Abstract：A flameless oxidation burner with inclined nozzles is proposed. Six air nozzles and six fuel nozzles are evenly and alternatively arranged in a circle，and the fuel nozzles are inclined outwards to the burner axis. The velocities，temperatures and nitrogen oxides emissions in the combustion area and its nearby area of the burner are studied by numerical simulation. The burner has low burning temperature and low formation rate of nitrogen oxides due to its strong air entrainment capacity，even mixing of air and fuel and even combustion.
Key words：flameless oxidation burner；low emission of nitrogen oxides； numerical simulation； moderate combustion
1概述
在天然气燃烧过程中，一方面，希望有更高的燃烧温度和空气预热温度以节约能源，另一方面，更高的燃烧温度将导致N0x排放的迅速增加。例如，在玻璃融化炉中，空气预热温度高达1 350 ℃，燃烧过程温度在1 600 ℃以上时，热力N0x的生成量迅速上升[1]。
为了解决能量节约和N0x排放的矛盾，如空气分级燃烧、再燃等降低N0x的技术已被提出[2-6]。然而，当预热空气温度很高，同时没有采用高费用的复杂控制技术，采用这些技术并不能满足排放要求。采用废气再循环是抑制N0x排放的有效方法，这只要通过燃烧器的合理设计就能获得，文献[7]、[8]提出了几种类型的燃烧器。Wünning提出了称为无焰氧化的新燃烧技术[9]，为能量节约和N0x排放矛盾的解决提供了良好的方法。
无焰氧化可通过特殊的流动和温度条件获得。火焰稳定的先决条件是流动和火焰速度问的平衡，这个准则依赖于物种浓度、流动速度、压力和其他一些参数。旋流和钝体常被用来产生流动低速区，以稳定燃烧产生的火焰。物种浓度也起着重要的作用，废气再循环可以改变混合物中的物种浓度。当再循环率小于0.4时，碳氢化合物和空气就可成为可燃混合物。Wünning发现当炉温超过800 K时，对于高得多的再循环率也可形成稳定的燃烧，而且在理想条件下，燃烧时几乎无火焰和声音发出，因此称为无焰氧化，也有文献称这种燃烧方式为温和燃烧[10]。
最早的无焰氧化燃烧器由位于中心的燃料口和环绕中心的多个氧化剂口组成。为了进一步降低N0x的排放，Nakmachi等[9]互换了燃料口和氧化剂口位置，即燃烧器由位于中心的氧化剂口和环绕中心布置的燃料口组成。与传统的在轴线上有单个燃料口的无焰氧化燃烧相比，使用这种燃烧器的内部废气再循环与N0x排放量降低了一个数量级[7,11]，然而，尚未有文献对这种燃烧器的性能进行过广泛系统的研究。本文通过数值模拟详细研究了燃料口与燃烧器轴心线向外成一定倾角时的燃烧区域及附近区域的流动、温度特性。
2研究的燃烧器结构及参数
研究的燃烧器在圆周上均匀地交叉布置6个空气喷口和6个燃料喷口，燃料喷口与燃烧器轴线向外成一定倾角。模拟的炉子尺寸(长×宽×高)为3 m×l m×l m，燃烧器位于l m×l m这一侧面的中心。炉温为1 200 K，空气预热温度为900 K，燃烧器功率为l20 kW。燃烧器燃料口与空气口的倾斜角度对燃烧区域的流动、传热传质和化学反应会产生重要影响，倾斜角太小，燃料和空气在燃烧区域较集中，燃烧时将产生较高的温度，对降低N0x排放不利；倾斜角太大，燃料稀薄，燃烧会不稳定。经综合考虑，选用20°的倾斜角。燃烧器的平面结构见图1，结构参数见表1。
3控制方程和求解过程
①通用控制方程
与火焰燃烧一样，天然气的无焰氧化包含湍流流动，本文采用标准的可压缩k-ε模型。稳态形式的动量、能量和物种输运方程可写成以下通用形式：
式中ρ——密度，kg／m3
u——速度，m／s
Ф——通用变量，表示相应的时均变量
DФ——扩散系数，m2／s
SФ——通用方程源项
②化学反应模型
天然气的成分主要是甲烷，燃烧时采用单步的Arrhenius方法：
CH4+02→C02+H20
