陳炫任,王 輝,王 超,張 旭,陳 冬,唐嘉誠(chéng)

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引 言

煤炭在中國(guó)能源行業(yè)占主要地位,然而當(dāng)今溫室效應(yīng)等環(huán)境問(wèn)題日益嚴(yán)重,低碳化已是大勢(shì)所趨,因此煤炭的潔凈化利用將是未來(lái)煤炭產(chǎn)業(yè)可持續(xù)發(fā)展的關(guān)鍵。整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)(Integrated Gasification Combined Cycle, IGCC)發(fā)電被認(rèn)為是目前最具發(fā)展前景的技術(shù)手段之一[1-3]。由于制備方法不同,合成氣的組分多變,可燃組分包括H2和CO,其中,氫氣具有較高的火焰峰值溫度及火焰?zhèn)鞑ニ俣?若直接將合成氣利用于傳統(tǒng)燃?xì)廨啓C(jī)中,將面臨嚴(yán)重的NOx排放超標(biāo)和回火等問(wèn)題[4-6]。微混合燃燒技術(shù)(Micro-mixing Combustion, MMC)是針對(duì)氫及含氫合成氣提出的一種極具前景的燃?xì)廨啓C(jī)燃燒技術(shù)[7]。該燃燒室采用大量毫米級(jí)直管噴嘴(噴嘴出口直徑為10 mm級(jí)別)代替?zhèn)鹘y(tǒng)燃燒室內(nèi)大尺寸旋流噴嘴,其目的是縮小燃料與空氣的混合尺度,因此稱為微混,通過(guò)該方式可降低NOx排放;此外,直管噴嘴可去除噴嘴出口處回流區(qū),提升出口燃?xì)饬魉俳档透粴淙剂系幕鼗痫L(fēng)險(xiǎn)[8-9]。目前,GE、三菱、NASA等公司以及各研究機(jī)構(gòu)[10-13]已對(duì)微混燃燒技術(shù)開(kāi)展了大量研究,結(jié)果表明[14-17],微混燃燒器在實(shí)驗(yàn)室規(guī)模下表現(xiàn)出良好的排放性能,可將NOx排放濃度降至10×10-6以下,可見(jiàn)將該技術(shù)作為重型氫氣燃?xì)廨啓C(jī)的未來(lái)發(fā)展方向具有可行性。

由于微混噴嘴尺寸為毫米級(jí)別,無(wú)法簡(jiǎn)單通過(guò)增加預(yù)混距離來(lái)改善燃料和空氣的混合均勻性,因此提升微小尺度下燃料與空氣的混合質(zhì)量[18]是改善微混噴嘴性能以及降低微混燃燒器污染物排放的關(guān)鍵。ARAOYE等[19]研究微混噴嘴非反應(yīng)流動(dòng)特性及混合特性,發(fā)現(xiàn)混合質(zhì)量主要取決于主流與射流的動(dòng)量比,且當(dāng)混合距離大于10d(d為微混噴嘴直徑)時(shí)質(zhì)量擴(kuò)散為混合的主導(dǎo)因素,動(dòng)量擴(kuò)散影響較小。LIU等[20]通過(guò)3種RANS模型對(duì)微混模型燃燒器的混合特性進(jìn)行預(yù)測(cè),發(fā)現(xiàn)Standardk-ε在沿程上的計(jì)算結(jié)果普遍高于Realizablek-ε和SSTk-ω兩種模型,且隨預(yù)混距離的增加差別逐漸減小。CHEN等[21]研究了結(jié)構(gòu)參數(shù)改變對(duì)微混噴嘴混合特性的影響,發(fā)現(xiàn)縮短預(yù)混通道射流方向的直徑可有效提升混合均勻性,但改變?nèi)剂峡字睆綄?duì)混合質(zhì)量的影響不明顯。

現(xiàn)階段有關(guān)微混燃燒技術(shù)混合特性的研究較少,且相關(guān)文獻(xiàn)主要探究結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)混合質(zhì)量的影響規(guī)律,為定性分析,無(wú)法形成關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)與混合特性的半經(jīng)驗(yàn)公式。此外,由于微混合噴嘴結(jié)構(gòu)與傳統(tǒng)大尺寸旋流噴嘴存在較大區(qū)別,因此不能直接采用傳統(tǒng)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的相關(guān)公式進(jìn)行計(jì)算。筆者提取單只微混噴嘴的特征參數(shù),計(jì)算不同特征參數(shù)下噴嘴內(nèi)混合均勻性,并通過(guò)計(jì)算結(jié)果形成關(guān)于特征參數(shù)與混合均勻性的半經(jīng)驗(yàn)公式,為微混噴嘴設(shè)計(jì)提供參考。由于微混噴嘴尺寸為毫米級(jí)別,內(nèi)部的物質(zhì)場(chǎng)很難通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試,因此本研究通過(guò)數(shù)值模擬完成,并通過(guò)噴嘴出口位置的混合均勻性試驗(yàn)結(jié)果來(lái)驗(yàn)證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 幾何模型介紹

