摘 要: 为了对油田稠油开发注汽锅炉改烧石油液化气提供指导，文中对丙烷在小型实验装置内的燃烧过程进行了实验和数值研究.将基准工况下 CFD 模拟结果与实验装置内丙烷燃烧实验结果进行了对比，两者吻合较好，表明本文所用模型能够用于丙烷实际燃烧过程的模拟.对不同空气系数下丙烷燃烧过程的模拟研究结果表明，空气系数 α 在 1.1 ～ 1.2 之间存在一个最佳数值既能保证燃料在燃烧室内能够充分燃烬，同时又能有效抑制氮氧化物的排放.对采用烟气再循环时丙烷燃烧过程的模拟研究表明，NOx 排放浓度随烟气再循环率增加而下降，但当烟气再循环率大于 15%后，燃烧条件变差，烟气中可燃成分浓度上升较为明显.
关 键 词: 实验研究; 数值模拟; 过量空气系数; 烟气再循环; 丙烷燃烧
世界上已探明的原油资源中，稠油储量比例约占 2 /3，由于稠油黏度高，所以开采难度大，对开采技术要求较高[1].注蒸汽是针对油田稠油开采的一种有效方式，高温蒸汽一方面可以提高油层温度，降低稠油黏度，另一方面可以提高油层压力，降低驱替难度.注汽锅炉作为制取蒸汽的核心设备，在稠油开采中有着不可替代的作用.目前常用注汽锅炉按照燃料不同可以分为燃煤、燃油及燃气锅炉，相对燃煤和燃油锅炉，燃气锅炉具有结构简单、氮氧化物排放浓度低、节能环保等优点.但随着我国对环境污染的重视，山东、上海、新疆等地要求新建燃气锅炉核心控制区的排放要降到 50 mg /m3 以内[2，3]，部分稠油开采的燃气注汽锅炉已不能满足现有排放要求.为了满足当前以及将来日益严峻的政策要求，降低燃气设备燃烧过程中 NOx 的排放是当前面临的紧迫而重要的课题.烟气再循环技术[4]作为降低 NOx 排放的一种方式，在烟道尾部抽出一部分烟气，利用循环风机将烟气通入炉膛入口重新参与燃烧，无需对燃烧器进行改造，费用相对经济被广泛应用[5-7].
杨琛琛、姜磊、宋少鹏[8-10]等利用烟气再循环技术对抑制燃气锅炉氮氧化物排放做了研究，结果指出，烟气再循环能有效降低锅炉运行燃烧时的温度，对降低氮氧化物排放具有显著作用.Liu H[11]等指出烟气再循环位置会影响与空气的混合，对抑制 NOx 生成有重要作用.也有一些学者如宋洪鹏、王丽辉、王珂等[12-15]对过量空气系数与氮氧化物排放的关系进行了研究，较大的过量空气系数会导致燃烧温度较低，存在一个最佳过量空气系数，使得火焰温度较高而产生的 NOx 量很少.但目前的文献主要集中于天然气在燃气锅炉中的应用，对以丙烷为主要成分的液化石油气在油田移动注汽锅炉研究很少.对于油田的移动燃气注汽锅炉，对燃料使用的便携性要求较高，甲烷的临界温度为-82.45 ℃，在常压下加压不能液化.丙烷的临界温度较高，为 96.8 ℃，容易液化，便于储存和运输，所以丙烷更适合油田移动式注汽锅炉.
本文在小型燃烧试验台上研究了丙烷燃烧时的氮氧化物排放特性，并将实验结果与数值模拟结果进行对比，验证数值模拟的准确性.研究在不同过量空气系数及烟气再循环条件下燃烧室内的温度场、组分场和 NOx 浓度场，对丙烷燃烧的氮氧化物排放特性进行分析，为工业锅炉的运行改造提供意见.
1 研究对象和计算方法
1.1 实验系统介绍
丙烷燃烧实验台主要包括冷却水系统、燃气供应系统和烟气再循环系统，以及由烟气分析仪、热电偶、流量计、压力计等组成的测量系统，实验系统如图 1 所示.为保证燃烧实验进行的安全性和准确性，实验开始已前对系统的气密性进行测试.