对于非预混燃烧，可以采用涡粘模型(EDM)或PDF模拟方法。PDF模拟方法能以非常严格的方式考虑中间产物的牛成、离解的影响以及湍流和化学反应问的耦合。但是使用该方法的前提之一是流动必须是不可压缩和湍流流动。涡粘模型则直接求解物种的输运方程，得到反应物和产物浓度等参数。反应速率作为物种输运方程的源项，通过基于Magnussen和Hjertager [12]的研究为基础的涡粘概念而被计算。即反应速率通过比较由涡粘模型给出的混合速率和由化学动力学为基础的速率来确定，两者较小者为决定速率。涡粘模型的缺点是当反应物、产物较多时，其汁算量太大，难以接受。由于天然气成分单一，反应物和生产物都较少，因此本研究采用涡粘模型，反应速率由以下两式中的较小者确定：
式中i——组分，CH4、02、H2O或C02
R——反应速率，mol／(mol·s)
η——黏度，Pa·s
M——摩尔质量，kg／mol
A——经验常数，为4.0
ε——湍流耗散率，m2／s3
κ——湍动能，m2／s2
ω——组分的质量分数
B——经验常数，为0.5
在燃烧过程中有3种氮氧化物生成：瞬时N0x、燃料N0x和热力N0x。对于天然气这种清洁燃料的燃烧，热力N0x生成是主要的。热力N0x生成有3个主要反应：
采用准稳态和部分平衡假设[13]，N0x生成率
式中 m——生成的质量，kg
t——时间，s
k1，k2，k3——前向反应速率常数
k-1，k-2——逆向速率常数[11]
③辐射传热方程
求解空间任何一点r和任何方向s上的辐射换
式中 I——辐射强度，W／m2
r——位置矢量
s——方向矢量
a——吸收系数，m-1
σs——散射系数，m-1
n——折射系数
σ——斯忒藩-玻耳兹曼常数，W／(m2·K4)，5.671×10-8 W／(m2·K4)
s＇——散射方向矢量
ø——相函数
Ω＇——立体角，sr
④求解过程
数值求解的精度与网格的类型和密度紧密相关。本研究中燃料口和空气口的尺寸与整个炉膛的尺寸相比很小，由于在燃烧器内同时进行着流动、传热和化学反应，因此在此附近区域的热力参数变化激烈，此区域的网格必须有更小的尺寸以适应参量的剧烈变化。图2为主流方向某个面上燃烧器附近区域的网格划分。
对通用方程的离散采用二阶混合差分格式，速度和压力的耦合使用著名的SIMPLEC方法[14]。辐射方程采用DTM方法求解，在通用方程迭代l0次后，该方程迭代1次，以节省计算时间。
4结果与讨论
①速度分布
图3显示了该燃烧器在流动方向上的速度变化。图中2表示沿燃烧器轴心线方向，即燃料和空气从燃烧器中喷出的主流动方向，z=0为燃烧器表面。由图3可知，在z=100 mm之前，燃烧器的燃料射流和空气射流能保持相对独立的结构，然而沿流动方向继续向前，燃料射流被卷吸进入空气射流之中，同时空气射流核心的最大速度也从z=10 mm处的100 m／s降低到z=400 mm处的25 m／s，弱射流被周围的强射流卷吸的结果可南文献[11]的分析解所证实。当射流卷吸附近的气流时，较高的速度朝空气和燃料射流环的内侧扩展，射流环内部的气流速度从z=10 mm(1处的0～1 m／s增加到z=200mm处的4～5 m／s。另一方面，与空气射流环内部的气体流动一样，射流环外侧的气流速度也随流动方向增加。燃料射流环在z=400 mm左右消失。
②温度分析
图4给出了带喷口角无焰氧化燃烧器温度沿燃烧器轴线方向的变化情况。从图4a可看出，燃烧器区域的最高温度1 700 K位于空气射流的某个半径处，这表示空气射流卷吸其附近的天然气和燃烧产物使氧化剂、燃料和产物的比例在该空气射流半径处达到最佳的状态。燃烧首先在那里发生，朝空气射流中心的周围扩散。当流动进一步向下游推进时，燃烧强度进一步增加，温度逐渐上升，最高温度大约出现在z=100 mm处。在z=100mm之后，由于燃料大部分被燃烧，温度又开始逐渐降低，并且由于混合更充分，温度也变得更均匀。另外，由于喷嘴沿轴心具有向外的倾角，沿着轴线方向射流问的间隔也变得越大(即从射流整体运动来看，它像一个圆锥扩展运动，因此沿着石方向，即圆锥轴线方向，在圆锥横截面上的各分射流间隔越来越大)，在空气射流和燃料射流混合之前，它们更充分地被燃烧产物所稀释，燃烧区域更大，因此最高温度也较低。
5结论
①在射流进入炉膛后，弱燃料射流在沿着轴线方向上会被强空气射流逐渐卷吸，最后合并在一起形成整体流动。
②由于具有喷口角，无焰氧化燃烧器具有更大的燃烧区域、更均匀的温度和较低的燃烧温度，因而燃烧生成的氮氧化物含量低。
③尽管数值模拟方法的可靠性已得到广泛验证，但从严谨性考虑，对本次数值模拟得出的结论，我们将在日后的实验中进一步验证。
参考文献：
[1] FLAMME M. Low N0x combustion technologies for high temperature applications [J].Energy Conversion and Management，2001(42)：1919-1935.
