黃 陽， 王文歡， 遲志偉, 潘衛(wèi)國

(1.上海電力大學(xué) 能源與機(jī)械工程學(xué)院，上海 200090；2.機(jī)械工業(yè)清潔發(fā)電環(huán)保技術(shù)重點(diǎn)試驗(yàn)室，上海 200090)

微型燃?xì)廨啓C(jī)作為新一代小型熱力發(fā)動(dòng)機(jī)，因其維護(hù)和運(yùn)營成本較低、功率輸出高和污染物排放量低等優(yōu)勢，在分布式能源領(lǐng)域得到廣泛運(yùn)用[1]。目前，燃?xì)廨啓C(jī)廣泛采用貧預(yù)混燃燒技術(shù)，其原理是將空氣和燃料進(jìn)行稀態(tài)均相預(yù)混，避免因擴(kuò)散不均勻而產(chǎn)生溫度峰值過高的問題，通過調(diào)節(jié)燃燒室燃料與空氣的質(zhì)量流量比例，使燃燒溫度控制在1 670～1 900 K，從而降低NOx的生成量。通常情況下，在貧預(yù)混燃燒過程中，影響污染物生成的主要原因包括空氣與燃料的混合均勻度、預(yù)混氣體的流速和燃料成分等。Venkataraman等[2]提出的預(yù)混燃燒技術(shù)是在旋流器前增加徑向燃料噴嘴，使燃料與空氣充分接觸并通過旋流器強(qiáng)化摻混。Dunn-Rankin等[3]在火焰筒上游的預(yù)混腔內(nèi)設(shè)置多個(gè)燃料噴管，利用旋流器的回流區(qū)實(shí)現(xiàn)燃料與空氣的均勻混合。Xiao等[4]開發(fā)了帶有中心導(dǎo)向和外圍多向噴嘴的燃燒技術(shù)。國內(nèi)E160F系列的微型燃?xì)廨啓C(jī)采用回?zé)嵫h(huán)后額定功率為136 W，發(fā)電效率可達(dá)29%，其燃料適應(yīng)性好，可使用柴油、生物質(zhì)氣和天然氣等燃料，NOx質(zhì)量濃度可以控制在50 mg/m3以內(nèi)。

筆者在吸收和借鑒現(xiàn)有微型燃?xì)廨啓C(jī)先進(jìn)技術(shù)的基礎(chǔ)上，開發(fā)了新的燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室，其主要采用前后二級旋流器來實(shí)現(xiàn)燃料與空氣的均勻混合，擴(kuò)大回流區(qū)的范圍并延長混合時(shí)間來強(qiáng)化燃料與空氣的預(yù)混燃燒效果[5]，同時(shí)建立燃燒室內(nèi)部火焰筒的幾何模型，采用數(shù)值模擬方法觀察燃燒室內(nèi)部流場和燃燒情況，并分析燃燒室出口的溫度分布、速度分布和NOx質(zhì)量濃度分布，以期對燃燒室的空間布局和結(jié)構(gòu)調(diào)整優(yōu)化提供指導(dǎo)。

1 燃燒室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)

1.1 幾何模型

圖1為燃燒室的幾何結(jié)構(gòu)。燃燒室主要由外殼和內(nèi)部火焰筒組成。流入火焰筒的空氣主要被分為兩部分[6-7]:一部分經(jīng)過旋流器后從火焰筒頭部進(jìn)入，另一部分從燃燒室尾部火焰筒與外殼之間的環(huán)形區(qū)域經(jīng)摻混孔和助燃孔進(jìn)入火焰筒。燃?xì)庠谌紵翌^部混合區(qū)域先與少量助燃風(fēng)混合[8]，而后流經(jīng)主燃區(qū)，助燃風(fēng)通過火焰筒側(cè)壁孔進(jìn)入后參與燃燒。參與反應(yīng)后的高溫?zé)煔馀c從摻混孔進(jìn)入的空氣混合稀釋并冷卻后，從燃燒室出口流出進(jìn)入渦輪推動(dòng)渦輪葉片做功。燃燒室主要參數(shù)見表1。

表1 燃燒室主要參數(shù)

