用于陶瓷工业辊窑的合成气燃烧式燃烧器的CFD分析外文翻译资料

用于陶瓷工业辊窑的合成气燃烧式燃烧器的CFD分析

作者：Marco Cavazzuti, Mauro A Corticelli, Antonino Nuccio and Bruno Zauli

摘要：用于工业砖生产的窑炉燃烧器通常由甲烷气体燃料。然而，得益于发展中国家重要市场的开放，使用煤或合成气的兴趣正在迅速增加。这些燃料的广泛变化的化学成分要求气体燃烧器根据具体情况进行调整，因为燃烧参数是严格固定的，以保证窑内所需的温度分布。 在这种情况下，计算流体动力学分析很好地替代了基于实验的传统设计。 在这篇文章中提出了三维数值预测的合成燃烧燃烧器。 考虑到三种不同的燃料，两种燃烧器布置和两种燃烧器额定功率。讨论了温度，速度和氧质量分数分布，并提取了低热值燃气燃烧器的一般设计线。

关键词：燃气燃烧器，合成气，计算流体动力学分析

介绍

工业窑炉需要准确地设置和彻底控制炉膛参数，以确保最终产品的质量。诸如燃烧时间和温度的参数对燃烧过程的结果有巨大的影响。此外，在催化特定时间的特定反应期间，通常需要改变温度; 同时，在窑段内寻求均匀的温度分布，以确保均匀的产品质量。因此，辊窑通常在工业中应用，因为它们允许通过使产品沿着窑长度移动通过不同温度的区域，而不是周期性地加热和冷却窑，来更有效地实现温度变化。此外，它们还通过允许连续生产来提高生产率。

特别地，用于瓷砖生产的工业窑主要是辊，以气体为燃料。它们最长可达300米，沿着它们的长度有多达几百个燃烧器。在烧结过程的核心，取决于瓷砖生产的类型，它们需要能够保持室温高达1250℃，而碳化硅（SiC）燃烧器管应使温度稳定保持在低于1300℃范围内。

燃烧器通常由甲烷气体燃料。在发展中国家，研究使用来自气化过程的气体做燃料的燃烧器的可能性是有意义的。这些是主要由一氧化碳和二氧化物，氢，甲烷和氮以各种比例组成的混合物。我们将这些气体称为合成气，即使在文献中可以找到不同的名称，这取决于气化过程和所使用的原料（例如煤气，发生炉煤气，木煤气等）。当然，为了实现有效的燃烧过程，使用不同的燃料来简单地操作给定的燃烧器是不够的，考虑到这点，燃烧器设计应该被修改。因此，燃烧器头需要适应或重新设计以满足窑炉的燃烧性能。作为使用合成气的另一个缺点，它们的化学组成总是受到不确定性的影响，这取决于它们的气化过程。这些不确定性影响了过程控制和最终产品的质量。在这种情况下，在设计过程中使用计算流体动力学（CFD），包括合适的燃烧和辐射模型，可以非常有助于评估在广泛的操作条件下燃烧器的性能。

虽然在文献中可以找到许多涉及窑的CFD分析的论文，但是它们通常涉及用于食品工业（例如面包制作）的炉子，并且应力总是要么改善过程控制和产品质量，要么是评估和通过热回收或热损失减少提高能量性能。虽然这些关注是合理的，但陶瓷工业窑和工业窑中使用合成气似乎在文献中根本没有太多提及。然而，在这个领域仍有改进的空间，并且由于大量热功率（高达几MW），陶瓷工业窑炉或燃烧器设计的小改进将变得在节能方面非常相关。

在先前的论文中，相当详细的汇总或一维模型被用于模拟饼干烘烤炉或各种类型的高，中和低温传热装置的行为，例如砖或玻璃熔炉，水泥窑和烘烤烤箱。

其他论文提出了有趣的想法，以提高烤箱的能量性能，如采用低发射率内墙或使用富氧空气通过使用选择性渗透膜减少燃料消耗后者是一个简单的和有吸引力的选择，特别是在合成气希望被用作燃料的情况下。不幸的是，这两种想法都不适用于大型工业窑炉。

最近的论文都依赖于CFD的使用，特别强调食品工业，主要涉及饼干和面包烘焙.仍然在处理面包烘焙CFD模拟，Therdthai等人设计一个模型根据质量减少、面包皮情况和颜色评估面包质量，而Boulet等人开发了一个模型，用于烘焙试验炉的热传递的暂时描述。 当然，在陶瓷应用中的事情是相当不同的; 然而，用于数值估计产品质量和模拟热传递的类似模型的发展将是令人感兴趣的。

Williamson和Wilson阐述了食品烘烤过程中辐射传热和空气水分含量的重要性，工业陶瓷窑同样可以这样描述。他们提出并数值测试一种新颖的辐射燃烧器设计，研究用于改善入射到炉中的目标表面上的热流率的均匀性。

同样地，在Smolka等人研究了一个不同的应用领域中，温度均匀性仍然非常重要。实际上，他们通过CFD模拟并试图通过提出设计更改和测试来提高具有强制空气循环的实验室干燥炉的性能。

