焦化是山西的重要产业。焦炉煤气富氢,围绕“绿色炼焦-焦炉煤气制高纯氢”建设氢能产业链是我省传统优势产业转型升级的路径之一。燃烧焦炉煤气产热是炼焦必不可少的技术环节,也是氮氧化物的主要来源,而加大氮氧化物减排力度是山西省政府2023年的重点工作[1]。
废气循环与分段加热可有效降低氮氧化物排放,在大型焦炉中获得了较为广泛的应用[2]。空气过量系数α和其在各入口的分配比例(简称配风比)对煤气的燃烧过程有显著影响,是焦炉设计和运行中需要重点优化的参数,文献在此方面有所报道。
对于高度超过7 m,废气在双联火道内循环的焦炉,空气通常分三段供给。古田等[3]将配风比设定为40∶22∶38,金珂等[4]将配风比设定为69∶10∶21,都获得了较低的NOx排放。钟英飞[5]和余明程等[6]以空气实际供给量与理论用量之比α设计配风比,提出一段空气供给量α1≤0.8,约占总空气供给量的70%～75%,二段空气供给量α2＜1,三段空气供给量α3≤1.2的方案。对于7 m 以下的废气循环焦炉,田宝龙等[7]在α=1.2的条件下对比了两段供气和三段供气方案,发现两段供气方案的高向温度分布更均匀。另外,配风比越大,NOx产出越多,合理的配风比为65∶35。钟英飞[5]认为当α=1.2时配风比应小于7∶3.蒂森克虏伯焦化厂[7]设计的两段加热焦炉的配风比为6∶4.不同研究者得到的结果有一定出入。
对于过量空气系数,杨俊峰等[8]研究了不分段加热无废气循环的焦炉,结果表明随着过量空气系数的增加,立火道内氮氧化物含量先升高后降低,在α=1.2时达到最高。陈萍等[9]对无分段加热的双联火道(废气内循环)研究发现氮氧化物产出最多的过量空气系数随成焦阶段的不同在1.1～1.15之间变化。余明程等[6]对三段加热耦合废气循环的结构研究表明,在α=1.1 时,NOx含量取得最大值；α继续增加,NOx含量降低。现有关于过量空气系数的研究主要关注NOx含量,对高向温度分布均匀性却较少讨论,且不同炉型的结果有所不同。
本文采用CFD 方法研究两段加热耦合废气内循环的火道中焦炉煤气的燃烧情况,除NOx产出外,更多关注现有文献较少提及的高向温度均匀性,据此分析探讨空气过量系数和配风比的优化方案。针对焦炉煤气制氢方案对炼焦的潜在影响做初步分析。
1 研究方法
1.1 物理模型
本文以高度6 m 的焦炉内部一对双联火道为研究对象。燃烧室尺寸为960 mm(长)×810 mm(宽)×5 975 mm(高),隔墙宽度为150 mm.图1为焦炉结构剖面图,焦炉模型采用结构化网格划分,经网格无关性验证,并考虑计算时间成本,网格数量控制在63万左右,图2为网格无关性验证。
图1 焦炉结构剖面图
Fig.1 Coke oven structure profile
图2 网格数量无关性验证结果
Fig.2 Grid number independence verification results
1.2 数学模型
计算数学所用的模型,包括连续性方程、动量方程、能量守恒方程等。其中,气体湍流流动模型采用标准k-ε方程,气相燃烧模型选用组分输运模型,湍流与反应的相互作用选用涡流耗散模型[7]。传热方面,大型焦炉通常采用辐射模型P1[10]。
焦炉燃烧过程中产生的NOx,95%都是热力型[11],因此本文只计算热力型NOx.热力型NOx生成如下：
式中：k为反应速率常数,m3/(mol·s),其反应速率表达式为：
焦炉燃烧的热介质为焦炉煤气,成分见表1,煤气成分所用的指前因子与活化能见表2,数据选取均参考文献[12]所得。
表1 焦炉煤气成分
Table 1 Components of coke oven gas
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表2 焦炉煤气指前因子与活化能
Table 2 Pre-exponential factor and activation energy of coke oven gas
?
1.3 边界条件
一段、二段空气入口采用速度入口边界条件,具体数值通过不同的过量空气系数和配风比计算得到,配风比是一段和二段空气流量之比。余明程等[6]建议一段空气过量系数不大于0.8,田宝龙等[7]认为一段空气流量占65%最佳。参考以上建议,配风比(Q1∶Q2)设置4档,分别是5∶5、6∶4、6.5∶3.5和7∶3.过量空气系数设定7挡,分别是1.00、1.05、1.10、1.15、1.20、1.25、1.35,出口选择自由出流边界条件。
其他边界面采用壁面边界条件,在结焦的不同阶段,燃烧室向炭化室传递的热量不同,壁面热流密度在4 000～6 200 W/m2内[13-14],本文选择5 500 W/m2作为代表。
焦炉材料选择导热性较好的硅砖,相关参数为密度1 900 kg/m3,比热容1 289.36 J/(kg·℃),导热系数2.474 W/(m·K).