圖1 燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 燃燒室?guī)缀文Ｐ?/h3>

圖2為根據(jù)燃燒室的幾何參數(shù)按1∶1建立的計(jì)算域模型。

圖2 燃燒室計(jì)算域模型

燃燒室火焰筒長為450 mm，最大徑向直徑為160 mm。在繪制計(jì)算域模型的過程中，將原有主燃區(qū)壁面進(jìn)氣孔進(jìn)行面積等效處理，以減少進(jìn)氣孔的數(shù)量，同時(shí)提高前處理過程中網(wǎng)格劃分的精度。其中，主燃區(qū)的助燃孔采用直徑為10 mm的圓孔，共計(jì)32個(gè)，按2列16排進(jìn)行排列，按圓周陣列均勻排布在火焰筒進(jìn)口端的過渡斜面上，過渡斜面與中心軸線之間的夾角為40°，助燃風(fēng)通過斜面上的助燃孔與旋流器內(nèi)的預(yù)混氣體充分混合，在燃燒室內(nèi)部中心區(qū)域產(chǎn)生回流區(qū)，燃料在燃燒室內(nèi)的反應(yīng)時(shí)間增加，同時(shí)助燃孔的氣流可以有效降低進(jìn)口近壁面的溫度，避免火焰高溫區(qū)域與壁面直接接觸，進(jìn)而提高設(shè)備的使用壽命?；鹧嫱埠蟀攵蔚膿交靺^(qū)則是采用8個(gè)直徑為20 mm的圓孔，按照圓周陣列垂直于燃燒室的水平軸線均勻分布。摻混區(qū)的冷卻空氣將燃燒室出口的排氣溫度降至透平葉片可接受的溫度范圍內(nèi)，可有效降低熱力型NOx的生成量[9]。

1.3 旋流器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

旋流器作為燃燒室的重要組成部分，其結(jié)構(gòu)參數(shù)很大程度上影響燃燒室的燃燒狀況。軸向氣流流經(jīng)旋流器后會產(chǎn)生切向速度，使得原有的軸向氣流變?yōu)樾D(zhuǎn)流動(dòng)，在離心力的作用下形成了回流區(qū)，燃燒更加穩(wěn)定。影響旋流器性能的參數(shù)通常用旋流數(shù)Sn[10]表示：

(1)

式中：di為旋流器的內(nèi)徑；do為旋流器的外徑；θ為旋流葉片角。

旋流器的葉片數(shù)為8，葉片厚度為1 mm，葉片傾角為35°，得到旋流數(shù)為0.545。通常情況下，漩渦流可以用來提高回流的強(qiáng)度，促進(jìn)空氣與燃料的混合，從而提升燃燒的穩(wěn)定性。

2 數(shù)值模擬

2.1 網(wǎng)格劃分

如圖3所示，整體采用規(guī)則的六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格區(qū)域主要覆蓋火焰筒、旋流器和各進(jìn)氣孔，對面積相對較小的部分進(jìn)行網(wǎng)格加密來提高計(jì)算精度。為排除因網(wǎng)格數(shù)而導(dǎo)致的計(jì)算精度偏差問題，將模型的網(wǎng)格數(shù)分別取為165萬、325萬、550萬和761萬，對生成的網(wǎng)格進(jìn)行無關(guān)性驗(yàn)證，結(jié)果見圖4。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為550萬時(shí)能夠滿足獨(dú)立性的計(jì)算要求。

