基于CFD数值模拟的新型管道烟气加热装置设计

第39卷,总第225期2021年1月,第1期
《节能技术》
ENERGY CONSERVATION TECHNOLOGY Vol.39,Sum.No.225
Jan.2021,No.1
基于CFD 数值模拟的新型管道烟气加热装置设计
毛　娅1,陈　响1,陈作炳1,欧冶金2,张　迪1
(1.武汉理工大学机电工程学院,湖北　武汉　430070;
2.湖北东升天龙节能环保科技有限公司,湖北　武汉　430200)
摘　要:目前脱硫脱硝工艺中烟气升温采用的传统方式是借助热风炉系统获取高温风,再与低温烟气混合,完成升温过程。

这种工艺会增加烟气处理量,同时造成热量损耗。

为了降低热耗和烟气量,提高了能源利用率同时满足烟气升温的要求,设计了一种直接安装于烟道内的新型管道烟气加热装置。

新型装置利用烟气中的残余氧为燃烧过程助燃,燃烧方式为扩散燃烧。

借助CFD 技术模拟燃烧器内部流场和燃气燃烧过程,结果表明:缩小相邻两燃烧器的中心间距,可以扩大烟道壁面处的低温区,同时使中心燃烧器火焰长度缩小,对流换热效果提升,间距480mm 为较优结果;增大中心天然气管道的截面尺寸,可以降低两侧燃烧器的火焰长度,提高中心火焰稳定性,出口温度趋于均匀,截面尺寸为50×44mm 为最优结果。

新型管道烟气加热装置减少了辅助和附属设备,同时满足了工业应用的需求,大大提高能源利用率。

关键词:烟气升温;火焰;对流换热;燃烧器;数值模拟;扩散燃烧
中图分类号:TK16 文献标识码:A 文章编号:1002-6339(2021)01-0063-06
收稿日期　2019-07-16 修订稿日期　2020-02-10
作者简介:毛娅(1975~),女,博士,副教授,主要研究方向为建材装备及节能环保设备。

Design of New Flue Gas Heating Device for Pipeline based
on Fluent Numerical Simulation Process
MAO Ya 1,CHEN Xiang 1,CHEN Zuo -bing 1,OU Ye -jin 2,ZHANG Di 1
(1.School of Mechanical and Electrical Engineering,Wuhan University of Technology,Wuhan 430070,China;
2.Hubei Dongsheng Tianlong Energy Saving and Environmental Protection Technology Co.,Ltd.,
Wuhan 430200,China)
Abstract :At present,the traditional way of heating the flue gas in the desulfurization and denitration process is to use the hot blast stove system to obtain hot air,and then mix withlow temperature flue gas to complete the heating process.This process will increase the amount of flue gas treatment and cause heat loss.In order to reduce heat consumption and flue gas volume,improve energy efficiency and meet the re⁃quirements of flue gas heating,a new type of flue gas heating device directly installed in flue gas was de⁃signed.The new device uses the residual oxygen in the flue gas to assist the combustion process,and the combustion mode is diffusion combustion.Through the CFD numerical simulation of the internal flow field and combustion process of the burner,a new type of ducted flue gas heating device directly installed in
the flue is designed to reduce heat loss and improve energy ing the CFD numerical simula⁃
·
36·
tion of the internal flow field and combustion process of the burner,the research shows that narrowing the center distance between two adjacent burners can enlarge the low temperature zone on the fluewall,and at the same time reduce the flame length of the central burner,and gradually improve the convective heat transfer effect.The spacing of480mm is a better result;the cross-sectional dimension of the pipeline can reduce the flame length of the burners on both sides,improve the stability of the center flame,gradu⁃ally reduce the heat exchange area,and the outlet temperature tends to be uniform.The optimal cross-sectional size is50×44mm.The new ducted flue gas heating device reduces auxiliary and ancillary e⁃quipment while meeting the needs of industrial applications and greatly improving energy efficiency. Key words:flue gas heating;flame;convective heat transfer;burner;numerical simulation;diffusive com⁃bustion
自“十三五”规划纲要颁布以来,国家在环境治理以及能源转型升级方面提出了更高的要求[1]。

降低煤炭资源的使用比重,推动清洁能源和可再生能源的发展[2],同时针对工业废气的排放制定并颁布了更加严格的标准[3]。

烟气脱硝过程技术是目前实现NO x减排的最有效手段。

在传统干法脱硝SCR脱硝技术中,为保证催化剂的高活性以及脱硝的高效性,烟气的温度应该在553~693K[4],工业烟气为满足脱硝工艺的温度需求往往需要进行升温处理。