2 结果分析与讨论
2.1 配风比的影响
将过量空气系数固定为1.0,对比不同配风比下立火道内燃烧情况,结果如图3(B-B截面)和图4所示。煤气燃烧主要集中在上升立火道中下部,且在煤气入口上方燃烧较为剧烈,是煤气的主要燃烧区(下文简称主燃区),对应于高向温度分布中第一个高温区。随着配风比的增加,主燃区氧气含量增加,燃烧强度逐渐提高,最高温度逐渐升高。例如：在1 m 的高度位置,7∶3 的配风比形成的温度是2 203 K,6.5∶3.5 的配风比形成的温度是2 183 K,前者更高。在二段空气进口位置之后剩余煤气燃烧,形成第二个相对高温区域,这与田宝龙等[7]的分析结果一致。配风比显著影响最高温度的高向分布,配风比为6.5∶3.5时,最高温度沿高向的波动在200 K 左右,显著低于其他几种配风比,有利于焦饼均匀成熟。
图3 不同配风比的温度场(B-B)
Fig.3 Temperature fields with different air distribution ratios(B-B)
图4 不同配风比温度分布
Fig.4 Temperature distributions with different air distribution ratios
图5和图6为不同配风比下污染物浓度分布,随着配风比增加,NOx聚集区域更加贴近壁面,且浓度逐渐提高,这与主燃区最高温度随配风比变化的趋势一致。原因在于热力型NOx的产生与温度有密切联系。田宝龙的研究也呈现相同的规律。
图5 不同配风比污染物分布(A-A)
Fig.5 Pollutant distributions at different air distribution ratios(A-A)
图6 一段配风比与NOx浓度曲线图
Fig.6 A curve of air distribution ratio and NOxconcentration
在配风比为6.5∶3.5时,出口的污染物含量略低于国家规定的排放标准(500 mg/m3).田宝龙等[7]的研究同样表明配风比达到7∶3后,NOx排放超过国家标准。综合高向温差和污染物控制两项指标,配风比取6.5∶3.5最佳。
2.2 过量空气系数的影响
将配风比固定在6.5∶3.5,研究过量空气系数的影响,结果如图7所示。过量空气系数并不影响最高温度沿高向的分布。但随着过量空气系数增加,主燃区最高温度先减少后增加,在α=1.25时达到最小。燃烧速度取决于两个方面,一是燃气与氧气的化学反应速度,二是氧气和燃气的混合速度。各过量空气系数下使用的反应动力学参数相同,燃烧结果的不同源于混合速度的差异。气体在立火道中呈湍流状态,湍流强度决定了各种气体接触混合的速度。本文用湍动能描述湍流强度,如图8所示。不同工况的烟气循环率(循环孔烟气质量流量与跨越孔质量流量之比)如表3所示。在α=1.25的条件下,烟气循环量最小,湍动能最低,混合效果最差,燃烧效率最低。α提升到1.35,烟气循环率增加了3.16%,湍动能随之增加,燃气与氧气混合效果增强,燃烧效率随之提升。
表3 不同工况压差比与烟气循环率
Table 3 Pressure difference ratios and flue gas circulation rates under different working conditions
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图7 不同过量空气系数温度分布
Fig.7 Temperature distributions with different excess air coefficients
图8 焦炉立火道高度1.65 m 处不同α时的湍动能
Fig.8 Turbulent kinetic energy changes at differentαvalues at a height of 1.65 m in the coke oven fire channels
如表3所示,烟气循环率与循环孔两侧的压差比(压差与下降火道侧压力之比)正相关。其原因在于空气以较高流速进入,在立火道底部形成低压,而烟道侧烟气出口位置压力较高,部分烟气在压差作用下实现循环。而在α=1.25和Q1∶Q2=6.5∶3.5工况中,循环孔两侧压力差在各自对照组中都最小,烟气循环量最低。这一极值现象应该与立火道中复杂的燃烧和湍流状态有关,相关研究有待进一步开展。
图9 为A-A 截面不同过量空气系数下NOx浓度分布图。NOx主要产生在主燃区,位于整个空间的中下部,与温度分布一致。循环孔位于立火道底部煤气口左右两侧,因此在此区域观察到少量污染物。两侧循环孔流量相差23.2%,造成NOx分布偏向一侧。
图9 不同过量空气系数污染物含量分布(A-A)
Fig.9 Distributions of pollutants with different excess air coefficients(A-A)
