基于CFD 的風道旋流燃燒器優化分析

王松青，陳瀅，孫仁權，李鋒，黃曉明

（1.蘇州先機動力科技有限公司，江蘇 蘇州 215123；2.安德森熱能科技（蘇州）有限公司，江蘇 蘇州 215024；3.華中科技大學能源與動力工程學院，湖北 武漢 430074）

燃氣鍋爐是供熱、發電行業常用的加熱設備。近年來隨著環保要求越來越嚴格[1-2]，江蘇省內大氣污染物NOx排放限值已經由400 mg/m3下調至200 mg/m3；CO 排放標準也下調至1 000 mg/m3，燃氣鍋爐面臨著節能減排的重要挑戰，這對燃具開發和燃燒工藝設計都提出了新的要求。

在傳統的設計過程中，無論是開發新型燃燒器還是對現有產品的某些結構進行優化，由于無法預測其可能的燃燒結果，只能通過反復的實驗進行摸索。這個過程會消耗極大的人力、物力以及時間，燃具的開發過程也因此進展十分緩慢。隨著計算流體力學（computerized fluid dynamics，CFD）技術的日益成熟和計算機算力的快速提升，基于仿真的分析手段在工程應用中不斷取得成功，國內外科研單位和工程師開始逐漸將CFD 技術應用于燃燒器設計及優化領域，包括熱解反應器的燃燒分析[3]，臨界機組鍋爐的燃燒器改造[4]，輻射管燃燒器的燃燒狀態研究[5]，旋流結構對貧油燃燒的影響分析[6]等。利用計算流體力學軟件對燃燒器的內、外部流場進行模擬，為優化設計提供各項技術參數，指導燃燒器的進一步改進，最終達成理想的結構。

除了結構設計之外，依靠CFD 技術結合燃燒實驗測試來模擬分析排放產物的質量濃度與燃燒工藝參數間的關聯，尋找有效的減排措施，優化燃燒工藝設計，也是當前主流的研究方向。吳曉磊等[7]通過數值模擬研究獲取了新型低NOx燃氣分級燃燒器預熱溫度、過量空氣系數和燃氣質量分率的最優組合；Mafra等[8]研究發現燃料當量比最低，旋流數最高的情況為NOx排放的最佳條件；解利方等[9]應用CFD 軟件模擬確認了過濃和過淡燃燒對燃燒器NOx的形成都具有顯著的抑制作用；Habib 等人[10]研究發現在流量固定的條件下，過量空氣系數的提升有助于出口溫度和NO 排放質量濃度的降低；同時爐溫越高，NO 排放質量濃度越高。這些研究成果對實際燃氣燃燒工藝的調節具有指導意義。

本文研究對象為某燃燒鍋爐配套的雙“王”型風道旋流燃燒器。首先采用三維軟件SolidWorks 構建風道燃燒器的結構模型，隨后導入ICEM CFD 軟件中進行網格的繪制，將經過網格無關性驗證后的模型載入CFX 軟件執行仿真計算，基于仿真結果確認結構優化設計的合理性，確定該型燃燒器最佳的燃燒溫度區間，為實際工程中進行燃燒工藝優化、降低污染物排放提供技術支持。

1 燃燒反應機理

該型鍋爐燃燒器應用環境下的燃料為天然氣，其中甲烷占比約為96.42%，氮氣占比約為1.93%，硫化氫占比約為0.69%，其他烷烴占比約為0.96%。

由此可見，燃燒生成的排氣污染物將主要包括未充分燃燒產生的CO、各型NO（NO 通常占95%以上）和極少量的SO2。由于燃氣中硫元素占比極少，即便全部生成SO2，其質量濃度也遠低于排放標準，所以本次仿真不考慮污染物SO2。同時，也假定微量的硫化氫不會對其他反應生成物質量濃度變化產生影響。

