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0 引言
目前,分级燃烧、耦合燃烧、无焰燃烧、富氧燃烧、烟气循环燃烧以及多孔介质燃烧等技术已日趋成熟[18,19]。其中,作为新型燃烧方式的多孔介质燃烧技术,在拓展低热值生物质气化燃气贫燃极限、提高燃烧效率、降低污染物排放等方面具有明显优势[20,21]。根据多孔介质燃烧理论,弥散性火焰、超焓燃烧温度以及高效传热可有效拓宽高温区域,延长焦油停留时间,达到提高焦油脱除效率的目的。但现有的研究主要集中在多孔介质燃烧火焰传播稳定性方面,而针对生物质热燃气直燃提高焦油转化率方面的研究甚少,相关燃烧机理与排放特征尚不明确。为此,本文将建立生物质热燃气多孔介质直燃过程数值模型,揭示直燃机理,考察燃烧工况对焦油燃烧脱除与排放特性的影响规律,探索生物质热燃气直燃脱焦的控制方法。
1 生物质热燃气多孔介质燃烧数值模拟
1.1 固相颗粒堆积多孔介质模型
利用ANSYS-Fluent软件建立了图1所示的含焦生物质热燃气多孔介质燃烧模型。三维多孔堆积床直径为20 mm,燃烧器总长度为240 mm,堆积区长度为180 mm。考虑气体在固体颗粒缝隙间流速变化以及气体绕颗粒湍流特征对气固间传热与燃烧反应的影响,本文建立固相实体颗粒模型。但为了提高仿真运算效率,模型不考虑多孔介质孔隙结构的随机性变化,因此采用有序堆积方式。颗粒半径为3 mm,层间颗粒角度交错,孔隙率为48%,颗粒球材质为Al2O3。模拟中颗粒间隙区域采用局部加密的非结构化网格,以获得高精确仿真结构,固体颗粒以及燃气入口和烟气出口区则使用结构化网格,以此弥补加密网格运算缓慢的缺点。在流体域靠近燃烧器壁面和颗粒壁面附近设置边界层。多孔介质燃烧器网格由546 057个单元构成。
Fig. 1 The model of combustion reactor in porous media图1 多孔介质燃烧反应器模型 |
1.2 含焦生物质热燃气预混燃烧模型
组分为CO、CO2、H2、H2O、CH4、N2以及少量O2的生物质热燃气与空气（O2与N2体积比为1∶4）预混后进入反应区燃烧,预混燃烧过程由Finite-Rate/Eddy-Dissipation模型控制,表1所示为燃烧过程涉及的化学反应,其编号为R1 ~ R3,有限反应的反应速率Kr用阿伦尼乌斯公式表示为：
${{K}_{\text{r}}}={{A}_{\text{r}}}{{T}^{{{\beta }_{\text{r}}}}}{{\text{e}}^{-{{E}_{\text{r}}}/RT}}v_{\text{A}}^{a}v_{\text{B}}^{b}$ (1)
式中：Ar为指前因子;βr为温度指数;Er为反应活化能;R为气体常数;a、b分别为反应物A、B的速率指数。
1.3 直燃过程中焦油反应模型
焦油是一种可冷凝烃类物质的混合物,其组分复杂,可分析到的成分已有上百种,主要是苯的衍生物与多环芳烃,本文选取三种含量在5%以上的组分作为焦油模型化合物,分别是苯、萘和苯酚。
| 编号 | 化学反应 | A | βr | Er / (kJ/mol) | a | b |
|---|---|---|---|---|---|---|
| R4 | C6H6 + 2H2O → 1.5C + 2CO + 2.5 CH4 | 3.9 × 1016 | 0 | 4.4 × 102 | 1.3 | 0.2 |
| R5 | C6H6O → CO + 0.4C10H8 + 0.15C6H6 + 0.1CH4 + 0.75H2 | 1.0 × 107 | 0 | 1.0 × 102 | 1.0 | 0.0 |
| R6 | C10H8 → 7.38C + 0.275C6H6 + 0.97 CH4 + 0.98H2 | 3.4 × 1014 | 0 | 3.5 × 102 | 1.6 | 0.0 |
| R7 | C6H6 + 4.5O2 → 6CO + 3H2O | 2.4 × 1010 | 0 | 1.3 × 102 | -0.1 | 1.9 |
| R8 | C6H6O + 4O2 → 6CO + 3H2O | 9.2 × 106 | 0 | 80.0 | 0.5 | 1.0 |
| R9 | C10H8 + 7O2 → 10CO + 4H2O | 9.2 × 106 | 0 | 80.0 | 0.5 | 1.0 |
1.4 控制方程与边界条件
1.4.1 控制方程
连续性方程、动量控制方程、能量控制方程以及组分输运方程等控制方程的建立保证了生物质气化反应区中质量、动量、能量与组分质量中各物理量的守恒。由于生物质气化燃气为多组分气体,采用species transport模型。与此同时,固相颗粒为惰性,不存在气固相间质量传递,组分输运的连续性方程为：