图10为不同过量空气系数下NOx浓度和质量流量,随着过量空气系数的增加,NOx浓度逐渐降低。当α=1.0时,NOx质量浓度为496 mg/m3,略低于国家标准。α增加到1.35 后,NOx浓度降低了约31.05%.形成这一趋势可能有以下两方面原因：一是过量空气系数增加降低了主燃区的温度,减弱了热力型NOx的生成条件。二是废气循环倍率随过量空气系数的增加而增加,回流废气及过量空气提高了立火道内气体总量,稀释NOx。余明程等[6]针对内循环非分段加热的立火道NOx浓度的研究表明,当过量空气系数高于1.1后,NOx浓度随α增加而降低,降幅约33.8%,这与本文得到的趋势一致。
图10 不同过量空气系数与NOx浓度图
Fig.10 Maps of different excess air coefficients and NOxconcentrations
综合高向温度分布和NOx浓度,空气过量系数控制在1.25较为适宜。
2.3 对空气分配方式的讨论
钟英飞[5]和余明程等[6]对分段加热的焦炉较为认同α1≤0.8空气供给方式。田宝龙在满足此条件的前提下,对比了多种配风比,认为6.5∶3.5的取值最适宜。对于两段加热耦合废气内循环的焦炉结构,不同的空气过量系数和配风比都可调配出相同的α1值,但其燃烧情况也可能具有一定相似性。
为验证此猜想,本文设计了两种工况对照研究,一是α=1.25和配风比6.5∶3.5组合,即上文提出的最适宜空气条件,二是α=1.35和配风比6∶4组合。两种结果如图11所示。第一种条件下,最高温度较低,高向温度均匀性更好,且NOx浓度比后者低约1.7%.综合两方面因素,在α1≤0.8的经验范围内,过量空气系数取1.25,配风比取6.5∶3.5可以获得更好的效果。
图11 不同配风比温度场
Fig.11 Temperature fields of different air distribution ratios
2.4 可燃组分消耗分析
图12 为焦炉煤气不同组分在不同配风比下的浓度云图。配风比对主燃区内可燃组分的消耗产生了明显影响。其中,6.5∶3.5的配风比下各可燃组分的消耗最低,与图2对照可以发现此条件下主燃区最高温度出现位置最高,这应该是高向温度均匀的原因之一。
图12 不同空气配比焦炉煤气浓度(A-A)
Fig.12 Coke oven gas concentrations with different air ratios(A-A)
图13 展示了不同高度位置各可燃组分的剩余浓度。结果表明,配风比影响可燃组分的燃尽位置。3种可燃组分的燃尽位置,在配风比7∶3时最低,在配风比5∶5时升高,在配风比6.5∶3.5时最高。而配风比6∶4时,燃气在炉顶仍残余较多,没有被充分利用。如上文所述,燃烧速度主要由混合速度决定。本文通过湍动能分析湍流混合速度。如图14所示,在大部分区域,湍动能随配风比的变化规律趋势与配风比对可燃组分残余浓度的影响规律一致。不同配风比下湍动能的差异源于烟气循环率的差别,烟气循环率差别主要与压差比有关,由表3可知,在配风比6.5∶3.5时压差比最小,压差比与烟气循环率呈正相关,烟气循环率在配风比为6.5∶3.5 时最低,依照6∶4,5∶5,7∶3 的次序逐步升高。
图13 不同高度焦炉煤气浓度
Fig.13 Coke oven gas concentrations at different heights
图14 焦炉立火道1.65 m 处不同配风比湍动能
Fig.14 Turbulent kinetic energy changes of different wind distribution ratios at 1.65 m in the coke oven vertical fire channel
其次,不同组分燃气的燃尽位置有差别。如图12所示,以配风比7∶3为例,氢气消耗最快,在1.5 m 高度燃尽,甲烷略高,CO 在2 m 后才燃尽。如果焦炉煤气中的氢气被分离后用于氢能产业链的后续工艺,剩余组分才用于燃烧,则火焰可因燃气整体反应速率减慢而被拉长,有利于高向温度分布均匀。
3 结论
针对两段加热耦合废气内循环的焦炉,采用CFD 方法分析了焦炉煤气在其内的燃烧情况,以揭示过量空气系数和两个空气进口的配风比的影响。结果表明,配风比为6.5∶3.5时,在主燃区内,各可燃组分的消耗速率最低,燃气燃尽位置最高,因而高向温度分布最均匀,且NOx浓度在可以接受范围内。在此配风比下,改变过量空气系数不会显著影响高向温度的均匀性,但α=1.25时火焰温度最低,NOx浓度也因此显著降低。在现有的设计经验范围内,以上两种取值是最佳的。在焦炉煤气的3种可燃组分中,氢气反应最快,如将其分离用于发展氢能产业,剩余可燃组分形成的火焰会更长,有利于改善高向温度分布均匀性。
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