1.1.1 模型描述

圖1 單只微混噴嘴結(jié)構(gòu)示意

1.1.2 特征參數(shù)選取

根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)[22],微混噴嘴內(nèi)燃料與空氣摻混過(guò)程的主要影響因素為:雷諾數(shù)Re、射流動(dòng)量比mj、相對(duì)預(yù)混長(zhǎng)度z/d、燃料平均流速v。雷諾數(shù)Re表示流動(dòng)過(guò)程的湍流度;射流動(dòng)量比mj表示空氣和燃料在摻混初始階段的流動(dòng)特性;燃料入口平均流速v表示預(yù)混氣在預(yù)混通道內(nèi)的停留時(shí)間;相對(duì)預(yù)混長(zhǎng)度z/d表示預(yù)混空間尺寸。

微混噴嘴內(nèi)雷諾數(shù)Re計(jì)算公式為

(1)

式中,ρa(bǔ)ir為空氣入口密度,kg/m3;vair為空氣入口速度,m/s;μ為空氣黏度系數(shù),kg/(m·s)。

相對(duì)預(yù)混長(zhǎng)度z/d計(jì)算公式為

(2)

射流動(dòng)量比mj計(jì)算公式為

(3)

式中,ρfuel為燃料入口密度,kg/m3;vfuel為燃料入口速度,m/s。

燃料入口平均流速v計(jì)算公式為

(4)

1.2 模型及邊界條件選取

根據(jù)計(jì)算微混噴嘴內(nèi)最大馬赫數(shù)小于0.3,因此模擬是基于不可壓縮理想氣體假設(shè)進(jìn)行。燃料組分為體積比1∶1的H2與CO合成氣,入口速度為35 m/s,入口溫度15 ℃;空氣入口速度為50 m/s,入口溫度為418 ℃;出口設(shè)置為壓力出口。此外,根據(jù)前期研究結(jié)果[21],Large-eddy simulation(大渦模擬,LES)模型對(duì)微混燃燒器冷態(tài)計(jì)算的預(yù)測(cè)結(jié)果較為準(zhǔn)確,故選擇商業(yè)軟件fluent中的LES作為湍流模型,所采用的數(shù)值模擬設(shè)置見(jiàn)表1。數(shù)值模擬的能量收斂標(biāo)準(zhǔn)為殘差值低于1×10-6,其余全部殘差小于1×10-3時(shí)的迭代結(jié)果作為收斂結(jié)果。

表1 本文采用的數(shù)值模擬設(shè)置

1.3 網(wǎng)格劃分及無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

由于微混噴嘴幾何結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜,因此采用多面體網(wǎng)格與六面體網(wǎng)格對(duì)其進(jìn)行劃分,使其相比四面體網(wǎng)格在保證相同精度的前提下降低計(jì)算成本,同時(shí)保證較小的網(wǎng)格扭曲度。計(jì)算域的網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示。此外,在劃分網(wǎng)格時(shí)對(duì)燃料孔位置及噴嘴出口位置進(jìn)行了局部加密。根據(jù)不同的局部尺寸劃分了103 500、135 100和172 700的3組不同數(shù)量的網(wǎng)格。對(duì)比噴嘴出口處的軸向速度分布(圖3),發(fā)現(xiàn)135 100和172 700方案的結(jié)果基本重合。因此,選擇由135 100方案網(wǎng)格作為計(jì)算網(wǎng)格。135 100方案網(wǎng)格內(nèi)部最小網(wǎng)格尺寸為0.05 mm,最大網(wǎng)格尺寸為0.8 mm,平均網(wǎng)格質(zhì)量為0.89,無(wú)量綱壁面距離(y+)近似1。

圖2 微混噴嘴內(nèi)部網(wǎng)格結(jié)構(gòu)