[2] BEE＇R J M. Combustion technology developments in power generation in response to environmental challenges [J].Prog.Energy Combust.Sci.，2000(26)：301-327.
[3] VAILLANT S R，GASTEC A S. Catalytic combustion in a domestic natural gas burner[J].Catalysis Today，1999(47)：415-420.
[4] BOXIONG S，QIANG Y，XUCHANG X. Kinetic model for natnral gas reburning[J]. Fuel Processing Technology，2004(85)：1301-1315.
[5] KREMFR H.MAY F.WIRTZ S. The influence of furnace design on the formation in high temperature processes[J].Energy Conversion and Management，2001(42)：1937-1952.
[6] WUNNING J A，WUNNING J G. Flameless oxidation to reduce no-formation[J].Pr09.Energy Combust.Sci.,1997(23)：81-94.
[7] KOBA YASHI H. Segregated zoning combustion：US，5076779[P].1991-12-31.
[8] COELHO P J.PETERS N. Numerical simulation of a mild combustion burner [J].Combustion and Flame. 2001(124)：503-518.
[9] NAKMACHI I.YASUZAWA K.MIYAHARA T，et al. Apparatus or method for carrying out combustion in a furnace：US，4945841[P].1990-08-07.
[10] SOBIESIAK A，RAHBAR S，BECKER H A. Performance characteristics of the novel low-N0x CGRI burner for use with high air preheat[J].Combustion and Flame，1998(115)：93-125.
[11] FLECK B A，SOBIESIAK A，BECKER H A. Experimental and numerical investigation of the novel low N0x CGRI burner[J]. Combust. Sci. and Tech.，2001(161)：89-121.
[12] MAGNUSSEN B F.HJERTAGER B H. On mathematical models of turbulent combustion with special emphasis on soot formation and combustion[C]//l6th Symposium(International)of the Combustion Institute. Pittsburg(Pennsylvania)：Comb.Inst.，l976：719-729.
[13] MITCHELL J W，TARBELL J M.A kinetic model of nitric oxide formation during pulverized coal combustion[J].AIChE J.，l982(28)：302-311.
[14]VAN D J P.RAITHBY G D. Enhancement of the SIMPT.E method for predicting incompressible fluid flows[J].Numer.Heat Transfer，1984(7)：147-163.
本文作者：李广民 翟敬波
作者单位：中国地质大学(武汉)经济管理学院 中国平煤神马能源化工集团有限责任公司
您可以选择一种方式赞助本站
支付宝转账赞助
微信转账赞助