$\frac{\partial \left( \rho {{Y}_{i}} \right)}{\partial t}+\nabla \cdot \left( \rho {{Y}_{i}} \right)=-\nabla \cdot +{{R}_{i}}$ (2)
式中：Yi为i组分的质量分数;Ri为化学反应生成i组分的净速率,其数值由有限反应的速率与涡流耗散速率二者中的最小值决定;Ji表示由于浓度和温度梯度而产生的i组分扩散通量,与湍流施密特数有关。
由于不采用Fluent“体积平均”的多孔介质模型,多孔介质区为非连续固体颗粒堆积而成,因此动量方程无须设置源项,因此其Navier-Stokes方程为：
$\nabla \cdot \left( \rho \right)=-\nabla p+\nabla \cdot \left( \overline{\overline{\tau }} \right)+\rho $ (3)
生物质燃气组分输运的能量方程为：
$\begin{align} & \frac{\partial \left( \rho E \right)}{\partial x}+\nabla \cdot \left[ \left( \rho E+p \right) \right]x=- \\ & \nabla \cdot \left[ {{k}_{\text{eff}}}\nabla T-\sum\nolimits_{i}{{{h}_{i}}}+\left( {{\overline{\overline{\tau }}}_{\text{eff}}}\cdot \right) \right]+{{S}_{\text{rad}}}+{{S}_{\text{rxn}}} \\ \end{align}$ (4)
式中：ρ、p、T、$\hat{v}$、$\overline{\overline{\tau }}$分别为密度、压力、温度、速度、应力。同时考虑炉内存在热辐射作用,选择Discrete Ordinates辐射模型。keff是与流体热导率和湍流热导率有关的有效热导率;Ji为组分i的扩散通量;E为总储存能量;Srad为能量方程中的辐射源项;Srxn为能量方程中由于气相反应所引起的能量源项。考虑到生物燃气绕固体颗粒绕流和湍流特征,本文采用RNG κ-ε 湍流模型。
1.4.2 边界条件
入口边界处生物质气化燃气与空气根据当量比按一定比例预混,为使研究涵盖贫燃至富燃宽范围生物质气燃烧排放情况,选定当量比变化范围为0.4 ~ 1.3。燃气的组分与热值如表3所示。入口边界为速度入口：0.2 m/s、0.5 m/s、0.8 m/s;初始温度为650 K;假设壁面绝热。求解过程采用非耦合求解算法,依次求解连续性方程、动量方程、能量方程和组分输运方程;能量方程残差收敛标准为1.0 × 10-6,其他方程设为1.0 × 10-4。入口处苯、萘和苯酚三种焦油模化物质量浓度总占比为0.1%。
Table 3 Main component concentration and calorific value of biomass gasification gas at inlet boundary of the model表3 模型入口边界处生物质气化燃气主要组分浓度与热值 |
| CO / % | H2 / % | CH4 / % | CO2 / % | O2 / % | 高位热值 / (kJ/Nm3) |
|---|---|---|---|---|---|
| 15.5 | 13.8 | 2.8 | 15.1 | 0.3 | 7 780.24 |
2 结果与讨论
2.1 生物质热燃气多孔介质燃烧试验与模型验证
Fig. 2 (a) Biomass hot gas generator; (b) porous media combustion experiment图2 （a）生物质热燃气生成装置;（b）多孔介质燃烧试验 |
Table 4 The test measurement data of component concentration and calorific value of biomass gasification gas表4 生物质气化燃气热值及组分的试验测量值 |
| 高位热值 / (kJ/m3) | 低位热值 / (kJ/m3) | CO / % | CO2 / % | O2 / % | H2 / % | CH4 / % | N2 / % |