圖3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果

2 數(shù)值模擬準(zhǔn)確性驗(yàn)證

模擬前,需對(duì)所采用的運(yùn)行參數(shù)和數(shù)值設(shè)置進(jìn)行可行性和準(zhǔn)確性驗(yàn)證。試驗(yàn)與數(shù)值模擬在相同噴嘴結(jié)構(gòu)相同工況下展開(kāi)。通過(guò)背景紋影方法對(duì)噴嘴出口位置的混合勻度性進(jìn)行測(cè)試。試驗(yàn)裝置示意如圖4所示。其中,空氣入口溫度由電加熱爐控制。對(duì)于測(cè)量系統(tǒng),采用激光照亮背景,在激光和背景之間設(shè)置透鏡,產(chǎn)生平行于光軸的光束。平行光束穿過(guò)背景和測(cè)量區(qū)域,背景為印有隨機(jī)分布點(diǎn)的光學(xué)玻璃。

圖4 背景紋影測(cè)試裝置

對(duì)于混合特性試驗(yàn),采用等體積流量的CO2代替燃料進(jìn)行測(cè)量。首先拍攝不含CO2的參考圖像,記錄光束無(wú)偏轉(zhuǎn)通過(guò)的原始背景圖案。然后由中心管注入CO2,在預(yù)混通道內(nèi)與空氣混合。當(dāng)光束通過(guò)預(yù)混氣體時(shí),由于氣體(CO2和空氣混合氣)與空氣折射率的差異,光發(fā)生偏轉(zhuǎn),這一現(xiàn)象被攝像機(jī)捕獲。圖像處理方法可由文獻(xiàn)[23]獲得。

對(duì)比60～420 ℃(以60 ℃為間隔)空氣入口溫度范圍內(nèi)的噴嘴出口處混合均勻度,混合均勻度γa計(jì)算公式[24]為

(5)

不同空氣入口溫度下通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試以及數(shù)值模擬計(jì)算的混合均勻度結(jié)果如圖5所示。由于混合均勻度在0.9以上,因此出口氣流波動(dòng)會(huì)對(duì)混合質(zhì)量產(chǎn)生很大影響。因此模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果存在一定偏差?？傮w來(lái)看,試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果的偏差在5%以內(nèi),說(shuō)明數(shù)值模擬結(jié)果基本可信。

圖5 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比

3 結(jié)果與討論

3.1 微混噴嘴內(nèi)燃料與空氣的混合機(jī)理

為明確微混噴嘴內(nèi)燃料與空氣的混合機(jī)制,通過(guò)Ω方法[25]提取微混合管內(nèi)的三維渦(等值面Ω=0.52)并結(jié)合燃料濃度分布分析燃料與空氣的混合過(guò)程,結(jié)果如圖6所示。三維渦的位置為燃料與空氣的主混合區(qū)域。燃料流從燃料孔口噴出,并在橫流空氣作用下形成反向渦對(duì)(Counter-Rotating Vortex Pair,CVP),燃料與空氣在微混噴內(nèi)受CVP渦的裹入作用進(jìn)行混合。且渦量CVP渦的裹入能力越強(qiáng),燃料與空氣摻混的速度越快。

圖6 燃料與空氣摻混過(guò)程中的三維渦結(jié)構(gòu)

3.2 燃料入口平均流速對(duì)混合特性的影響

圖7為在射流動(dòng)量比mj=0.032、雷諾數(shù)Re=1.33×105條件下,相對(duì)預(yù)混長(zhǎng)度z/d及燃料入口平均流速v對(duì)混合均勻度γa的影響規(guī)律。由圖7可知,隨預(yù)混距離增加,燃料與空氣具有更大的摻混空氣,混合均勻度明顯提升。然而燃料速度增大對(duì)混合特性的影響不明顯;且在流速較低時(shí)混合質(zhì)量有小幅提升,這是由于當(dāng)燃料平均流速較低時(shí),燃料與空氣在預(yù)混通道內(nèi)停留時(shí)間更長(zhǎng)。

圖7 不同預(yù)混距離下的混合均勻度

不同射流動(dòng)量比下的混合質(zhì)量如圖8所示。在Re=1.33×105、預(yù)混距離z/d=3的條件下,提高燃料與空氣動(dòng)量比可有效提升混合均勻度。在較高的動(dòng)量比下,燃料與空氣摻混更劇烈,因此在相同摻混距離下混合均勻度更高。此外,由圖8還可知,射流動(dòng)量比變化時(shí),燃料入口流速對(duì)混合均勻度γa的影響可以忽略。

圖8 不同射流動(dòng)量比下的混合均勻度

圖9為不同雷諾數(shù)下的混合特性計(jì)算結(jié)果,可知相對(duì)預(yù)混長(zhǎng)度z/d=3、射流動(dòng)量比mj=0.032、噴嘴內(nèi)部雷諾數(shù)增加時(shí),γa總體呈下降趨勢(shì)。且與燃料入口速度相比,雷諾數(shù)對(duì)混合特性的影響更顯著。