1.1 CO 反應機理

CO 為燃料燃燒反應過程中的中間產物，其反應機理如下：

污染物CO 主要來自于燃料的不充分燃燒。當鍋爐效率較高時，燃燒較充分，CO 的排放量少；反之亦然。尾氣中CO 質量濃度值是表征現代燃燒設備效率的重要參數。

1.2 NO 反應機理

燃氣鍋爐燃料的主要成分為甲烷，其燃燒排放的NOx類型基本為熱力型NO 和快速型NO，不會形成燃料型NO。

熱力型NO 是指在燃燒溫度超過1 800 K 時，高溫區空氣中的氮氣會按照Zeldovic 機理形成NO[11]。其受到燃燒溫度的影響較大，反應機理如下：

快速型NO 來源于分子碰撞，主要通過在氮氣與碳氫粒子團在火焰鋒面的快速反應產生。反應機理如下：

由此可知，溫度對于CO 和NOx污染物的生成都存在著顯著的影響。因此，研究并掌握合適的燃燒工藝，是當前節能減排的關鍵。

2 數學模型

2.1 燃燒模型

鍋爐燃燒屬于典型的湍流燃燒現象，不同的湍流燃燒現象，燃燒控制速率不同，要建立普遍適用的湍流燃燒模型十分困難。當前主流的燃燒模型、特點、應用場合及使用限制見表1。

表1 仿真燃燒模型Tab.1 The simulated combustion models

本文中的研究對象為非預混式燃燒器，且無粒子燃燒，因此采用渦耗散模型（EDM）作為氣相燃燒模型。近期的研究也表明EDM 模型在鍋爐燃燒數值模擬領域具備良好的適應性[12]。另外，本次仿真的輻射傳熱模型采用P1 模型。

2.2 湍流模型

基于物理模型的復雜性，本文采用的是SSTk-ω（Shear Stress Transport）湍流模型。該模型最先由Menter[13-15]提出，其綜合了原始k-ω模型[16]在近壁面區域和k-ε模型在遠場計算的優點，同時增加了交叉擴散項，在湍流黏性系數的定義中考慮了湍流剪切應力，擴大了模型的應用范圍。現有研究表明，SSTk-ω湍流模型相較其他傳統湍流模型，具備更好的工程適用性[17-18]。

SSTk-ω湍流模型以湍動能k和其比耗散率ω為求解變量。其中，

湍動能k的輸送方程如下：

比耗散率ω的輸送方程如下：

式中：ω為密度；μ為動力黏度；vt為湍流運動黏度；uj(j=1,2,3)為速度分量；β、σω、ωk、σω2為封閉常數；F1為加權函數；式(11)中右側前三項分別為生成項、耗散項和擴散項，第四項為交叉擴散項。

3 幾何和網格模型

3.1 幾何模型

該型風道旋流燃燒器的幾何結構如圖1 所示。由圖1 可以看出：風道旋流燃燒器的助燃風入口為非對稱設計，因此需要在適當位置添加導流板來維持助燃風流場的均勻性，避免噴嘴處出現局部過燒現象；噴嘴側裝有旋流裝置，可以使燃料射流在離噴嘴不遠處形成回流區，與助燃風得到充分混合，增強燃燒的穩定性，提高燃燒效率，降低未充分燃燒燃料的占比。

圖1 旋流燃燒器結構示意Fig.1 Structural diagram of the cyclone burner

3.2 網格模型

相比于結構化網格，非結構化網格舍棄了網格連接性和正交性限制，能夠更容易控制網格單元的大小、形狀及網格節點的位置。因此，非結構化網格具有良好的幾何靈活性，尤其是針對工程設備此類復雜外形的結構，具有更好的自適應性[19]。

基于以上特點，本文仿真采用由ICEM-CFD 軟件設計生成的非結構化網格。同時，在風道與輸氣管道的氣固交界面均定義了多層棱柱邊界層來提高近壁面網格的精度。為了獲取燃燒區下游的尾氣成分含量，依照實際風道建立了總長8.5 m 的過程風風道。旋流燃燒器的網格示意如圖2 所示。

圖2 旋流燃燒器網格示意Fig.2 Mesh generation of the cyclone burner

3.3 網格無關性檢驗

Ferziger 等人的研究表明，隨著網格質量的提高，性能預測的誤差將會逐漸降低[20]。為了保證仿真的準確性，需要進行網格無關性的驗證。

本文主要通過比對計算結果中的監測點數據來確認網格數量對計算結果的影響。其中監測點1 為距離噴嘴截面3 m 處的風道截面中心點；監測點2為距離噴嘴截面6 m 處的風道截面中心點。測點位置示意如圖3 所示。

圖3 測點位置示意Fig.3 Schematic diagram of the measuring points locations

此次網格無關性檢驗一共選擇了5 種密度的網格進行測試，具體見表2。噴嘴、助燃風道、過程風道、燃料通道、燃燒區的網格數目皆均勻增加。

表2 不同方案下各部件網格數 單位：萬Tab.2 Number of grid cells in various cases

進行測試的5 種網格模型邊界條件的設定均一致，燃燒仿真結果見表3。由表3 可見：在網格數量低于2 500 萬時，燃燒仿真中的溫度計算值受網格數量影響較大，壓力受影響較小；在網格數量超過2 500 萬后，模擬結果十分接近，可認為網格數量工況C 滿足了網格無關性的要求。

表3 燃燒仿真下網格無關性檢驗結果Tab.3 Combustion simulation results of the grid independence verification

由此，本文后續的仿真計算都統一采用工況C的網格模型。整個網格模型的節點總數為491 萬，網格單元為2 524 萬，其中燃燒區網格數為415 萬，風道網格數為1 550 萬，確保能夠準確捕捉燃燒與流場信息。經檢驗，全部網格區域的y+值都在100 內，重點區域如燃燒區等都在30 之內（圖4）。