传统技术为在烟道外布置燃烧器-热风炉系统,通过加热冷空气,再将高温气体输送至烟道内与低温烟气进行换热完成升温过程,达到工艺要求。

这种方式存在很多不足,结构庞大,成本投入高,能源损失大,利用率低。

本文旨在利用CFD技术设计一种管道烟气加热装置,借助烟气中的氧气助燃,完成升温过程。

目前,应用CFD技术进行天然气燃烧特性和其燃烧器设计的主要有以下研究工作:吕钰[5]研究了天然气的扩散燃烧机制,发现湍流中燃烧首先发生在混合较差的位置,随着燃料和氧化剂混合条件的改善,燃烧逐渐受到化学机理的控制,形成真正的扩散燃烧。

Serhat Karyeyen[6]研究了非预混甲烷火焰在常规和分布式燃烧条件下的燃烧特性。

比较了计算的温度分布和常规燃烧条件下的实验数据,结果表明在燃烧室分布燃烧条件下,分布燃烧使热场更加均匀。

张瑞峰[7]研究了以甲烷纯气体为燃料在受限空间内交叉射流的自由扩散燃烧,得到了不同空气预热温度、氧体积浓度下的温度场和甲烷火焰的结构特征。

回胜[8]对旋流燃天然气燃烧器的燃烧特性进行了实验研究,结果显示,空气过量系数为1.3时甲烷燃烧最充分。

刘寅立[9]研究了双旋流燃烧器的内流场,得出相对较小的二次风流量时,配合旋流的一次风可以产生较强的旋流与回流效果。

郭萌[10]针对天然气的特点,结合天然气扩散燃烧及预混燃烧基理,对相应的燃烧器进行介绍及分析,从调整燃气压力、总风量及配风等方面进行燃烧调整。

路林等人[11]利用定容燃烧弹研究了不同初始温度和初始压力下的天然气燃烧特性,研究表明,随着初始温度的升高(300~450K),天然气燃烧速率增加,燃烧持续期和火焰发展期显著缩短,随着初始压力的升高(0.1~0.75MPa),天然气燃烧速率明显减慢,燃烧持续期和火焰发展期显著增长。

Liao[12]采用天然气-空气混合物球形膨胀火焰测量层流火焰速度,当量比为0.6~1.4,初始压力为0.05MPa、
0.1MPa、0.15MPa,预热温度为300~400K。

在不考虑火焰前沿拉伸作用的情况下,得到相应的未拉伸层流燃烧速度,在等当量比下,研究了稀气体对燃烧速度的影响,得到了稀混合物层流燃烧速度的显式公式。

CAO Zhenjun[13]研究了废气再循环中二氧化碳对甲烷-空气在中度或重度低氧稀释(轻度)燃烧条件下均匀混合物的点火特性的基本影响。

结果表明,随着当量比或二氧化碳稀释比的增大,点火延迟时间增加,同时增加了爆炸或熄火的可能性。

点火延迟时间还与初始温度的倒数呈指数关系。

刘鹏君等[14]选择多组燃气燃烧器测试了6种不同组分天然气的热工性能响应,研究表明华白数可以较好地预测不同组分天然气下的热负荷变化情况,CO 排放基本处于国标允许范围内,火焰形态未呈现较大变化。

孙婷[15]研究了一种切向双旋流燃烧器的离心效应和涡旋效应对反应混合与火焰传播特性的作用,研究表明,高速射流经过突扩的喉部强烈吸卷周围的气流,对其起到预热作用,有利于燃料空气的混合和燃烧效率的提高;验证了旋流使得甲烷和空气得到较好的混合。

新型管道延期加热装置借助烟气中的氧气助燃,由于烟气中的氧含量低于空气中的氧含量,烟道内的燃烧过程属于低氧燃烧,实验表明:当助燃气体预热到1273K以上时,燃烧区的含氧体积浓度降
·46·
低到2%仍能稳定燃烧[16-17],因而助燃气体的温度
提升在一定程度上可以对含氧体积浓度进行条件补
偿。

同时研究[18-20]表明,增加旋流度可以改善燃烧性能,有利于火焰温度均匀分布和火焰的稳定,减少
了污染物的排放。

根据王永兴[21]的研究,在不同压力温度和速度条件下,两股流体混合后不会出现回流的现象,混合流的流动状态正常。

据此本装置直接利用烟道的烟气,在此基础上进行升温,降低了升温过程所需的能耗,消除输送过程的能量损耗,节约能源的同时提高资源利用率,此外结构简便,不占用安装空间,降低成本。