在旨在改进用于瓷砖生产的辊窑的性能的更广泛研究活动的框架中，已经对气体燃烧器进行了预测分析。在模拟中采用三种不同的气体（两种合成气和甲烷）和两种燃烧管（分别具有40mm和50mm出口）。在不同的操作条件（12.7kW和38.0kW燃烧器额定功率）下讨论了燃烧器中的温度，速度和氧质量分数分布。同时通过修改燃烧器几何形状进行了数值模拟。目标是确保燃烧器本体内的燃烧，即在燃烧器出口处实现较低比率的未燃烧燃料。这是因为从火焰直接辐射热传递到瓷砖表面将有害于最终产品质量和均匀性。

问题定义

数值域和网格

燃烧器的模型如图1所示，其中预混合和燃烧部分分别如图1（a）和（b）所示。在图1（a）中，空气和燃料路径由箭头指出。燃烧器的混合部分由携带气体的中心直管构成;从侧向入口进入的空气在该管和燃烧器主体的其余部分之间流动。混合发生在杯状区域内，其中气体和空气通过几个孔流入。在杯边缘和外燃烧器主体之间也存在狭窄的空气通道。在燃烧器底端处进入气体管的侧向管道用于压力计连接并且在死端终止以用于模拟目的。燃烧器的上部由碳化硅管制成，其中发生混合和燃烧过程（图1（b））。燃烧器本体的总长度为568mm。整个燃烧器体积使用950,000个元件进行网格化;网状物在壁处由两到四层六面体元件组成，并且其余部分是四面体。

燃烧模型和气体

使用Fluent进行CFD模拟。 采用稳态基于压力的隐式求解器，具有SIMPLE压力 - 速度耦合和一阶上风向离散。

关于所使用的燃烧模型，采用平衡，非绝热，非预混PDF燃烧模型。这是一个相当简单的模型，其中燃烧简化为混合问题。没有解决单个物种的运输，但包括两个运输方程：一个为平均混合分数，另一个为其方差。热化学计算被预处理并保存在查找表中，允许在基于吉布斯自由能最小化的算法之后从混合分数分布导出组分浓度。查找表包括用于平均混合物的60个离散步骤分数，平均混合分数方差为40，平均焓为80。仅跟踪表1中的八种物质，因此假定燃料的反应性物质（即H2，CH 4和CO）完全一步氧化。湍流效应用描述由于湍流引起的混合分数的变化的概率密度函数。该模型在计算上是有效的，并且最适合于具有快速化学动力学的湍流减少火焰，以及燃料和氧化剂流分离的问题。在该阶段的模拟中没有包括NOx形成模型。

图1.气体燃烧器几何形状：（a）燃烧器的下部：气体通道的内管，空气通道的外燃烧器主体和顶部的混合杯（b）燃烧器的上部：将火焰和混合物出口限制在最佳。

空气和燃料入口边界条件被设置为使得燃烧发生在超过10％的干燥空气的环境下。 考虑了三种不同的气体：两种合成气和甲烷。 表1和表2中总结了三种气体的参考化学成分，性能和流量。对于每种几何形状和燃料，模拟了两种燃烧功率：（a）全功率（38.0kW）和（b） （12.7kW）。这些条件被认为覆盖了用于陶瓷窑的燃烧器的全部工作范围。

燃烧器几何形状是根据所使用合成气体而设计的；事实上，作为较少反应性的合成气，混合杯必须成形，以便在燃料和氧化剂流之间提供更强的混合。此外，还必须考虑的是，由于合成气的较低热值（LHV），这两股流将以相当的质量流率进入混合杯。因此，这种燃烧器在用甲烷操作时的效率预期相对较低。作为对照同时进行了甲烷的模拟。由于有效参与燃烧过程的气体（即H 2，CH 4和CO）的质量分数为0.16至0.42的甲烷，因此合成气的热值极低，为甲烷的7％至13％ 总量，主要由一氧化碳制成。

边界条件和模拟设置

燃烧器壁被认为是绝热的，并且根据表2针对全功率预测的入口施加质量流量，并且针对减少功率预测针对表2中的值的三分之一施加质量流量。具有零静态表压的压力出口条件适用于出口部分。采用具有增强的壁函数和离散坐标（DO）辐射模型的k-e可实现的湍流模型。壁发射率设置为等于0.9，并且在极性和方位角方向上采用四个角度离散。通过混合定律计算空气/气体混合物的特定热量，而假定热导率线性地取决于温度，并且粘度遵循萨瑟兰定律

