左青松，朱鑫寧，張建平，王志奇，張彬

(1. 湘潭大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，湖南 湘潭，411105；2. 湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410082)

鈍體階梯擴(kuò)管型微燃燒器內(nèi)氫氣?空氣燃燒特性及協(xié)同性分析

左青松1，朱鑫寧1，張建平1，王志奇1，張彬2

(1. 湘潭大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，湖南 湘潭，411105；2. 湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410082)

為提高微燃燒器燃燒穩(wěn)定性和燃燒效率，基于鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管燃燒器進(jìn)行微尺度燃燒數(shù)值模擬分析研究。研究結(jié)果表明：在鈍體微燃燒器中加入階梯擴(kuò)管結(jié)構(gòu)有助于促進(jìn)火焰?zhèn)鞑ズ蛿U(kuò)大火焰穩(wěn)定燃燒極限，而且兩者的吹熄極限均隨當(dāng)量比(即完全燃燒所需的理論空氣質(zhì)量與實(shí)際供給的空氣質(zhì)量之比)的增大而增大；燃燒器的燃燒效率均隨當(dāng)量比和入口混合氣速度的增大而降低，而且鈍體直管型燃燒器的燃燒效率要比擴(kuò)管型燃燒器低；散熱損失比均隨當(dāng)量比增大呈先增大后降低，隨入口速度增大而降低；鈍體直管燃燒器協(xié)同數(shù)高于鈍體階梯擴(kuò)管，兩者的協(xié)同數(shù)都隨入口的混合氣速度增大先增大后降低再增大。

微燃燒器；鈍體；階梯擴(kuò)管；吹熄極限；熱擴(kuò)散率；協(xié)同數(shù)

隨著微機(jī)電系統(tǒng)(micro electro mechanical systems，MEMS)技術(shù)的迅速發(fā)展，人們對(duì)微型動(dòng)力系統(tǒng)性能提出了更高的要求。微型燃燒器作為微型發(fā)電動(dòng)力系統(tǒng)中最關(guān)鍵的部件，其內(nèi)部流動(dòng)均勻性以及燃燒的穩(wěn)定性和燃燒效率直接影響著微型動(dòng)力系統(tǒng)的性能[1?3]。由于微型燃燒器的燃燒空間極小，在微型腔內(nèi)燃料燃燒的駐留時(shí)間急劇縮短，很難保證燃料完全燃燒，而且燃燒器面容比增大，熱量損失非常嚴(yán)重[4?5]，這不僅降低微燃燒器燃燒的效率，而且影響燃料燃燒的穩(wěn)定性，所以，提高微型燃燒器的燃燒穩(wěn)定性和燃燒效率是微尺度燃燒技術(shù)研究的關(guān)鍵[6?7]。根據(jù)燃燒熱力學(xué)、動(dòng)力學(xué)和層流預(yù)混燃燒理論，為實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的微尺度燃燒，需主要從以下幾個(gè)方面入手：提高反應(yīng)氣體溫度；降低局部的反應(yīng)氣體流動(dòng)速度，如采用突擴(kuò)、鈍體等燃燒器結(jié)構(gòu)等；減少反應(yīng)時(shí)間，增大停留時(shí)間。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的微燃燒進(jìn)行了研究[8?18]，如 FANAEE 等[8?9]通過實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬研究微尺度燃燒，發(fā)現(xiàn)表面催化能有效擴(kuò)大微燃燒器的可燃極限；ZHONG等[10]對(duì)微型瑞士卷進(jìn)行甲烷/空氣燃燒測(cè)試，發(fā)現(xiàn)對(duì)反應(yīng)物的混合物進(jìn)行熱再循環(huán)預(yù)熱，能穩(wěn)定在燃燒器中心的燃燒；曹海亮等[11]進(jìn)行了氫氣預(yù)混微燃燒實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)突擴(kuò)段對(duì)微小尺度燃燒具有穩(wěn)定火焰、拓寬燃燒運(yùn)行界限的作用,合理解釋了燃燒室壁面溫度場(chǎng)隨過量空氣系數(shù)的變化規(guī)律；YANG等[12?13]進(jìn)行了微尺度氫氣?空氣預(yù)混燃燒實(shí)驗(yàn), 發(fā)現(xiàn)由于突擴(kuò)段的突擴(kuò)作用，在相同流速下微燃燒室的穩(wěn)定燃燒界限有所擴(kuò)展；LI等[14]通過實(shí)驗(yàn)研究了具有突擴(kuò)段的圓柱微燃燒器的壁面溫度和輻射傳熱對(duì)燃燒的影響，提高微燃燒室的壁溫可有效提高系統(tǒng)效率和穩(wěn)定火焰位置；BAIGMOHAMMADI等[15]研究了CH4(甲烷)/空氣在階梯管微燃燒器的預(yù)混燃燒，得出在微燃燒器插入導(dǎo)體對(duì)微燃燒室穩(wěn)定燃燒效果明顯，并有助于穩(wěn)定微燃燒室中火焰位置；FAN等[16?17]通過數(shù)值模擬研究了固體材料(石英、不銹鋼和SiC)對(duì)微型鈍體燃燒器內(nèi)氫氣/空氣預(yù)混火焰的吹熄極限的影響，分析了三角形和半圓形鈍體吹熄極限，揭示了微型鈍體燃燒器中火焰穩(wěn)定性與流動(dòng)和傳熱之間的相互作用；BAGHERI等[18]研究了燃燒室中不同鈍體形狀對(duì)微燃燒器的燃燒效率、壁面溫度、排氣溫度和吹出極限位置的影響。綜上可見，改善燃料的著火溫度、提高燃燒穩(wěn)定性和燃燒效率對(duì)研究微尺度燃燒具有重要作用。在燃燒器內(nèi)設(shè)置鈍體和突擴(kuò)段結(jié)構(gòu)產(chǎn)生局部回流區(qū)，氣體回流使得部分氣體的流速小于層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?，同時(shí)，燃燒器的高溫尾氣也不斷回流并點(diǎn)燃反應(yīng)氣體，實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的微尺度燃燒。本文作者對(duì)鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管進(jìn)行數(shù)值模擬，研究鈍體結(jié)構(gòu)對(duì)氫氣?空氣微燃燒的影響，分析入口速度對(duì)燃燒器溫度分布影響和當(dāng)量比(即完全燃燒所需的理論空氣質(zhì)量與實(shí)際供給的空氣質(zhì)量之比)對(duì)吹熄極限的影響，并對(duì)燃燒效率、流換熱系數(shù)和場(chǎng)協(xié)同進(jìn)行模擬分析。