1　研究对象
基于某厂窑尾的烟气脱硝工艺条件,设计出新型管道烟气加热装置。

所用燃料为天然气,天然气成分和需要加热的烟气的成分如表1所示,烟气初始温度453K,所需烟气温度为653K 以上,烟道内烟气流速为9m /s 左右,烟气流量为16000Nm 3/h,
天然气低位热值H L 为34230kJ,经计算升温理论所需天然气流量为160Nm 3/h。

表1　天然气与烟气的各成分体积占比
成分
CH 4C 3H 8C 4H 10CO 2
N 2H 2O O 2
其他1其他2
∑天然气占比/[%]92.00
0.63
0.40
2.704.170.10
100烟气占比/[%]
2.6072.00
7.10
17.400.90100
2　结构设计
基于烟道的结构参数,在烟道内横向布置三个燃烧器,布置方式如图1所示,新型烟气加热装置结构如图2、图3所示,包括由外至内的烟气旋流通道、天然气旋流腔和中心烟气通道,中心烟气通道的出口处外壁与天然气旋流腔的内壁之间设有倾斜的天然气旋流叶片,天然气旋流叶片与中心烟气通道前端形成混合燃烧腔,后端形成天然气旋流腔,天然气管道与天然气旋流腔相连通入天然气,点火枪穿过各外层壁面插入到混合燃烧腔中,天然气旋流腔的外壁与烟气管道的内壁之间设有倾斜的烟气旋流叶片。

天然气经过天然气旋流叶片与中心烟气混合,在混合燃烧腔内经点火枪点燃形成火焰,燃烧产生高温烟气沿着烟道向前输送,在换热区域完成冷热气体的对流换热。

图1　
烟道内燃烧器布置图图2　烟道内燃烧器结构图
3　数值模拟模型
3.1　数学模型与求解方式
本文利用CFD 数值模拟了甲烷的燃烧过程,计
算过程中湍流模型选择标准k -ε模型,在标准k -ε模型中,流场中的流动均被认为是湍流流动,
并不
图3　烟道内燃烧器示意图
考虑分子之间的粘性,对于温度的求解采用非绝热方式,以恒定壁温作为边界条件,通过求解流场能量控制方程计算得到温度分布;考虑到P1模型和DO 模型的广泛适用性,在计算域较大时二者都能得到合理的结果,为了减少计算量,本文辐射换热模型选择P1模型。

由于天然气的成分中CH 4占比远高于C 3H 8和
C 4H 10,同时C 3H 8和C 4H 10燃烧所需的反应物与生成物种类与CH 4燃烧结果基本一致,因而在数值模拟过程将另两种可燃气体以CH 4替代,由于C 3H 8和C 4H 10两种气体的低位热值高于CH 4,在实际模拟中天然气的热值略低于实际应用,但并不影响模拟结
果。

因而定义的反应方程式为
CH 4+2O 2=2H 2O +CO 2
(1)
在以上化学反应方程式中,各气体组分之间,除了一般的流动混合外,还存在质的交换。

对于这种涉及各组分间传质的反应,采用组分运输模型来进行模拟,其中甲烷燃烧反应1的指前因子为4.9×
109,活化能为198835J /mol [22]。

本文以二阶迎风有限体积法化微分方程为差分
·
56·
方程,差分格式均采用二阶迎风差分格式,对离散方程组的压力速度耦合采用经典的SIMPLE 算法,收
敛因子调整为亚松弛因子,收敛标准均取各因变量
相邻两次迭代残差小于10-5。

3.2　网格划分
借助ICEM CFD 软件对整个烟道连同三个燃烧
器进行网格划分,采用多域网格划分技术,对于叶片部分,采用非结构网格,其余部分,由于结构形状规则,为提高网格质量同时减少网格数量,采用O -
Block 技术划分为结构网格。

由多个interface 面将此结构划分为多个域,由于节点和网格尺寸存在差别,通过在两个网格域间建立interface 面的方式实现域与域之间数据的传递,如图4所示。