|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 4 227.7 ~ 8 468.8 | 3 892.8 ~ 7 874.0 | 11.8 ~ 18.4 | 11.1 ~ 14.1 | 0.2 ~ 0.3 | 12.8 ~ 13.6 | 2.86 ~ 3.61 | 49.6 ~ 47.7 |
如图2b所示,进行生物质热燃气燃烧试验,多孔介质采用氧化铝陶瓷球颗粒堆积形成,并对燃烧过程温度进行测量,获得燃烧当量对燃烧温度的影响规律如图3所示。图4为仿真燃烧最高温度随当量比的变化规律。对比图3和图4可知,仿真获得的最高燃烧温度随燃烧当量比的变化规律与试验规律一致,燃烧温度均在化学当量比附近出现峰值且处于贫燃区一侧,表明本模型所列化学反应模型符合试验工况中的反应体系,验证了仿真的可靠性。同时还注意到,仿真的最高温度高于试验过程的温度,该结果由两个原因造成,一是本模型为降低运算过程复杂程度,壁面边界设置为绝热,无热量损失,因而温度高;另一方面试验过程仅进行单点温度测量,并不能准确获得燃烧过程的最高温度,导致温度数据低于仿真获得的最高温度数据。
Fig. 3 The relationship between porous medial combustion temperature and equivalence ratio in experiment图3 试验过程中多孔介质燃烧温度与当量比的关系 |
Fig. 4 The relationship between the simulated combustion maximum temperature and equivalence ratio图4 仿真燃烧最高温度随当量比的变化规律 |
2.2 生物质热燃气多孔介质直燃特性分析
2.2.1 温度分布特征
温度分布是表征生物质热燃气多孔介质直燃过程的重要因素。为此,对燃烧过程温度分布与最高温度随操作参数的变化规律进行了研究。燃气入口速度对燃烧器的燃烧温度、火焰位置具有较大影响。根据火焰传播理论,入口流速单因素的增加将推动火焰锋面向下游移动,明显地,当量比为定值0.6时,图5a所示含焦生物质多孔介质内燃烧火焰随入口速度改变而向下游移动的趋势符合这一基本规律。图6表明当量比一定,入口速度的增加,燃烧强度提升,火焰区最高温度显著提高。图5b则表明仅改变当量比并未明显改变火焰锋面的位置,而图4所示燃烧最高温度却随当量比的改变呈先上升后下降的趋势,并在化学当量比处达到峰值,成为贫燃和富燃的分水岭。该结果与文献[6,20]中的燃烧试验温度变化趋势相吻合,进一步验证了本文模型的正确性。流速为0.2 m/s时,火焰锋面并未在多孔介质区,易产生回火,应避免选取此入口速度。
Fig. 5 The temperature distribution and flame propagation characteristics of biomass hot gas combustion in porous media under different inlet gas velocity (a) and different equivalence ratio (b)图5 不同入口气体流速（a）和不同当量比（b）下生物质热燃气多孔介质燃烧过程温度分布与火焰传播特征 |
Fig. 6 Relationship of combustion maximum temperature and inlet gas velocity at equivalence ratio of 0.8图6 当量比为0.8条件下燃烧过程最高温度随入口气体流速的变化规律 |
2.2.2 传热特性
多孔介质燃烧过程传热涉及气固间对流换热、固固间导热、辐射传热等复杂过程。本文采用固相颗粒模型,因而能够反映气体在固体颗粒缝隙间湍流特征与绕流流速的变化,有利于分析气固间的对流换热机制。以当量比0.8、入口速度1 m/s为例,燃气与固体颗粒之间存在明显温度差（见图7）。火焰锋面的前沿,固体温度高于气体温度,固体向气体传热,对输运中的含焦生物质热燃气起到了预热保温作用,使得热燃气中焦油保持气态不至于凝结。火焰区气体燃烧放热,气体温度高于固体温度,则转变为由气体向固体传热。在火焰区后沿,由于火焰后沿气体温度仍高于固体,然而没有反应热的补充,因此气体与固体经过对流传热,温度差逐渐减小。同样的转变规律由热流密度分布图也可以获得,如图8所示,存在一个热流密度正负值转折区,转折区左边热流密度为正值,表示热流方向由固体传向气体,即为火焰锋面前沿。转折区内热流密度正负皆有,为火焰燃烧区,而在转折区右侧,热流密度则由负值逐渐提高至零,即在火焰后沿,热量首先由气体传向固体,气固间温差逐渐减小,当二者温度相同时热量传递终止。