圖9 不同雷諾數(shù)下的混合均勻度

對(duì)比上述特征參數(shù)對(duì)混合均勻度的影響規(guī)律可知(圖7～9),燃料入口平均流速變化時(shí)預(yù)混通道內(nèi)混合均勻度的變化在0.03以內(nèi),這是由于預(yù)混通道環(huán)管間距僅1.05 mm,燃料入口速度的變化不會(huì)顯著影響燃料的射流深度,因此可忽略燃料入口平均流速v對(duì)混合特性的影響。

3.3 雷諾數(shù)比對(duì)混合特性的影響

為探究雷諾數(shù)對(duì)混合質(zhì)量的影響,選取Re=1×105～2×105下的混合均勻度,不同雷諾數(shù)下的混合均勻度在預(yù)混距離下的分布如圖10所示。為保持其余特征參數(shù)不變,通過(guò)等比例放大或縮小噴嘴結(jié)構(gòu)改變雷諾數(shù)。由圖10可知,混合特性隨燃料與空氣動(dòng)量比的增加明顯提升,與前文結(jié)論一致;此外,對(duì)比各雷諾數(shù)下的混合質(zhì)量可知,在預(yù)混距離和動(dòng)量比相同時(shí),各方案的混合均勻度在Re≥1×105時(shí)基本不變,這是由于在雷諾數(shù)較高時(shí),噴嘴內(nèi)部流動(dòng)到達(dá)了第二自模化區(qū),即無(wú)需保持相同雷諾數(shù)即可滿足流場(chǎng)相似原理,此時(shí)可忽略雷諾數(shù)對(duì)混合特性的影響。此外,當(dāng)射流動(dòng)量比為0.047,在預(yù)混距離z/d=5位置處混合均勻度可達(dá)90%以上,表明燃料與空氣在噴嘴出口附近已實(shí)現(xiàn)均勻混合。

圖10 不同雷諾數(shù)下的混合均勻度在預(yù)混距離下的分布

綜合第3.2與第3.3節(jié)結(jié)論可知:在進(jìn)行特征參數(shù)對(duì)混合均勻度進(jìn)行擬合時(shí),可以忽略相對(duì)燃料入口速度及Re≥1×105時(shí)雷諾數(shù)的影響。由此,進(jìn)一步分析擬合相對(duì)射流動(dòng)量比mj及相對(duì)預(yù)混長(zhǎng)度z/d對(duì)混合均勻度γa的影響。

圖11為不同射流動(dòng)量比下各位置處的混合均勻度。從曲線整體變化趨勢(shì)來(lái)看,當(dāng)相對(duì)預(yù)混距離z/d≥4時(shí),射流動(dòng)量比增加對(duì)混合均勻度的影響降低。這是由于燃料與空氣的摻混主要受動(dòng)量擴(kuò)散與質(zhì)量擴(kuò)散主導(dǎo)[19]。在燃料與空氣摻混前半段,動(dòng)量擴(kuò)散為混合的主導(dǎo);但隨混合的進(jìn)行燃料流與空氣流動(dòng)量差別減小,最后匯聚成一股流體,因此在混合后半段,質(zhì)量擴(kuò)散成為混合的主導(dǎo)因素,動(dòng)量對(duì)混合特性的影響逐漸消失。

圖11 不同設(shè)流動(dòng)量比下各位置的混合均勻度

3.4 特征參數(shù)對(duì)混合特性的擬合

根據(jù)預(yù)混距離與射流動(dòng)量比對(duì)混合特性的影響規(guī)律,可對(duì)混合均勻度進(jìn)行擬合,射流動(dòng)量比和預(yù)混長(zhǎng)度對(duì)混合均勻度擬合結(jié)果如圖12所示。

圖12 射流動(dòng)量比和預(yù)混長(zhǎng)度對(duì)混合均勻度擬合結(jié)果

通過(guò)PLOY2D函數(shù)對(duì)射流動(dòng)量比mj、相對(duì)預(yù)混長(zhǎng)度z/d和混合均勻度γa進(jìn)行擬合,并采用Leverberg-Marquardt算法對(duì)擬合結(jié)果進(jìn)行優(yōu)化,所得到的擬合公式為

(6)

回歸系數(shù)R2可達(dá)0.98,對(duì)比原始數(shù)據(jù)與擬合曲面,可以發(fā)現(xiàn)擬合效果較優(yōu)。

3.5 不同運(yùn)行工況下混合均勻度擬合公式的準(zhǔn)確性檢驗(yàn)