在保证计算结果的前提下,尽量减少网格的数量以减少计算时间,最终计算网格数量为46.5万。

图4　网格划分图
3.3　边界条件
烟气加热装置出入口的边界条件如表2所示。

表2　出入口的边界条件
边界名称边界条件烟气温度573K 烟气速度9.06m /s 天然气总流量160Nm 3/h 天然气温度293K 出口负压
-500Pa
4　模拟结果对比分析
根据设计要求,烟气在输送过程完成冷热气体温度交换,将全部烟气从453K 升温至653K 以上,烟道内壁面温度应保证在573K 以下。

通过改变天然气入口截面尺寸以及燃烧器的布置位置来调节火焰和温度场,达到保护烟道壁面同时实现烟气升温的目标。

在结构优化过程中,从控制温度场和保护烟道的目标出发,分别设计5组结构参数,如表3所示。

4.1　网格无关性验证以结构1为验证对象,验证密网格与疏网格对
于数值模拟结果的无关性。

建立3组同结构不同数
量的网格模型,利用同样的边界条件进行数值模拟。

表3　五组结构参数
天然气管道截面尺寸/mm 天然气入口速度/m ·s -1
三个燃烧器的布置位置∗/mm 左右
中间左中右结构130×4430×445.6-5200+520结构230×4430×445.6-5000+500结构330×4430×445.6-4800+480结构430×4440×445.0-4800+480结构5
30×44
50×44
4.6-480
+480
注:∗以中心燃烧器中轴线为0基准,向左为负方向,向右为正方向,数据表示相邻两个燃烧器的中心距。

表4　三种验证网格
网格结构123网格总数/万
46
81
121
分别选取了烟气管道出口水平中心线上A、B、C 三个点的温度和速度进行对比分析绘制图5和图6,从图中可以看出,当网格数量从46万变至121万时,随着网格数的增加,三点的温度值和速度值的变化都很小,说明在表6中设置的3种网格数量对计算结果影响很小,可以认为46万的网格已经达到
网格无关,因而取46万的网格作为计算网格。

图5　
网格无关性验证温度结果图
图6　网格无关性验证速度结果图
4.2　燃烧器布置位置对燃烧性能的影响表3中结构1、2、3保持天然气管道截面尺寸不
变,调整燃烧器的布置位置,间距分别为520mm、
500mm、480mm。

·66·
图7为压力分布云图,对比分析可知,随着间距缩小,整个流域内的高低压差基本维持不变,保持在
250Pa 左右,这说明调整燃烧器布置位置对于整个装置的压差影响较小。

整个烟道内分成三个部分,
以几何尺寸来划分,0.5m 以后为燃烧器后部烟道,
0.3~0.5m 为燃烧器烟道,0~0.3m 为燃烧器前部烟道。

燃烧器后部烟道内压力分布变化较小,稳定
在-520~-480Pa 的范围内,烟道内的烟气旋流叶片接合处左侧为最低压力,右侧为最高压力,沿叶片左右两侧的压力分布为均匀的,有利于稳定叶片的旋流效果。

同时燃烧器前部烟道压力分布以中心烟气通道入口为中心,压力向外呈弧形扩展减小,最高压力为-380Pa。

燃烧器中心距为480mm 的布置方式近壁面处的压差最小,-440Pa 左右的压力范围最大,主要集中在烟道内壁面附近,这说明由于位置调整使得烟道壁面附近的压力在慢慢降低,燃烧器前后部分的压差逐渐降低。

图7　结构1、2和3的压力对比/Pa
图8为温度分布云图,对比分析可知,烟道内的最高温度在2200K 左右,靠近烟道内壁面处的温度为550K,符合设计要求。

燃烧形成的火焰处于相对稳定的状态。

在中心距为520mm 时,三个燃烧器的火焰长度基本一致,在火焰后的换热区域,中心区温度高,最高温度在1000K 左右;随着燃烧器间距不断缩小,火焰长度逐渐缩短,中心火焰变化更明显,火焰内的高温区不断扩大,换热区内中心高温区不断减小,烟道壁面处低温范围逐渐扩展,燃烧器中心距为480mm 时,中心火焰长度最小,换热区域低温范围最大。

综上所述,缩小燃烧器间距对两侧火焰的形状和状态影响较小,对中心火焰影响大,同时烟道壁面处的低温区扩大,换热中心区域内的高温范围不断减小,说明中心火焰过长会压缩换热区域,影响对流换热的效果。

图9为组分分布云图,对比分析可知,在此云图中,结构1中三个燃烧器的甲烷分布基本保持一致,
结构2、3中,甲烷分布向外扩展,延伸更远的距离,有利于火焰的分布,提高燃气的燃尽率,但分布范围扩展会导致火焰刚性差。

