基于尾气焚烧炉膛天然气无焰燃烧（MILD）数值模拟

doi:10.16085/j.issn.1000-6613.2025-0003

摘要/Abstract

摘要：

以某炼化厂的尾气焚烧炉为研究对象，通过数值模拟的方法，研究了一次风和二次风的分配比例、二次风的射流速度以及二次风的分散程度对焚烧炉膛内中、低氧稀释燃烧（MILD）的形成、燃烧特性及NO _x 生成的影响。数值模拟结果表明：在空气总流量不变的情况下，减小一次风的占比并提高二次风射流速度有助于MILD燃烧的形成。当一次风量由贫燃料燃烧逐渐转变为富燃料燃烧时，可以实现常规燃烧向MILD燃烧的转变，在此过程中，燃烧产生的NO _x 显著减少。提高二次风的射流速度，有利于强化烟气的卷吸和燃料/空气混合物的均匀分布，扩大燃烧反应范围，使炉膛内的温度分布更加均匀，有效减少出口的NO _x 排放。在较高的二次风射流速度下，可以促进MILD燃烧的形成和稳定。在模拟范围内适当提高二次风分散程度，扩大了二次风射流卷吸范围，使得燃烧发生在更大区域，有利于稳定燃烧及进一步降低NO _x 排放。

关键词: 中、低氧稀释燃烧, 射流速度, 燃烧特性, NO _x 排放, 数值模拟

Abstract:

Taking the tail gas incinerator of a refinery plant as the research object, the effects of the distribution ratio of primary and secondary air, the jet velocity of secondary air and the degree of dispersion of secondary air on the formation of MILD combustion, combustion characteristics and NO _x generation in the chamber of the incinerator are investigated by means of numerical simulation. Numerical simulation results show that reducing the proportion of primary air and increasing the jet velocity of secondary air contribute to the formation of MILD combustion under the condition of constant total air flow. When the primary air volume is gradually changed from fuel-poor combustion to fuel-rich combustion, the transition from conventional combustion to MILD combustion can be realized, and the NO _x generated from combustion is significantly reduced in this process. Increasing the jet velocity of the secondary air is conducive to strengthening the entrainment of the flue gas and the uniform distribution of the fuel/air mixture, expanding the range of combustion reaction, making the temperature distribution in the furnace chamber more uniform, and effectively reducing the NO _x emission at the outlet. The formation and stabilization of MILD combustion can be promoted at higher secondary air jet velocities. Appropriately increasing the degree of secondary air dispersion within the simulation range expands the secondary air jet entrainment range, allowing combustion to take place in a larger area, which is conducive to stabilizing combustion and further reducing NO _x emissions.

Key words: MILD combustion, jet velocity, combustion characteristics, NO _x emission, numerical simulation

中图分类号:

TK16

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图/表 17

图1 计算区域物理模型（单位：mm）

图2 燃烧器内部结构示意图

表1 数值仿真模型方程

类型	形式	参数
连续性方程	$d i v (U) = 0$	$U$ 为流体速度矢量
动量守恒方程	$d i v (u U) = d i v (v · g r a d u) - 1 ρ ∂ p ∂ x d i v (v U) = d i v (v · g r a d v) - 1 ρ ∂ p ∂ y d i v (w U) = d i v (v · g r a d w) - 1 ρ ∂ p ∂ z$	$u$ 、 $v$ 、 $w$ 分别表示X、Y、Z方向上的速度分量； $p$ 为压力； $ρ$ 为流体密度
能量守恒方程	$d i v (ρ U h) = d i v η + η t P r ∇ h - q r$	$h$ 为流体焓； $η$ 为动力黏度； $η t$ 为湍流黏度； $P r$ 为普朗特数； $q r$ 为总能量
Realizable k-ε湍流模型	$d i v (ρ U k) = d i v η + η t σ k g r a d k - η t G k - p ε d i v (ρ U ε) = d i v η + η t σ ε g r a d ε - c 1 η t G k ε k - c 2 ρ ε 2 k$	$k$ 为湍流动能； $σ k$ 、 $σ ε$ 为k-ε模型的普朗特数； $G k$ 湍流产生项； $ε$ 湍流耗散； $c 1$ 、 $c 2$ 为k-ε模型的常数
非预混燃烧模型（概率密度函数模型）	$∂ ∂ t (ρ f ¯) + ∇ (ρ v ¯ f ¯) = ∇ η t σ t ∇ f ¯ + S m ∂ ∂ t (ρ f' 2 ¯) + ∇ (ρ v ¯ f' 2 ¯) = ∇ η t σ t ∇ f' 2 ¯ + C g η t (∇ 2 f ¯) - C d ρ ε k f' 2 ¯$	$S m$ 为辐射热源； $C g$ 、 $C d$ 为经验常数； $f$ 为混和分数； $f ¯$ 为混和分数时均值； $f' = f - f ¯$ 为混合分数脉动量
DO辐射模型	$∇ · I (r, s) s + (α + σ s) I (r, s) = α n 2 σ T 4 π + σ s 4 π ∫ 0 4 π I (r, s) Φ (s, s') d Ω$	$I$ 为辐射强度； r 为位置向量； s 为方向向量； s ′为散射方向向量； $α$ 为气体吸收系数； $σ s$ 散射指数； $σ$ 为斯蒂芬-玻尔兹曼常数； $n$ 为折射率； $Φ$ 为相位函数； $Ω$ 为立体角