圖4 y+值分布示意Fig.4 Distribution of y+ value

4 邊界條件

本文仿真計算的邊界條件如下：

1）燃氣進口采用質量流量進口邊界條件，流量為400 m3/h 燃氣溫度為70 ℃；

2）助燃風進口采用質量流量進口邊界條件，流量為6 000 m3/h，空氣溫度為100 ℃；

3）過程風進口采用質量流量進口邊界條件，流量為14 000 m3/h，空氣溫度為20 ℃；

4）風道壁面采用無滑移、絕熱邊界條件；

5）風道出口采用壓力出口邊界，出口壓力為2 000 Pa；

6）輻射模型中，發射率統一設置為0.4。

5 計算結果與分析

本次仿真的目的是針對該型風道旋流燃燒器，優化其結構設計，確定合適的燃燒火焰溫度區間，為后續的設計制造以及燃燒工藝的制定提供參考。

CFD 軟件分析內容可以分為2 個部分：1）加裝導流板后對燃燒狀態的影響；2）基于流場優化后的結構確立合理的燃燒火焰溫度區間，控制污染物排放的質量濃度。

5.1 導流板影響分析

圖5 為有、無導流板情況下的流場分布。由圖5a)可以看出，該型風道旋流燃燒器的助燃風是單側入口，在沒有導流板的情況下會發生明顯的流場偏置現象。不均勻的流場將引發燃料的燃燒過程不夠充分，由此產生大量的CO 將導致尾氣排放難以達到環保標準。因此，在助燃風道內加裝了導流板結構來校正流場。其彎角角度基于助燃風道的偏轉角度進行設計，整體為隔板式結構，縱向貫穿助燃風道。

由圖5b)可以看出，在添加了導流板后，助燃風流場明顯變得更加均勻，流場的偏轉現象也得到了顯著改善。

圖5 有、無導流板情況下的流場分布Fig.5 The distribution of flow field with and without deflector

圖6 為有、無導流板情況下的CO 質量分數分布。從圖6 可以看出，加裝導流板后，噴嘴出口風道截面處（距噴嘴0.5 m 處）的，CO 質量分數降低了約18.83%，這表明均勻的流場大大增強了燃燒的穩定性。

圖6 有、無導流板情況下CO 質量分數分布Fig.6 Distribution of CO mass concentration with and without deflector

綜上，通過仿真結果可以確認，導流板的添加對于提高該型風道旋流燃燒器的燃燒效率、降低污染物CO 的排放都起到了積極作用。

5.2 燃燒火焰溫度影響分析

確定一個合適的燃燒火焰溫度，細化燃燒工藝，將污染物質量濃度控制在合理的范圍內，能夠帶來極大的環保價值與經濟價值。

該階段仿真分析采用前文已分析過的有導流板的燃燒器結構模型。在標準工況下，分別模擬計算了燃燒火焰溫度在1 500～2 000 ℃內模型出口處的CO與NO 質量濃度，結果如圖7 所示。

圖7 NO 與CO 質量濃度隨燃燒溫度分布Fig.7 The NO and CO mass concentrations at different flame temperatures

由圖7 可以看出，在1 800～1 900 ℃的燃燒溫度區間內，CO 與NO 的質量濃度都接近于大氣污染物的一級排放標準。參照此仿真結果，可以確認該區間為當前燃燒器的合理燃燒溫度區間。

此外，在2 000 ℃時，CO 的質量濃度出現了增長現象，初步推斷為高溫下的CO2還原反應導致，后續計劃會進行針對性的研究。

5.3 試驗比對

在仿真計算的同時，還進行了近似工況下尾氣成分的實際測定，試驗測點位于測點1 位置的下一層管道。煙氣成分測量裝置選用Tesco-340 型設備。尾氣成分測試設備如圖8 所示，試驗測點與數值計算結果對比見表4。

表4 試驗測點與數值計算結果對比Tab.4 Comparison between the experimental and numerical results

圖8 尾氣成分測試試驗設備Fig.8 The exhaust gas composition test device

試驗測點獲取的CO 質量濃度約為757.5 mg/m3，對比仿真結果781.4 mg/m3，數值吻合度較高，驗證了仿真結果具備工程實用性。

6 結論

1）針對當前該型風道旋流燃燒器，數值仿真結果顯示，在助燃風道加裝導流板能有效提高其燃燒效率，降低尾氣中CO 的排放質量濃度。

2）當燃燒火焰溫度在1 800～1 900 ℃區間范圍內，尾氣中NO 與CO 的質量濃度都在國家大氣污染物一級排放標準之下，后續工程應用中燃燒工藝的設定可以以此為參考。

3）通過CFD 數值分析，可以準確地模擬燃燒器尾氣的排放情況，為后續結構的優化和燃燒工藝的設計提供技術支持。