综上所述,缩小燃烧器中心间距可以扩大燃料分布范围,但需要保持一定的浓度分布,以稳定火焰,因而中心间距为480mm 时,甲烷的分布范围与浓度分布较为合适。

图8　结构1、2和3的温度对比/
K
图9　结构1、2和3的CH 4摩尔组分对比
4.3　燃烧器燃气量对燃烧性能的影响
表3中结构3、4、5保持燃烧器中心间距为
480mm,调节天然气管道尺寸,保持两侧天然气管道尺寸不变,调整中心燃烧器天然气入口尺寸为
30×44mm、40×44mm、50×44mm。

图10为压力分布图,分析表明扩大中心燃烧器
的天然气入口尺寸,即提高中心燃气量后,燃烧器后部烟道内的压力分布无明显变化,维持相对稳定,随着中心燃料量的不断提高,烟气旋流叶片的左右两侧的压力梯度不断扩大,逐步向两侧延伸分布;燃烧器前部烟道内压力分布变化最大,由于中心燃气量的不断提高,两侧燃烧器近壁面位置的前后压差逐步降低,说明由于中心燃气量的不断增大,烟道内烟气对两侧燃烧器的压力影响越来越小,这有利于稳定壁面处的烟气流动,保持烟道内的气流处于相对稳定的流动状态,在一定程度上可以保护燃烧器燃烧产生的火焰,同时为换热提供适宜的环境。

·
76·
图10　结构3、4和5的压力对比/Pa
图11为温度分布云图,通过进一步对比分析可知,随着中心燃气量的不断提高,中心火焰长度不断增大,两侧燃烧器的火焰长度不断降低。

从温度分布观察可得,三个燃烧器所形成的火焰越来越稳定,包括火焰内温度分化,高温区分布,温度辐射范围和延伸范围。

两侧火焰长度不断缩小,换热区域随之扩大,出口温度逐渐趋于均匀。

综上所述,提高中心燃烧器的燃气量可以降低两侧火焰长度、增大中心火焰长度同时稳定火焰状态,逐步减小换热区域内的高温区,使出口烟气温度更加均匀,其中50×
44mm的截面尺寸效果最佳。

图11　结构3、4和5的温度对比/K
图12组分分布图,从甲烷摩尔组分云图中可以清晰地看出三个燃烧器的燃气量变化。

中心燃烧器的甲烷浓度不断提高,标志着燃气量不断提升,同时在结构4、5中,中心甲烷的分布范围扩展不明显,分布范围基本维持不变,单一提高分布范围内的甲烷浓度,以此达到稳定火焰的目标,进而使换热区域范围能够满足对流换热的时间和空间需求,达到最佳的出口温度均匀性,更有利于烟气的输送和脱硝工艺。

5　结论
(1)设计了新型烟气加热装置,
提出燃烧器直
图12　结构3、4和5的CH4摩尔组分云图对比
接布置于烟气管道内部的新型结构,大大减少了辅助和附属设备,同时满足工业应用的需求,大大降低了成本,提高能源利用率。

(2)随着燃烧器中心间距不断缩小,两侧火焰的形状和状态变化较小,中心火焰长度逐渐缩短,同时烟道壁面处的低温区扩大,换热中心区域内的高温范围不断减小,说明中心火焰过长会压缩换热区域,影响换热的效果,其中480mm的中心间距效果较佳;提高中心燃烧器的燃气量可以降低两侧火焰长度、增大中心火焰长度同时稳定火焰状态,逐步减小换热区域内的高温区,使出口烟气温度更加均匀,其中50×44mm的截面尺寸效果最佳。

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(下转第73页)
·86·
导致压缩机发生喘振的风险,从而给压缩机组造成了一定的运行隐患。

4　结论
(1)压缩机本体型号一致时,当选取不同型号的驱动电机及变频器时,由于其工作原理的不同,在机组运行中产生的能耗也是不同的,在机组节能方面从设计选型方面入手是最直接的节能方式。

(2)在特定的运行工况下,两台机组加载运行时比单台机组加载运行时的能耗有较高程度的增加,但是压缩机的增压能力未有相应程度的提高,管道输气量几乎没有增加,在管道气量不充足的情况下,建议采纳单台机组加载运行的方式,以达到优化机组运行模式、降低机组运行能耗的效果。

(3)通过对不同工况下的压缩机各个运行参数进行比较,利用实际产生的电量数据得到压缩机在运行中的实际能耗,对压缩机的能耗管理有一定的的参考作用。

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