1 數(shù)學(xué)物理模型

1.1 物理模型

圖1所示為鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管微燃燒器的示意圖?？諝夂蜌錃獾幕旌蠚怏w從高度為1 mm的入口進(jìn)入燃燒器，其未完全燃燒物和燃燒產(chǎn)物從出口排出。鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管燃燒器中設(shè)置圓錐形鈍體，且鈍體關(guān)于燃燒室上、下壁面對(duì)稱布置，圓錐母線與底面直徑相等，鈍體邊長(zhǎng)與尾氣出口高之比均為0.5。

圖1 鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管微燃燒器Fig. 1 Straight channel micro-combustor with wedge-shaped bluff body and backward facing step channel micro-combustor with a wedge-shaped bluff body

1.2 網(wǎng)格模型建立

通過ICEM軟件建立微燃燒器直管和擴(kuò)管的二維網(wǎng)格模型。為了獲得準(zhǔn)確的數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果，首先對(duì)模型網(wǎng)格不斷加密，然后試算直到計(jì)算結(jié)果不再隨網(wǎng)格數(shù)量的增加而變化為止。當(dāng)鈍體直管在入口速度為1 m/s時(shí)，網(wǎng)格總數(shù)分別為85 632，160 073和277 516個(gè)的3種模型的中心溫度分布曲線見圖2。3種模型在同一位置的溫度差不超過20 K，為了節(jié)約計(jì)算資源，最后確定模型網(wǎng)格數(shù)量為160 073個(gè)，該網(wǎng)格模型管內(nèi)和管壁面在鈍體和壁面與流體的接觸處添加邊界層網(wǎng)格，并對(duì)其進(jìn)行局部加密。采用同樣的方法劃分階梯擴(kuò)管的網(wǎng)格模型，最終網(wǎng)格總數(shù)為226 279個(gè)。

1.3 數(shù)學(xué)模型與求解設(shè)置

圖2 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證Fig. 2 Validation of grid independence