圖3 燃燒室網(wǎng)格劃分

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

2.2 計(jì)算方法及邊界條件

考慮到燃燒室內(nèi)同時(shí)存在復(fù)雜的湍流和燃燒反應(yīng)，選用Realizablek-ε湍流模型，選取甲烷和空氣作為反應(yīng)物，利用燃燒化學(xué)反應(yīng)機(jī)理GRI-Mech3.0來預(yù)測污染物的排放情況。邊界條件主要包括進(jìn)出口空氣和燃料的質(zhì)量流量、溫度以及壓力等參數(shù)。設(shè)置進(jìn)口空氣溫度為425 K，進(jìn)口空氣質(zhì)量流量為1 kg/s，進(jìn)口燃料簡化為甲烷，質(zhì)量流量為0.019 1 kg/s，進(jìn)口空氣壓力為273 kPa，出口壓力261 kPa。采用壓力穩(wěn)態(tài)求解器，在求解器中選用Coupled耦合求解算法，將連續(xù)方程的殘差標(biāo)準(zhǔn)設(shè)為小于10-3，其余殘差設(shè)為小于10-5。通過調(diào)整空氣的質(zhì)量流量分配比例(簡稱空氣流量比)來觀察不同工況下燃燒室的燃燒狀況，各工況的具體參數(shù)見表2。為方便描述，規(guī)定以旋流器進(jìn)口截面的中心點(diǎn)為原點(diǎn)，以軸向方向?yàn)閦軸，徑向?yàn)閤軸、y軸。

表2 不同工況下的參數(shù)設(shè)置

2.3 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比

為驗(yàn)證模擬的準(zhǔn)確性，將工況3下的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，見圖5。由圖5可知，在近壁面處測得的溫度試驗(yàn)結(jié)果相比模擬結(jié)果偏低，火焰鋒面和回流區(qū)的溫度試驗(yàn)結(jié)果有所波動(dòng)，主要是因?yàn)樵谀M過程中假設(shè)燃料和空氣均勻預(yù)混，且燃燒反應(yīng)充分進(jìn)行，同時(shí)在試驗(yàn)過程中存在熱量損失等系統(tǒng)誤差。表3給出了燃燒室出口溫度和NOx質(zhì)量濃度試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對比，其中溫度模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果之間的誤差為7.48%，NOx質(zhì)量濃度模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果之間的誤差為8.23%。誤差產(chǎn)生的原因可能是在實(shí)際燃燒過程中，火焰筒壁面被燃燒室腔體外部空氣冷卻，導(dǎo)致試驗(yàn)測得的近壁面溫度較低，而在模擬過程中，由于模型被簡化，火焰筒壁面設(shè)置為絕熱邊界條件，忽略了實(shí)際燃燒過程中壁面的散熱。在模擬過程中將燃料簡化為甲烷，只考慮了熱力型NOx和快速型NOx的生成機(jī)理，而快速型NOx往往受火焰鋒面溫度的影響，模擬時(shí)假設(shè)燃料與空氣均勻預(yù)混，未考慮實(shí)際燃燒過程中燃?xì)獠痪鶆蛟斐傻木植扛邷貐^(qū)。其次，模擬的反應(yīng)機(jī)理通常采用快速化學(xué)反應(yīng)，而實(shí)際燃燒過程中燃?xì)庠谌紵覂?nèi)的停留時(shí)間也會影響NOx的生成，因此NOx質(zhì)量濃度模擬結(jié)果相比試驗(yàn)結(jié)果偏低。雖然存在上述誤差,但得到的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果趨勢一致,因此所選用的參數(shù)和模型能夠較為準(zhǔn)確地預(yù)測燃燒室整體溫度和污染物排放的趨勢。

圖5 近壁面處溫度試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對比

表3 燃燒室出口溫度和NOx質(zhì)量濃度試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對比

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 流場分析

圖6給出了燃燒室內(nèi)混合空氣的流線分布，圖7給出了不同工況下燃燒室中心截面混合氣體流線分布以及速度分布云圖。整個(gè)燃燒室內(nèi)混合氣體流線分布主要由經(jīng)過進(jìn)口的混合氣體和助燃風(fēng)決定，經(jīng)過旋流器的預(yù)混氣體會形成旋轉(zhuǎn)切向分速度，其與助燃風(fēng)充分接觸，并在燃燒器內(nèi)部中心形成回流區(qū)，貼近壁面的氣流在過渡錐體附近形成角回流區(qū)[11]。

圖6 燃燒室內(nèi)混合空氣流線圖

圖7 不同工況下燃燒室中心截面的流線分布以及速度分布云圖

圖8給出了燃燒室中心軸向速度分布。不同工況下中心軸向速度相差較小，其原因是燃燒室頭部空氣總的質(zhì)量流量保持恒定，各個(gè)工況之間僅改變旋流器進(jìn)口與助燃孔空氣質(zhì)量流量的比例，同時(shí)燃燒室后部摻混風(fēng)的質(zhì)量流量也保持恒定，不同工況下燃燒室內(nèi)回流區(qū)后部的出口速度也趨于一致。