燃烧室截面尺寸为圆形，直径 400 mm，长度 1 000 mm，燃烧室外侧为冷却水.实验用的燃烧器型号为 RIELLO 40 GS10，能使用天然气和液化石油气两种燃料，最大燃烧负荷为 100 kW.燃烧使用的丙烷纯度为 98%，使用德国 Honeywell 公司生产的 BK-G10M 流量计测量丙烷流量，测量范围 0.1 m3 /h～16 m3 / h，最大承压 75 mbar.烟气分析仪为德国 MRU Gmbh 公司生产的 OPTIMA 7，可以对烟气的氧浓度、NOx 浓度、CO 浓度以及温度、流速等进行测量，其中，NOx 浓度范围 0ppm～5 000 ppm，CO 浓度范围 0ppm～10 000 ppm，温度范围 0 ℃ ～1 300 ℃，NOx 浓度误差±5 ppm，CO 浓度误差±5 ppm，温度误差±2 ℃ .
1.2 几何模型及网格划分
燃烧器及燃烧室几何模型采用 Solidworks 软件按照实际尺寸 1 ∶ 1 绘制，对燃烧器原型进行适当简化处理，然后进行三维建模，如图 2 所示.
气体燃料通过八根直径 4 mm 的燃料喷管送入燃烧器，燃料为射流，在燃料喷管出口 5 mm 处有一旋流板，将喷射的只有轴向速度的气体燃料转化成具有周向动能的旋流，方便与空气进行混合.八根燃料喷管的中心是直径为 38 mm 的钝体回流区，一次风通过回流区边缘处八个直径 2 mm 圆孔进入钝体，与 8 股旋转流动的燃气混合，并提供将燃料送入炉膛的轴向速度.二次风通过旋流盘与燃烧器管套之间的缝隙进入，占总风量的 90%，通过二次风的扰动使燃烧更加快速、强烈.
整个计算区域使用 Solidworks 进行建模，使用 ICEM 软件进行网格划分，计算区域为燃烧器入口到燃烧室出口，采用结构化网格与非结构化网格相结合的形式.燃烧器部分采用非结构网格，燃烧室用结构化网格，并在燃气管出口旋流器部分进行局部加密，网格划分如图 3 所示，网格质量大于 0.38，保证网格具有良好的计算精度.
在对研究对象进行数值模拟前，首先检查计算结果是否随网格密度的变化而变化，排除网格数量对计算结果的影响.在确保网格质量近似的前提下，本文采用三组网格进行独立性检验，网格数量及计算结果如下表 1 所示.可以看出网格 1 与网格 2、网格 3 差异大于 10%，网格 2 与网格 3 计算结果差异仅为 3%，网格 2 计算时间更短，所以采用网格 2 进行数值模拟.
1.3 数学模型
该实验燃烧器中的气体流动具有强旋流、圆孔射流、中等强度湍流等特点，综合考虑数值模拟的准确性及计算资源，湍流选择 Realizable k-ε 模型[16]、燃烧选择有限速率/涡耗散模型，辐射采用离散坐标 ( DO) 模型，由于燃料是气体，不含有氮元素，所以污染物的生成只考虑热力型 NOx，使用泽尔道维( Zeldovich) 机理[17]进行 NOx 计算.
控制方程[18]的离散采用控制容积法，压力-速度耦合采用 SIMPLE 算法，压力插值采用 PRESTO 格式，其它离散格式采用二阶迎风.边界条件为速度入口，压力出口，壁面设置为固定壁温，考虑了浮升力对模拟结果的影响.
2 结果与分析
2.1 结果验证
保持 40 kW 负荷不变，测量过量空气系数 α 为 1.1 时，距离燃烧器出口 260 mm、800 mm、1 100 mm 处燃烧室中心温度，以及 α 从 1 到 1.3 时，燃烧室出口处 NOx 浓度.将丙烷燃烧实验数据与 CFD 模拟结果进行对比，结果如图 4、图 5 所示.将实验测量燃烧室出口处 NOx 浓度与数值模拟燃烧室出口 NOx 浓度进行对比，可以看出实验测得生成的氮氧化物浓度与数值模拟浓度之间存在一定误差，数值模拟 NOx 浓度高于实验 NOx 浓度.出现这种现象原因是数值模拟对燃烧的混合程度模拟较好，气体组分更容易发生反应，所以模拟温度偏高，热力型 NOx 也更加容易生成，模拟的 NOx 浓度偏大，图 5 的模拟温度高于实验温度也刚好验证这一点.但燃烧室出口处 NOx 浓度变化趋势是一样的，数值虽然不能精确预测数量，但数值模拟能预测定性分析燃烧室内组分场和温度场变化，为研究丙烷燃烧的氮氧化物排放规律提供依据.