由于燃燒器長(zhǎng)度和直徑很小，氣體分子間的碰撞頻率遠(yuǎn)高于氣體分子與壁面固體的碰撞頻率，流體的流動(dòng)與換熱可以用傳統(tǒng)的無(wú)滑移 Navier?Stokes方程和Fourier導(dǎo)熱定律來(lái)描述。雷諾數(shù)較小，故燃燒過程可以描述為預(yù)混氣體的層流燃燒。為簡(jiǎn)化計(jì)算模型，在商業(yè)軟件ANASYS14.0中，遵循理想氣體定律，采用層流有限速率模型和SIMPLE算法進(jìn)行計(jì)算。在計(jì)算過程中，忽略體積力、流動(dòng)中耗散作用、燃燒器內(nèi)氣體的輻射作用等的影響。數(shù)學(xué)模型包括以下控制方程。

連續(xù)性方程：

式中：ρ為流體密度，kg/m3；u為流體在x方向的速度分量，m/s；v為流體在y方向的速度分量，m/s。

動(dòng)量守恒方程：

式中：p為流體絕對(duì)壓力，Pa；τ為分子黏性作用而產(chǎn)生的黏性應(yīng)力。

能量守恒方程：

式中：h為流體的焓，J/kg；λ為流體的導(dǎo)熱率，W/(m·K)；T為流體的熱力學(xué)溫度，K；Di，m為組分i的擴(kuò)散系數(shù)，m2/s，Yi為組分i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；hi為組分i的焓，J/kg。

壁面能量守恒方程：

式中：λw為壁面的導(dǎo)熱率，W/(m·K)。

式中：Ri為組分i的生成或消耗率，kmol/(m3·s)。

理想氣體狀態(tài)方程：

式中：R0為通用氣體常數(shù)；Ml為組分l的摩爾質(zhì)量。

氫氣?空氣總體反應(yīng)速率方程：

式中：A 為指前因子, m1.5(kmol)?1/2·s?1；E 為氫氣燃燒反應(yīng)活化能，J/mol；[H2]為氫氣濃度，kmol/m3；[O2]為氧氣濃度，kmol/m3；m和n為反應(yīng)級(jí)數(shù)。

氫氣和空氣混合氣的入口采用速度入口邊界條件，將出口設(shè)置為壓力出口邊界條件，壁面為無(wú)滑移等溫邊界條件。選取燃燒器壁面和鈍體材料為石英，并設(shè)置外壁面的熱傳遞系數(shù)為100 W/(m2·K)，熱輻射系數(shù)為0.92。假設(shè)燃燒器外圍空間的溫度為300 K，混合氣進(jìn)入燃燒器入口的溫度為300 K。

2 結(jié)果分析與討論

2.1 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

在圖3所示的微尺度燃燒實(shí)驗(yàn)中，通過空壓機(jī)壓縮空氣與氫氣瓶出來(lái)的氫氣在混合器中混合，并通過流量計(jì)和控制器來(lái)控制空氣、氫氣流量，最后，充分混合的氫氣與空氣在微燃燒器內(nèi)燃燒。通過熱電偶測(cè)得燃燒器距離入口1.5，5.0，7.0和9.0 mm處的外壁溫度，并對(duì)比實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果。當(dāng)混合氣入口速度為5 m/s，當(dāng)量比為1.0時(shí)，外壁溫度模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果見圖4。從圖4可見：在相同的位置，溫度實(shí)驗(yàn)值均低于模擬值，且最大相對(duì)誤差為1.4%，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果較吻合。此外，燃燒器外壁溫度都表現(xiàn)為中間高兩端低，且在入口段之后的位置，直管的外壁溫度高于擴(kuò)管外壁溫度。這是由于擴(kuò)管直徑更大，外壁散熱面積增大，因而外壁溫度降低。

圖3 微燃燒實(shí)驗(yàn)原理簡(jiǎn)圖Fig. 3 Schematic of platform experiment for reaction

2.2 溫度場(chǎng)分析

圖4 外壁溫度模擬值與實(shí)驗(yàn)對(duì)比Fig. 4 Comparison of outer wall temperature between simulation values and experimental values

圖5 不同入口速度微燃燒器內(nèi)溫度分布Fig. 5 Temperature distributions within micro combustor under different inlet mixed gas velocities