圖8 不同工況下燃燒室中心軸向速度分布

圖9給出了距旋流器出口0.1 m截面處的徑向速度分布情況。各工況下的最大徑向速度主要集中在主流區(qū)與回流區(qū)的交界處，隨著空氣流量比減小，氣流徑向擴(kuò)散能力減弱，形成的回流區(qū)長度和徑向擴(kuò)張度也有所減小。預(yù)混氣體在燃燒室中心區(qū)域燃燒后形成高溫?zé)煔?，在回流的作用下高溫?zé)煔庋h(huán)回到旋流器出口后端，與進(jìn)口氣流混合，進(jìn)而對后續(xù)的進(jìn)口氣流進(jìn)行加熱，同時(shí)提高了氣體在燃燒室內(nèi)的反應(yīng)時(shí)間，保證了燃燒的穩(wěn)定進(jìn)行[12]。

圖9 距旋流器出口0.1 m截面處的徑向速度分布

3.2 溫度場

圖10給出了燃燒室中心截面處的軸向溫度分布。預(yù)混氣體通過旋流器進(jìn)入燃燒室，與助燃風(fēng)混合并發(fā)生燃燒反應(yīng)，根據(jù)預(yù)混火焰的性質(zhì)，火焰鋒面處于主流區(qū)與回流區(qū)的交界處。圖11給出了不同工況下距旋流器出口0.1 m截面處的徑向溫度分布。隨著進(jìn)口當(dāng)量比的增大，燃燒室內(nèi)火焰最高溫度從1 846 K升高到1 993 K，但中心回流區(qū)的溫度有所降低，總體維持在1 500 K左右。在工況4下火焰最高溫度可達(dá)2 000 K，在助燃風(fēng)的冷卻降溫作用下壁面溫度約為1 300 K。圖12給出了燃燒室中心軸向溫度的變化曲線。不同工況下回流區(qū)的中心軸向溫度略有差距，隨著冷卻風(fēng)的摻入，中心軸向溫度逐漸趨于一致。

圖10 燃燒室中心截面軸向溫度分布

圖11 距旋流器出口0.1 m截面處的徑向溫度分布

圖12 不同工況下燃燒室中心軸向溫度分布

圖13給出了摻混孔前后截面的溫度變化。摻混空氣進(jìn)入燃燒室之前，氣流溫度高達(dá)1 700 K，如果直接將其排放至渦輪會對葉片造成損害，降低汽輪機(jī)的使用壽命，且不利于裝置的長期運(yùn)行。隨著冷卻空氣與高溫氣流的均勻混合，摻混后截面的整體溫度有所降低，近壁面的氣流溫度降低至1 200 K。

圖13 摻混孔前后截面的溫度分布云圖

圖14為燃燒室出口的溫度分布。摻混孔的環(huán)形排布使得近壁面氣流得到冷卻，摻混孔后段氣流溫度顯著降低,進(jìn)而出口溫度分布呈現(xiàn)出中間高、四周低的同心圓結(jié)構(gòu)。在工況1下燃燒室出口中心溫度略高，峰值達(dá)到1 370 K，各工況下平均出口溫度均控制在1 200 K左右，對渦輪葉片的損害較小，并接近設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)。

(a)工況1

出口溫度分布因子K是衡量燃?xì)廨啓C(jī)性能的關(guān)鍵因素，其大小決定了燃?xì)廨啓C(jī)出口溫度的品質(zhì)，對渦輪葉片的運(yùn)行和使用壽命有很大影響。K越小表示出口溫度分布越均勻，通常K<0.3表明出口溫度分布較為均勻。

(2)

式中：Tout,max為燃燒室出口截面的最高溫度；Tout,ave為出口截面的平均溫度；Tin,ave為燃燒室進(jìn)口平均溫度。

如表4所示，工況2下的最高溫度與平均溫度之間的溫差略高，達(dá)到135 K，K為0.168；工況4下出口最高溫度相比其他工況較低，且最高溫度與平均溫度的溫差僅為100 K，與其他工況相比,工況4下出口溫度的溫差較小。