在这mu;是混合物粘度，T是温度，mu;0,T0和S是变量。

图2. 网格分辨率研究：两个测试网格沿着燃烧器轴线的温度分布。

即使燃烧器内部的温度非常高，燃烧器横跨窑壁安装，同时包裹着耐火性材料。

网格分辨率

在初步运行中进行网格解析研究，其中测试用15％过量的空气运行的18.1kW合成气燃料燃烧器。在该研究中使用的具有大约95万个元件的网格，相对于具有大约750万个元件的网格进行测试。由于燃烧器几何形状的复杂性，以及由此的啮合过程，细网格起源于将初始网格的每个元素分裂为八个元素。实验发现使用细网格时燃烧过程更慢，这是由于较小的数值差异。燃烧器出口温度从1864K降低到1829K，未燃燃料比从10.2％提高到12.6％。沿着燃烧器轴线的温度曲线证实了这种趋势，如图2所示。尽管在两个测试的网格之间注意到一些小的差异，但是较薄的网格被采用作为精度和计算时间之间的良好的交易：一个模拟运行在八处理器机器上的更薄的网格花了将近3天完成。

结果

燃烧器仿真

总共进行了12次模拟，模拟的收敛是非常令人满意的，对于问题变量的最大残差在和之间的范围内。结果总结在表3中。具体来说，根据燃烧器出口处的氧质量流率，平均温度和排气速度给出数据。还给出了在气体和空气侧的入口和出口之间的平均压降。根据燃烧器出口处的氧质量流率，可以估计未燃烧燃料的比率，考虑到燃烧发生在过量10％的空气的情况下。在假定气体保持均匀，完全和完全燃烧的情况下，其中I是未燃烧燃料与MO2的比率，M02是从入口进入燃烧器并从出口排出的氧气质量流速。数据显示在燃烧器出口处存在相对高的未燃烧燃料气体的比率。当燃烧器由以甲烷为燃料（高达32％）时，这是特别真实的。因此，当使用这种燃料时，发现相当低的出口温度，甚至低于使用合成气1获得的出口温度。该结果符合期望和确认，气体燃烧器设计需要根据具体情况进行优化。另一方面，合成气2尽管具有低得多的未燃比，但由于其不良的热值而显示出最低的出口温度。就合成气2的未燃烧燃料比而言，更好的性能归因于给定燃烧器额定功率所需的较大燃料质量流量（也参见表2）。这转化为更高的燃料速度，更高的湍流和在混合杯中更好的混合，因此更快的燃烧。

图3和图4比较了合成气2,50mm，38kW和甲烷，50mm，38kW的燃烧器内的温度和氧质量分数。图5（a）和（b）显示了沿燃烧器轴线的温度和氧质量分数分布。对于甲烷，由于高的空气 - 燃料比，在燃烧器轴线上距离喷嘴几厘米距离内发现了相当高的氧气比，同时燃烧开始发生，轴向温度梯度在燃烧器混合杯的区域中高得多。尽管如此，在离喷嘴更远的距离处，燃烧减慢，并且氧气不像其它情况那样快地消耗（参见图4（a）和（b）中不同的低氧区域）。

不同的质量流量和燃烧器喷嘴直径是在12种情况中发现相当不同的平均速度和压降的原因（见表3）。图5和图6示出了喷嘴直径a如何影响靠近喷嘴本身的速度场。 远离喷嘴，速度场结果没有改变。

图7比较了合成气1和合成气2的二氧化碳质量分数。有趣的是，由于在与空气混合和燃烧之后最初存在于合成气2中的大的CO2质量分数，在出口处的混合物的CO2质量分数低于燃料的CO2质量分数。

在图3至6所示的场中看到的不对称性是由于混合杯的非完全对称的形状，并且主要是由于空气入口位于燃烧器本体的一侧，因此促进了非对称空气流通过混合杯孔。

图3. 燃烧器内温度场（K）。（a）合成气2,50mm出口，38.0kw功率和（b）甲烷，50mm出口，38.0kw功率。

图4. 燃烧器内的氧质量分数场。（a）合成气2,50mm出口，38.0kw功率和（b）甲烷，50mm出口，38.0kw功率。

未燃气体减少

对燃烧器进行了一些额外的CFD分析，以便评估燃烧器混合杯的微小和成本效率变化如何影响燃烧器喷嘴处的未燃气体比例。 该想法是试图通过简单地去除或减小孔和燃料和空气流入混合杯中的其它通道来改善燃烧器的性能（即，降低未燃烧气体比）。 这些段落总结在图8中并列出如下：

• A：混合杯边缘和用于空气流的外部燃烧器本体之间的环形间隙；
• B：用于空气流的混合杯底部孔上的孔；
• C：用于空气流的混合杯的上侧壁上的孔；
• D：用于空气流的混合杯的下侧壁上的孔；
• E：燃料流的混合杯底部的中心孔；
• F：燃料流在混合杯底部的侧向孔。

以合成气1,50mm喷嘴，38.0kW的情况作为参考模型进行了另外六个模拟。在每个模拟中，上面列出的项目之一已经完全关闭，除了其中孔直径减小的情况“E”。基于所获得的结果，执行附加的模拟，其中环形间隙“A”和中心孔“E”相对于其原始尺寸改变。这些模拟的结果在通过各组通道的质量流量百分比，压力降和燃烧器出口处的未燃气体比率方面显示在表4中。

标准配置的结果可以看出，大的空气质量分数（58％）通过间隙“A”流出。由于该间隙远离燃料入口，因此通过它的空

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