圖5 所示為當(dāng)量比為1.0時(shí)不同入口速度微燃燒器內(nèi)溫度分布云圖。鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管燃燒器具有以下相同點(diǎn)：當(dāng)入口速度較小時(shí)，由于流體與壁面之間的對(duì)流換熱較弱，溫差較小，混合物流體在燃燒反應(yīng)開始之前得到的熱量較小，導(dǎo)致火焰中心(即流體反應(yīng)速率最高處)的最高溫度較低。當(dāng)入口速度開始逐漸增大時(shí)，預(yù)混流體與壁面之間的對(duì)流換熱不斷增強(qiáng)，溫差逐漸增大，所以，混合物流體在燃燒反應(yīng)開始之前得到的熱量也逐漸增多，導(dǎo)致火焰中心的最高溫度不斷升高?；鹧嬷行奈恢秒S入口速度的增大逐漸向下游方向移動(dòng)，并在一定速度范圍內(nèi)，高溫區(qū)穩(wěn)定在緊靠鈍體的后面，流體與壁面之間的溫差也達(dá)到最大值；隨著入口速度進(jìn)一步增大，高溫區(qū)呈脫離鈍體的趨勢(shì)，最后達(dá)到吹熄極限。這是由于隨著入口速度增大，流體流速增大，燃燒后的高溫?zé)煔馀c壁面之間對(duì)流換熱的時(shí)間縮短，壁面將熱量向上游傳遞給入口氣體需要更長(zhǎng)時(shí)間，入口混合氣體吸收熱量達(dá)到起燃點(diǎn)所需時(shí)間更長(zhǎng)；流體入口速度增大，進(jìn)入通道內(nèi)的流體質(zhì)量增大，預(yù)混氣體吸收熱量達(dá)到起燃點(diǎn)所需的時(shí)間延長(zhǎng)，使得火焰位置后移。兩者的不同之處在于：在相同速度下，鈍體階梯擴(kuò)管的高溫區(qū)溫度更高，軸向長(zhǎng)度更長(zhǎng)，且高溫區(qū)脫離鈍體的速度更大。

當(dāng)當(dāng)量比為1.0時(shí)，不同入口速度微燃燒器中心線溫度沿軸向變化趨勢(shì)如圖6所示。從圖6可以看出鈍體直管和鈍體擴(kuò)管微燃燒器有以下相同點(diǎn)：

圖6 不同入口速度下微燃燒器中心線溫度沿軸向變化趨勢(shì)Fig. 6 Temperature of center line change along axial under different inlet mixed gas velocities

1) 低速時(shí)，燃燒器中心線溫度隨著離入口軸向距離的增加而先增大到最大值，隨后逐漸減小。這是因?yàn)樵诘退贂r(shí)，燃燒器的化學(xué)反應(yīng)主要在鈍體前區(qū)域進(jìn)行，反應(yīng)使燃燒室內(nèi)的溫度驟然升高。但隨著火焰?zhèn)鞑?，火焰要散失一部分熱量并且?duì)壁面進(jìn)行加熱，因而，在這個(gè)過程中，中心線溫度隨著距入口軸向距離增大而減小。

2) 中速時(shí)，燃燒器中心線溫度隨著距入口軸向距離的增大先保持不變，然后增大后減小。這是由于隨著入口速度增大，燃燒反應(yīng)位置向遠(yuǎn)離入口方向移動(dòng)，由于鈍體的影響，燃燒器的化學(xué)反應(yīng)在鈍體周圍進(jìn)行，使高溫區(qū)相對(duì)穩(wěn)定在鈍體后區(qū)域；而在鈍體區(qū)域，由于流體與鈍體的能量傳遞，其溫度呈降低趨勢(shì)。

3) 高速時(shí)，燃燒器中心線溫度隨離入口軸向距離增加而先不變，然后增大→減小→增大，并隨著距離的增大趨于穩(wěn)定。這是由于隨著入口速度進(jìn)一步增大，燃燒反應(yīng)位置向遠(yuǎn)離入口方向移動(dòng)，燃燒器高溫區(qū)域達(dá)到出口，使溫度趨于穩(wěn)定。

4) 除了入口速度為1 m/s外，在其他速度下，由于鈍體的作用，中心線溫度隨著距入口軸向距離的增大有一相對(duì)緩慢增大的區(qū)域。鈍體直管與鈍體擴(kuò)管微燃燒器燃燒過程的中心線溫度沿軸向變化的不同點(diǎn)在于：鈍體擴(kuò)管微燃燒器在鈍體區(qū)域溫度更高；鈍體直管在中高速時(shí)，在鈍體區(qū)域后溫度下降更多。