2.2 空气系数影响
不同的空气系数，燃烧室内最高温度不同，对应的温度范围也会很大差距，而甲烷燃烧产生氮氧化物的主要因素就是热力型 NOx，所以空气系数对 NOx 生成会产生重要的影响.本文中，按照实验工况条件进行不同空气系数的模拟计算，得出适宜燃烧的空气系数.
本节模拟的是 40 kW 负荷下空气系数 α 从 1 到 1.3 的温度分布情况，取燃烧室中心截面进行分析，如图 6 所示，火焰的高温分布区域较大，主要集中在环形燃烧室中部，这是由于空气和燃气部分混合后通入燃烧室，在燃烧室内边混合边燃烧，燃气通过湍流扩散作用来获得燃烧所需的 O2，对于这样的扩散燃烧，火焰长度较长、高温区也较大.随着空气系数的增加，火焰长度和高温区域逐渐减少，这是由于空气流量增加，未参与反应的空气增加，而空气含有较大的比热容，带走了燃烧产生的热量，导致高温区域明显减小; 同时由于空气流量增大，流速增大，湍流作用加强，使得气体燃料能在较短的距离内与空气中氧气混合并燃烧，火焰距离变短.燃烧过程发出大量的热，燃烧室中气体受热产生密度差，由于数学模型中考虑到浮升力对计算的影响，所以燃烧室中火焰并不是完全对称，出现轻微的向上漂移.
影响热力型 NOx 生成的主要因素是温度和氧含量，如图 7 所示，在空气系数 α 从 1 到 1.3 的过程中，燃烧室内的最高温度出现在距离燃烧器出口 200 mm～400 mm 的范围内，此时气体燃料与氧气充分、快速混合，进行强烈的燃烧，最高燃烧温度达到 1 946 K.但此时 NOx 生成物极少，虽然此时满足热力型 NOx 需要高温的条件，但此时烟气中氧含量较低，所以 NOx 生成物浓度较低.400 mm 以后随着燃烧的进行，流场中甲烷的含量逐渐减小，燃烧消耗的氧气含量减少，烟气中剩余氧气含量逐渐增加，当烟气中 O2的质量分数增加到 0.02 时，NOx 剧烈生成，在空气系数 α = 1.1，轴向距离 500 mm 处达到最大值317 ppm.
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燃烧器中燃气和空气属于扩散燃烧，如图 8 所示，热力型 NOx 无法在火焰锋面形成，生成区域主要在火焰锋面下游.随着空气系数的变化，NOx 生成物的区域也在变化，α 从 1 到 1.3 的过程中，NOx 生成物的区域逐渐向燃烧器出口处靠近.α 增大，空气流量增大，燃烧器出口处空气流速增加，湍流作用增强，空气与气体燃料的混合效果更好，气体燃料在燃烧器出口较短的距离内燃烧完，烟气中 O2质量分数大于 0.02 的区域也更加靠近燃烧器出口，所以随着空气系数 α 的增大，NOx 生成区域逐渐靠近燃烧室前部.而且由于考虑浮升力对模拟的影响，所以 NOx 浓度不是对称分布，燃烧室中氮氧化物上半部分的浓度要略微大于下半部分.
2.3 烟气再循环影响
燃烧器入口处的氧化剂成分对氮氧化物的生成有着重要影响，本文通过数值模拟方法进行了烟气再循环率对丙烷燃烧过程氮氧化物排放特性影响的研究.