表4 不同工況下出口溫度

3.3 污染物分析

燃?xì)廨啓C(jī)使用的燃料普遍為液化石油氣和天然氣[13]，其成分大部分是烷烴，燃料中僅含有極少量的N和S等元素，因此燃?xì)廨啓C(jī)排放的污染物主要以熱力型NOx和CO為主，而NOx和CO的生成量均與火焰溫度有關(guān)[14]。當(dāng)燃燒反應(yīng)劇烈使得火焰溫度過高時(shí)碳?xì)浠衔?UHC)充分燃盡，當(dāng)溫度高于1 700 K時(shí)熱力型NOx生成速率大幅提升。燃燒室內(nèi)火焰溫度降低有助于減少熱力型NOx的生成量，但通常會導(dǎo)致甲烷無法充分燃燒而產(chǎn)生一定量的CO。因此，需要平衡火焰溫度與NOx、CO生成量的關(guān)系[15]。

如圖15所示，燃燒室內(nèi)生成的CO主要集中在旋流器噴嘴的出口段，此處溫度較低，甲烷未完全反應(yīng)，CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到0.013。由圖16可知，NOx主要集中在火焰鋒面的高溫區(qū)域，隨著助燃風(fēng)質(zhì)量流量所占比例的增加，NOx生成量也有所提高，工況2下NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)峰值略高，這與熱力型NOx生成機(jī)理有關(guān)，其火焰鋒面的最高溫度達(dá)到2 000 K，隨著摻混風(fēng)的進(jìn)入，接近出口段火焰溫度降低，同時(shí)NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)也減小，最終維持在一個(gè)較低的水平[16]。

圖15 燃燒室中心截面CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)

(a)工況1

為便于將污染物的質(zhì)量濃度進(jìn)行對比，要對燃?xì)廨啓C(jī)的污染物排放質(zhì)量濃度進(jìn)行統(tǒng)一換算，使得干基燃?xì)獾难躞w積分?jǐn)?shù)為15%。其計(jì)算公式為：

(3)

式中：ρNOx,dry,mear為實(shí)際測量的NOx質(zhì)量濃度；ρO2,dry,mear為實(shí)際測量的O2質(zhì)量濃度；ρdry,15%O2為燃?xì)庋躞w積分?jǐn)?shù)為15%時(shí)NOx的質(zhì)量濃度。

圖17為不同工況下出口溫度分布因子K和NOx質(zhì)量濃度的變化趨勢。隨著進(jìn)口當(dāng)量比的增加，K呈先增大后減小的趨勢，總體維持在0.12～0.17，且各工況下的NOx質(zhì)量濃度與出口溫度分布因子呈正相關(guān)，整體變化趨勢先增大后減小。在工況2時(shí)，出口溫度分布因子和NOx質(zhì)量濃度均達(dá)到峰值，NOx質(zhì)量濃度達(dá)到34.26 mg/m3。

圖17 出口溫度分布因子和NOx質(zhì)量濃度的變化

4 結(jié) 論

(1)旋流氣體與助燃?xì)怏w混合后形成了穩(wěn)定的中心回流區(qū)，且不同工況下中心回流區(qū)的形狀和位置無明顯差別。

(2)燃燒的高溫區(qū)域主要集中在主流區(qū)和回流區(qū)的火焰鋒面處，隨著旋流器處進(jìn)口當(dāng)量比的增加，火焰最高溫度從1 846 K升高到1 993 K，但中心回流區(qū)的溫度有所降低，總體維持在1 500 K左右。

(3)經(jīng)摻混孔的空氣冷卻后，出口溫度可降至1 200 K左右，且出口溫度呈中間高、四周低的狀態(tài)，各工況下的出口溫度分布因子均低于0.3，在允許范圍內(nèi)。

(4)燃燒室內(nèi)CO主要集中在旋流區(qū)出口位置，NOx集中在火焰的高溫區(qū)，NOx質(zhì)量濃度與出口溫度分布因子呈正相關(guān)，整體變化趨勢先增大后減小。在工況2下出口NOx質(zhì)量濃度達(dá)到最大，為34.26 mg/m3。