2.3 吹熄極限

鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管微燃燒器內(nèi)的燃燒火焰都是層流火焰，火焰面的穩(wěn)定是動(dòng)態(tài)過程?；鹧娴姆€(wěn)定必須滿足以下條件：火焰面駐定位置的火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊扔诨旌蠚饬魉?；火焰面發(fā)熱量大于或等于火焰向周圍氣體和環(huán)境的散熱量；火焰面上的混合氣體當(dāng)量比和火焰面上的反應(yīng)溫度不變；混合氣體流量不變。熄火是從火焰根部開始，鈍體能有效將火焰位置穩(wěn)定在鈍體周圍，從而達(dá)到穩(wěn)燃的效果。

當(dāng)量比對(duì)鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管的吹熄極限的影響見圖7。從圖7可以看出：鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管微燃燒器的吹熄極限均隨當(dāng)量比的增大而增大，在小當(dāng)量比時(shí)，兩者火焰穩(wěn)定燃燒極限速度范圍相同；隨著當(dāng)量比增大，鈍體階梯擴(kuò)管的火焰穩(wěn)定燃燒極限速度范圍比鈍體直管的大。這是由于鈍體的作用使火焰根部位于鈍體后的回流區(qū)域，而階梯擴(kuò)管使回流區(qū)域擴(kuò)大，使其在更高的入口速度下能將火焰中心位置穩(wěn)定在鈍體后，增強(qiáng)了火焰的穩(wěn)定性。

2.4 燃燒效率

本文的燃料只有氫氣，燃燒效率η可以用消耗的氫氣質(zhì)量來(lái)表示：

圖7 當(dāng)量比對(duì)吹熄極限的影響Fig. 7 Effects of equivalence ratio on blow-off limits

式中：mfuel,in為混合氣進(jìn)口質(zhì)量；mfuel,out為排氣出口平均質(zhì)量。

圖8所示為當(dāng)量比對(duì)燃燒效率的影響。從圖8可以看出：當(dāng)當(dāng)量比小于等于1.1時(shí)，鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管燃燒器的燃燒效率均隨當(dāng)量比的增大基本不變，鈍體直管則在入口速度較高時(shí)略有下降；當(dāng)當(dāng)量比大于1.1時(shí)，燃燒器的燃燒效率均隨當(dāng)量比的增大而急劇降低，這是由于當(dāng)當(dāng)量比較小時(shí)，進(jìn)入燃燒室的燃料總量很小，反應(yīng)較充分，燃燒效率較高；當(dāng)當(dāng)量比較大時(shí)，燃燒器內(nèi)空氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)降低，導(dǎo)致化學(xué)反應(yīng)速率也降低，燃燒效率相應(yīng)降低。在入口速度相同時(shí)，鈍體直管燃燒器的燃燒效率比鈍體階梯擴(kuò)管的小，且入口速度越低，燃燒效率越高。低速時(shí)，燃料在燃燒室的停留時(shí)間較長(zhǎng)，燃燒效率較高。

圖8 當(dāng)量比對(duì)燃燒效率的影響Fig. 8 Effects of equivalence ratio on combustion efficiency

當(dāng)當(dāng)量比為 1，對(duì)流換熱系數(shù)分別為 20，50和100 W/(m2·K)時(shí)，入口速度對(duì)燃燒效率的影響見圖9。

圖9 不同對(duì)流換熱系數(shù)下速度對(duì)燃燒效率的影響Fig. 9 Effects of velocity on combustion efficiency under different convective heat transfer coefficients

從圖9可以看出：隨著入口速度不斷增大，鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管燃燒器的燃燒效率呈先增大后減小的趨勢(shì)，且在入口速度較低時(shí)，燃燒器的效率遠(yuǎn)低于90%。這是由于在低速狀態(tài)下，燃料在燃燒室的停留時(shí)間較長(zhǎng)，但化學(xué)反應(yīng)速率較低，燃燒效率也相應(yīng)較低。而隨著進(jìn)氣速度增大，雖然此時(shí)的化學(xué)反應(yīng)速率加快，但由于一些燃燒組分在充分反應(yīng)前就被沖出燃燒室，燃燒效率相應(yīng)下降；隨著進(jìn)氣速度增大，燃燒效率逐漸減小，而且其減小的速率不斷增大。其主要原因是隨著進(jìn)氣速度增大，高溫區(qū)向下游推移導(dǎo)致往壁面上游的導(dǎo)熱量減少，這使得對(duì)進(jìn)口氣體的預(yù)熱效果降低，著火推遲，從而燃燒效率有所下降；隨著進(jìn)氣速度增大，燃料的停留時(shí)間變短，使得一部分燃料未完全燃燒就被吹出微通道。然而，由于鈍體、階梯擴(kuò)管形成的回流區(qū)的有利作用，當(dāng)進(jìn)氣速度在一定范圍內(nèi)時(shí)，效率下降不明顯，而鈍體階梯擴(kuò)管由于鈍體和階梯擴(kuò)管的雙重作用，擴(kuò)大了燃燒器的回流區(qū)域，使得其燃燒效率降低速率比鈍體直管的小。鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管燃燒器效率隨對(duì)流換熱系數(shù)的增大變化不大，說(shuō)明對(duì)流換熱系數(shù)不是影響燃燒效率的主要因素。