Fig. 7 The temperature variation law of fluid and particles on the central line of combustion reactor图7 流体与颗粒在燃烧器中心线上的温度变化规律 |
Fig. 8 The variation law of heat flux density on the central line of combustion reactor图8 燃烧器中心线上热流密度变化规律 |
2.2.3 可燃组分燃烧特性分析
生物质燃气不完全燃烧会引起CO有毒气体的排放,图9所示为O2与CO出口浓度与当量比的关系。明显地,当量比的提高引起O2出口浓度逐渐降低,而CO浓度则先缓慢下降后大幅提升,两曲线交叉点对应生物质燃气燃烧的化学当量比。选取入口速度为0.8 m/s、当量比减小至0.4,温度下降,燃烧不充分,造成CO排放增多;随着当量比的提高,燃烧由左侧贫燃区进入右侧富燃区,O2不足条件下,未燃尽的生物质燃气从出口排出,造成CO的排放。为减少CO污染,选择当量比应尽可能落在贫燃区。
Fig. 9 The relationship between outlet boundary carbon monoxide emission characteristics and equivalence ratio图9 出口处CO排放特性与当量比的关系 |
2.3 焦油燃烧与脱除特性分析
伴随燃气进入燃烧器的苯、萘和苯酚三种焦油模型化合物总质量浓度占比为0.1%,经多孔介质燃烧后,出口焦油浓度占比均低于0.04%（见图10）,表明生物质热燃气在多孔介质中直燃具有明显的焦油脱除作用,尤其是在当量比较小条件下,焦油实现了完全脱除。焦油的燃烧是通过热裂解-氧化和直接氧化两种途径。焦油热裂解-氧化反应速率缓慢,焦油转化率低。直接氧化反应速率高,因此焦油燃烧脱除效率主要取决于直接氧化反应。以苯C6H6为例分析焦油氧化反应动力学速率如图11所示,氧化反应随当量比的提高而降低,这是焦油排放随当量比提高而增加的主要原因。焦油热裂解反应取决于温度,前述可知燃烧温度随当量比改变先升高后降低,因此热裂解反应也呈现同样的趋势。氧化反应则与燃气中O2浓度密切相关。
Fig. 10 The relationship between outlet boundary tar emission characteristics and equivalence ratio图10 出口处焦油排放特性与当量比的关系 |
Fig. 11 The kinetic rate variation law of tar oxidation and pyrolysis-oxidation with equivalence ratio图11 焦油氧化和热解-氧化反应动力学速率与当量比关系 |
由图10可知,在富燃区,当量比提高,O2浓度降低,O2主要被CO、CH4等组分几乎消耗殆尽,未有充足余量O2再与焦油发生氧化反应,氧化反应速率减小。此时,燃烧温度的降低导致了焦油热裂解反应速率的下降,出口焦油浓度上升,焦油转化率下降。因此,当量比应避免落在富燃区,以免导致焦油脱除效率的降低。而进入贫燃区后,氧化反应速率提升,出口焦油浓度大幅降低,当量比在0.4 ~ 0.6区域时出口焦油浓度略有上升,这是焦油热解-氧化反应速率降低所致。从操作变量控制焦油转化率角度考虑,当量比是决定燃烧过程各组分浓度与燃烧最高温度的关键操作量。结合图9,综合考虑生物质热燃气能够完全燃烧与焦油脱除效率,当量比应在0.8附近区域选择,可有效防止CO排放,更重要的是,焦油出口浓度小、转化率高,可实现生物质热燃气直接燃烧脱除焦油的目的。
3 结论
（1）建立含焦油的生物质热燃气多孔介质燃烧模型,采用固相实体颗粒堆积模型来模拟多孔介质,揭示了燃烧过程中燃气与固体颗粒物的温度分布特征与热流密度变化规律。气固间温度差变化与热流密度的转折表明气固间热量传递方向发生改变。火焰锋面前沿,固体温度高于气体温度,固体向气体传热,对输运中的含焦生物质热燃气起到了预热保温作用,使得热燃气中焦油保持气态不至于凝结。
（2）生物质热燃气在多孔介质中直接燃烧后,出口焦油浓度占比均低于0.04%。该结果验证了生物质热燃气多孔介质燃烧在焦油脱除方面的优势。
（3）研究表明当量比是影响直燃焦油转化率的重要因素。在富燃区,当量比提高,氧浓度降低,未有充足余量氧再与焦油发生氧化反应,氧化反应速率减小。在贫燃区,氧化反应速率提升,焦油转化率大幅提高,同时当量比降低至0.4 ~ 0.6时,出口焦油浓度略有上升。综合考虑CO的排放特性,当量比应在0.8附近区域选择。在此区域内,生物质热燃气能够完全燃烧且焦油转化率高。
