有4个喷孔,各股射流之间的空隙大,中心回流区所需要烟气能够比较充足地得到外部烟气的补充,中心回流区的吸附作用小。所以,燃烧器Ⅰ中心回流区的吸附作用比燃烧器Ⅱ,Ⅲ的吸附作用强,燃气射流的张角最小。每股喷孔射流对应一个高速区域,速度梯度集中在炉膛中央,外围区域是慢速的向下回流。每股射流周围的速度分布急剧变化,说明在每股射流附近发生剧烈的射流卷吸和混合作用。随着流动向下游的发展,射流动能逐渐衰减,对周围烟气的卷吸作用逐渐减弱。图2(a)中速度峰值对应燃料气射流,在炉膛0.5m高度,射流速度仍然较高,流动具有明显的射流形状;在炉膛2.0m高度,多股射流经过相互吸附和卷吸周围烟气,已经发展聚合为一个整体,如图2(b)。4.2燃烧和燃烧的温度分布燃烧器Ⅰ和燃烧器Ⅱ,Ⅲ的燃料和助燃空气的流动组织方式迥然不同,所以火焰结构和分布也有显著差异。燃烧器Ⅰ的燃料气通过一个主喷头上的10个喷孔高速流出;燃烧器Ⅱ,Ⅲ30%的燃料气经过主喷头上的两层喷孔流出,另外70%的燃料气经过4个副喷头流出。所以,燃烧器Ⅰ的火焰是由分布在一个锥面上的10股细长火焰射流组成,每股火焰射流之间的空隙狭小;燃烧器Ⅱ,Ⅲ的火焰分为2部分,主喷头燃料气射流燃料量少,火焰短小,而4个副喷头燃料气流量大,火焰相对粗长,并且4个副喷头火焰在周向均匀分布,所以每个火焰之间的空隙宽大,如图3所示。燃烧器Ⅰ火焰高温区长度远大于燃烧器Ⅱ,Ⅲ火焰高温区。燃烧器Ⅰ的多股火焰射流在炉膛中心形成分布紧凑的高温区。由于相邻两股火焰射流之间空隙狭小,外侧温度较低的烟气很难通过空隙进入中心高温区,所以燃烧器Ⅰ的火焰高温区能够保持很大的长度。相比之下,燃烧器Ⅱ,Ⅲ温度较低的空气及烟气能够大量地进入到中心高温区,降低了火焰中心区温度和长度。燃烧器Ⅱ,Ⅲ的火焰温度明显低于燃烧器Ⅰ的火焰温度。燃烧器Ⅰ的火焰温度集中在2100K附近,燃烧器Ⅱ,Ⅲ的主喷孔火焰温度集中在2000K,副喷孔火焰温度更低,约为1900K,如图4所示。这种差异是由于燃烧器Ⅱ,Ⅲ采用分级进料燃烧的方式。4个主喷孔提供30%的一次燃料气与全部的常温助燃空气混合燃烧,大量的局部过剩空气降低了主喷孔燃料气火焰温度。助燃空气被一次燃烧烟气有效稀释,在与副喷孔喷出的二次燃料气混合燃烧时,由于空气浓度的降低,所以燃烧剧烈程度低,火焰温度也低于燃烧器Ⅰ的火焰温度。燃烧器Ⅱ,Ⅲ的温度分布形式相同,只是具体的温度值有一定差异,主要是中心回流区的温度不同,如图5。燃烧器Ⅱ的中心回流区温度高于燃烧器Ⅲ。这是因为燃烧器Ⅱ的稳焰器通风能力低于燃烧器Ⅲ的稳焰器,阻碍外围的低温空气及烟气进入中心回流区。燃烧器Ⅰ中心回流区受到多股火焰射流包围,在火焰高温的辐射下,外围的低温烟气补充的量小,所以中心回流区温度最高。为了验证数值计算的可靠性,利用本文中所采用的数值计算模型和网格方法对文献中的燃烧器进行了数值计算并与实验所拍摄的火焰温度分布做了比较,如图6所示。其中,实验得到的火焰区温度分布是三维火焰在拍摄平面上的投影。计算得到的火焰区纵截面温度分布中存在中央回流低温区,而实验测量得到的火焰区温度分布图中没有该低温区。这是由于实验测量得到的火焰区温度分布的实质是三维火焰在拍摄平面上的投影,因此对应着整个火焰高温区的温度分布,无法反应火焰内部详细结构和温度分布细节。而计算得到的火焰区纵截面温度分布是贯切火焰的纵截面上的温度分布细节,得到了火焰中心的低温区,该低温区的存在已经被实验证实。所以二者并不矛盾,相反显示出数值计算能够得到整个计算域详细信息的优点。4.3燃烧的空气来源燃烧器Ⅰ的燃料气采用多股射流方式进入,增大了燃料气与助燃空气的混合面积,所以燃烧迅速,火焰短小,燃料气在较短的距离内燃烧完毕。燃烧器Ⅱ,Ⅲ主喷头提供30%的一次燃料,一次燃烧区局部大量过剩助燃空气,所以很快燃尽;副喷头提供70%的二次燃料,燃料量大,喷速高,并且一次燃烧烟气已经将助燃空气稀释,燃料气无法快速得到所需要的助燃空气,所以燃料气在较长的距离内存在。燃烧器Ⅰ的空气浓度分布与燃烧器Ⅱ,Ⅲ的空气浓度分布截然不同,这是由燃料进气方式决定的。燃烧器Ⅰ的燃料气由主喷头上10个喷孔喷出,形成在一个纺锤形曲面上分布紧凑的多股火焰射流。由于相邻两股火焰射流之间空隙狭小,外侧含较多空气的烟气很难通过空隙进入中心区,所以其燃烧反应的火焰峰面主要集中在锥面火焰射流的外侧。与燃烧器Ⅰ不同的是,燃烧器Ⅱ,Ⅲ的主燃料喷头燃料量小,喷孔之间有90°的空隙,空气可以非常容易地进入中心区。特别是一次燃烧烟气直接进入二次燃烧区的中心,其中含有大量过剩空气。二次燃料从副喷头中喷出,所以燃料集中在二次燃烧区外侧,而助燃空气在二次燃烧区的中心。这种燃料和空气的分布方式与燃烧器Ⅰ的恰好相反,因此形成截然不同的空气浓度分布。燃烧器Ⅱ的中心区空气浓度低于燃烧器Ⅲ。其原因是燃烧器Ⅲ的稳焰器通风能力强于燃烧器Ⅱ的稳焰器,能够有更多的空气免于稳焰器的阻挡,直接进入中心区。3种燃烧器的中心线上都有过剩空气存在。燃烧器Ⅰ中心线上过剩空气最少,而燃烧器Ⅲ中心线上过剩空气最多,如图7所示。燃烧产物质量分数的分布与氧气分布接近(图8),但是大小趋势相反。这是由于在整个计算域中,燃料气只在很短的燃烧区范围内存在,其余部分主要是燃烧产物和过剩空气。所以,在中心区内燃烧产物的变化趋势是燃烧器Ⅰ的质量分数最大,而燃烧器Ⅲ的燃烧产物质量分数最小。由于一次燃料量少,燃烧器Ⅱ,Ⅲ的主喷头附近燃烧产物浓度极低。对于燃烧器Ⅰ,主喷头附近的中心回流区强制下游的燃烧烟气回流,所以含有较多的燃烧产物。而相应的在中心回流

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