对于某一给定烟气再循环率数值条件下的丙烷燃烧过程模拟，为了实现燃烧室出口烟气成分与燃烧器入口再循环烟气成分一致，本文采用了迭代方法完成.首先，假设燃烧室出口烟气成分和流量为纯空气参与燃烧条件下产生的烟气成分及流量，并以该数值为基础抽取一定量烟气进行燃烧器烟气再循环燃烧过程的模拟计算直至模拟过程收敛.然后，以刚得到的燃烧室出口烟气成分和流量为基础抽取一定量烟气重新进行燃烧器烟气再循环燃烧过程模拟计算到模拟过程收敛.经过几轮迭代后，当燃烧器入口烟气成分与燃烧室出口烟气成分基本一致时，则认为已经达到了给定烟气再循环率条件下的数值模拟计算.模拟得到的不同烟气再循环率条件下燃烧器入口处氧化剂成分，如表 2 所示.
40 kW 负荷下燃烧室高温区域分布如图 9 所示，加入烟气再循环后火焰结构没有明显变化，高温区面积有明显区别.当没有烟气再循环时，红色高温区域最大; 加入烟气再循环后，红色高温区域减少.原因是再循环烟气的加入，使得与空气混合后的平均氧浓度降低，在分子级别的氧气分子和气体燃料分子有效碰撞频率会降低[19].这导致化学反应速率变慢，图 10 NOx 生成速率随烟气再循环率的变化从而导致化学反应放热速率降低，燃烧室内高温区域降低.
由于丙烷燃烧产生的氮氧化物主要是热力型 NOx，受温度的影响最大，温度越高，空气中 N2在高温下氧化生成 NOx 的速度越快，燃烧室中存在高温区，在这些区域生成较多的 NOx，对整个燃烧室的氮氧化物排放起到了重要作用.如图 10 所示，烟气再循环率逐渐增加，NOx 生成的区域也逐渐减小，NOx 生成速率也逐渐降低，随之燃烧室内的 NOx 浓度也逐渐降低.
为了清楚的体现不同烟气再循环工况下氧化剂中氧气的体积分数与燃烧产生的 NOx 速率及燃烧最高温度的关系，如图 11 所示.随着烟气再循环率的增加，燃烧器入口处氧化剂中的氧分压下降，氧气的体积分数每下降 1%，燃烧反应的最高温度下降约 2%， NOx 生成速率下降约 22.4%.这是由于参与反应的单位体积氧浓度降低，所以燃烧理论温度下降，而且热力型 NOx 受温度的影响最大，当温度降低时，热力型 NOx 的生成速率也变得十分敏感.烟气再循环在降低氧化剂中氧气分压的同时，燃烧室中不参与反应的 N2、CO2等惰性气体含量上升，带走燃烧室中的部分热量，结果就是随烟气再循环率增加而燃烧室内最高温度逐渐降低，在烟气再循环率为 20%时达到最低值 1 814 K.
随烟气再循环率增加，当烟气再循环率小于 15%时，氮氧化物减排效果明显，但当烟气再循环率大于 15%后，氮氧化物减排效果减弱，再循环烟气对 NOx 生成影响减小.关于烟气再循环技术对降低 NOx 排放的趋势，不同学者做出了不同结果，Baltasar 等的研究显示烟气再循环率对 NOx 得减排趋势近似直线下降[20]，如图 12 所示.而 Yu 等的实验结果出现加速下降[21].趋势的不同可能与燃烧器结构，烟气再循环方式等存在关系，但对于有限空间( 炉膛) 内燃烧，Cho [22]等做出与本文相似的趋势.
3 结 论
本文对不同空气系数及烟气再循环条件下丙烷燃烧的氮氧化物排放特性进行了研究，得到了以下结论:
( 1) 在实验室的小型燃烧器，一次风比例 10%，二次风比例 90%，过量空气系数 α 在 1.1 ～ 1.2 之间存在一个最佳数值，既能保证燃烧室内较高的温度，同时又能有效抑制氮氧化物的排放.
( 2) NOx 排放浓度并不是随着烟气再循环率呈线性下降，在本文燃烧器条件下烟气再循环率小于 15%以前，烟气再循环对氮氧化物生成的抑制效果明显，燃烧效率基本不变.
( 3) 在本文燃烧器条件下，当烟气再循环率大于 15%时，对氮氧化物的抑制效果逐渐减弱，且燃烧条件变差，不完全燃烧热损失增加.——论文作者：孙海华，刘安源，巩 亮，张克舫，赵政权