表1 数值仿真模型方程

类型	形式	参数
连续性方程	$d i v (U) = 0$	$U$ 为流体速度矢量
动量守恒方程	$d i v (u U) = d i v (v · g r a d u) - 1 ρ ∂ p ∂ x d i v (v U) = d i v (v · g r a d v) - 1 ρ ∂ p ∂ y d i v (w U) = d i v (v · g r a d w) - 1 ρ ∂ p ∂ z$	$u$ 、 $v$ 、 $w$ 分别表示X、Y、Z方向上的速度分量； $p$ 为压力； $ρ$ 为流体密度
能量守恒方程	$d i v (ρ U h) = d i v η + η t P r ∇ h - q r$	$h$ 为流体焓； $η$ 为动力黏度； $η t$ 为湍流黏度； $P r$ 为普朗特数； $q r$ 为总能量
Realizable k-ε湍流模型	$d i v (ρ U k) = d i v η + η t σ k g r a d k - η t G k - p ε d i v (ρ U ε) = d i v η + η t σ ε g r a d ε - c 1 η t G k ε k - c 2 ρ ε 2 k$	$k$ 为湍流动能； $σ k$ 、 $σ ε$ 为k-ε模型的普朗特数； $G k$ 湍流产生项； $ε$ 湍流耗散； $c 1$ 、 $c 2$ 为k-ε模型的常数
非预混燃烧模型（概率密度函数模型）	$∂ ∂ t (ρ f ¯) + ∇ (ρ v ¯ f ¯) = ∇ η t σ t ∇ f ¯ + S m ∂ ∂ t (ρ f' 2 ¯) + ∇ (ρ v ¯ f' 2 ¯) = ∇ η t σ t ∇ f' 2 ¯ + C g η t (∇ 2 f ¯) - C d ρ ε k f' 2 ¯$	$S m$ 为辐射热源； $C g$ 、 $C d$ 为经验常数； $f$ 为混和分数； $f ¯$ 为混和分数时均值； $f' = f - f ¯$ 为混合分数脉动量
DO辐射模型	$∇ · I (r, s) s + (α + σ s) I (r, s) = α n 2 σ T 4 π + σ s 4 π ∫ 0 4 π I (r, s) Φ (s, s') d Ω$	$I$ 为辐射强度； r 为位置向量； s 为方向向量； s ′为散射方向向量； $α$ 为气体吸收系数； $σ s$ 散射指数； $σ$ 为斯蒂芬-玻尔兹曼常数； $n$ 为折射率； $Φ$ 为相位函数； $Ω$ 为立体角

图3 不同轴向高度处温度的仿真与实验结果[15]对比

图4 网格无关性测试

表2 天然气组分参数

天然气组分	体积分数/%
CH₄	93.2
C₂H₆	4
C₃H₈	1.2
N₂	1.3
CO₂	0.3

表3 本文计算工况参数表

工况	一次风		二次风		二次风喷孔距离轴心距离/mm
工况	占比/%	过量空气系数	喷孔直径/mm	速度/m·s^-1	二次风喷孔距离轴心距离/mm
1	18.50	0.5	70	139	490
2	25.80	0.7	70	126	490
3	33.22	0.9	70	114	490
4	40.61	1.1	70	101	490
5	48.00	1.3	70	89	490
6	28.57	0.77	50	238	490
7	28.57	0.77	60	165	490
8	28.57	0.77	70	122	490
9	28.57	0.77	80	93	490
10	28.57	0.77	90	74	490
11	28.57	0.77	70	122	450
12	28.57	0.77	70	122	470
13	28.57	0.77	70	122	510
14	28.57	0.77	70	122	550
15	28.57	0.77	70	122	590

图5 不同一、二次风配比下的炉膛温度分布云图

图6 不同一、二次风配比下的炉膛截面平均温度

图7 不同一、二次风配比下的NO x 排放浓度及截面1和截面2的平均温度

图8 不同二次风射流速度下的炉膛温度分布云图

图9 不同二次风射流速度下的炉膛截面平均温度

图10 不同二次风射流速度下的NO x 排放浓度及截面1和截面2的平均温度

图11 二次风不同分散程度下的炉膛温度分布云图

图12 二次风不同分散程度下的燃烧器出口流线图

图13 二次风不同分散程度下的炉膛截面平均温度

图14 二次风不同分散程度下的NO x 排放浓度及截面1和截面2的平均温度

参考文献 16

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