在第3.2～3.4節(jié)中,特征參數(shù)變化時(shí)不涉及運(yùn)行工況的改變,但是在燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)際工作中,需滿足在入口工況發(fā)生變化時(shí)仍能保證穩(wěn)定工作,因此需對(duì)第3.4小節(jié)所得擬合公式進(jìn)一步檢驗(yàn),使其在一定工況范圍內(nèi)仍能準(zhǔn)確預(yù)測(cè)混合均勻度。由于研究主要為冷態(tài)內(nèi)容,燃料組分不會(huì)對(duì)混合特性產(chǎn)生顯著影響,因此本文主要研究入口工況包括當(dāng)量比以及入口空氣溫度。

3.5.1 不同當(dāng)量比下的混合均勻度擬合結(jié)果

為檢驗(yàn)當(dāng)量比變化時(shí)混合均勻度擬合公式的準(zhǔn)確性,對(duì)當(dāng)量比0.5～1.0的混合特性進(jìn)行模擬,并與擬合結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比,結(jié)果如圖13所示?？紤]到中低熱值合成氣在較低當(dāng)量比條件下可能會(huì)出現(xiàn)不穩(wěn)定燃燒,因此未考慮當(dāng)量比低于0.5方案。當(dāng)量比增加的同時(shí)射流動(dòng)量比相應(yīng)增加?？芍?dāng)量比變化時(shí),混合均勻度擬合公式在所對(duì)應(yīng)的射流動(dòng)量比范圍內(nèi)保持了較好的預(yù)測(cè)結(jié)果。

圖13 不同當(dāng)量比下的模擬結(jié)果與擬合結(jié)果

3.5.2 不同入口空氣溫度下的混合均勻度擬合結(jié)果

空氣入口溫度對(duì)燃燒室燃燒特性有顯著影響,因此有必要探究擬合公式在不同溫度下的適用性。圖14為入口空氣在18～818 ℃時(shí)的擬合結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比(由于微混噴嘴尺寸較小,無(wú)法通過(guò)試驗(yàn)獲得混合均勻性,因此通過(guò)數(shù)值模擬結(jié)果檢驗(yàn)擬合結(jié)果的準(zhǔn)確性)?？諝鉁囟鹊淖兓绊懣諝饷芏冗M(jìn)而影響射流動(dòng)量比。由對(duì)比結(jié)果可知,當(dāng)相對(duì)預(yù)混距離z/d≤4時(shí),擬合曲線與模擬結(jié)果基本重合;在z/d>4時(shí),二者差別略增加,最大誤差為4.35%。因此總體來(lái)看,擬合結(jié)果的準(zhǔn)確性較高。

圖14 不同入口空氣溫度下的模擬結(jié)果與擬合結(jié)果

因此,所得到的擬合公式在當(dāng)量比在0.5～1.0、雷諾數(shù)Re≥1×105、空氣入口溫度18～818 ℃的條件下適用,可對(duì)微混噴嘴的混合質(zhì)量進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測(cè),誤差普遍在5%以下。且根據(jù)公式所涉及的相對(duì)射流動(dòng)量比及相對(duì)預(yù)混通道長(zhǎng)度對(duì)噴嘴結(jié)構(gòu)中的預(yù)混通道直徑以及預(yù)混通道長(zhǎng)度進(jìn)行相應(yīng)優(yōu)化,為單只微混噴嘴設(shè)計(jì)提供經(jīng)驗(yàn)。

4 結(jié) 論

1)在燃料與空氣混合過(guò)程中,微混噴嘴內(nèi)會(huì)形成反向渦對(duì),燃料在該渦的裹入作用下與空氣混合。

2)預(yù)混通道距離及射流動(dòng)量比變化對(duì)微混管內(nèi)的混合均勻度有顯著影響,且隨預(yù)混距離增加,對(duì)混合特性的影響降低。

3)由于微混噴嘴的預(yù)混通道等效直徑在毫米級(jí),燃料入口平均速度對(duì)混合均勻度的影響較小;此外,當(dāng)雷諾數(shù)大于1×105時(shí),噴嘴內(nèi)流動(dòng)進(jìn)入第二自?；瘏^(qū),混合特性不再受雷諾數(shù)影響。

4)通過(guò)射流動(dòng)量比及預(yù)混通道距離對(duì)微混噴嘴的混合均勻度進(jìn)行擬合,回歸系數(shù)R2可達(dá)0.98,且當(dāng)量比為0.5～0.8、空氣入口溫度18～818 ℃時(shí)擬合結(jié)果誤差能保持在5%以下,可知所得擬合公式對(duì)于混合均勻度預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性較高。因此,將該公式可作為設(shè)計(jì)準(zhǔn)則,為微混噴嘴在混合特性提供結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案。