當(dāng)當(dāng)量比為1，入口溫度分別為300 K和500 K時(shí)，速度對(duì)微燃燒器燃燒效率的影響見圖10。從圖10可以看出：當(dāng)入口溫度為300 K時(shí)，燃燒器燃燒效率隨入口速度的增大呈現(xiàn)出先增加后降低的趨勢(shì)；當(dāng)入口溫度為500 K時(shí)，燃燒器燃燒效率隨入口速度增大而先增加后降低；但入口速度較小時(shí)，入口溫度為500 K的混合氣燃燒效率比300 K時(shí)的低，且500 K鈍體直管型燃燒器燃燒效率比鈍體階梯擴(kuò)管的高；而300 K時(shí)，隨著入口速度增大，鈍體擴(kuò)管燃燒效率始終比鈍體直管的高。這是由于500 K時(shí)入口混合氣的質(zhì)量流量降低，在低入口速度時(shí)燃燒器局部回流傳熱減少，而散熱量只有少量減少，其燃燒效率降低；當(dāng)入口速度較高時(shí)，較高的入口溫度、鈍體回流、階梯擴(kuò)管回流作用提高了燃燒器效率，使微燃燒器達(dá)到最高值；隨后，由于入口速度增大，反應(yīng)區(qū)往下游移動(dòng)且部分燃料未完全燃燒就被吹出微通道，導(dǎo)致燃燒效率降低。

圖10 不同入口溫度下速度對(duì)燃燒效率的影響Fig. 10 Effect of velocity on combustion efficiency under different inlet temperatures

2.5 熱量損失分析

燃燒器的外壁面散熱考慮自然對(duì)流和輻射散熱 2種方式。散熱功率qo可表示為

式中：h為自然對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；Tw為微燃燒器外壁面的溫度，K；T∞為環(huán)境溫度，取300 K；ε為壁面的發(fā)射率；σ為 Stephan Boltzman常數(shù)，取5.67×10?8W/(m2·K4)。

燃燒器的入口、出口端壁面主要考慮輻射散熱，散熱功率q1可表示為

定義燃燒器散熱總量為qo與q1之和，散熱損失比為散熱總量與燃料放熱量之比。

圖11所示為當(dāng)量比對(duì)散熱損失比影響。從圖11可以看出：鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管散熱損失比均隨當(dāng)量比的增大呈先增大后降低的趨勢(shì)。這是由于隨著當(dāng)量比增大，燃燒器壁面溫度增大，散熱總量增大，入口氫氣少量質(zhì)量增大，因而，產(chǎn)熱量增大幅度不大，散熱損失比增大；當(dāng)當(dāng)量比達(dá)到1.0左右時(shí)，燃燒器壁面溫度相對(duì)穩(wěn)定，散熱總量變化不大，散熱損失比達(dá)到最大值；隨著當(dāng)量比進(jìn)一步增大，壁面溫度降低，散熱總量降低，而產(chǎn)熱量增大，使散熱損失比降低。

圖11 當(dāng)量比對(duì)散熱損失比影響Fig. 11 Effect of equivalence ratio on heat dissipation ratio

圖12 不同對(duì)流換熱系數(shù)下入口速度對(duì)散熱損失比影響Fig. 12 Effects of inlet velocity on heat dissipation ratio under different convection heat transfer coefficients

當(dāng)當(dāng)量比為1，對(duì)流換熱系數(shù)分別為20，50和100 W/(m2·K)時(shí)，不同對(duì)流換熱系數(shù)下入口速度對(duì)散熱損失比影響見圖12。從圖12可以看出：鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管散熱損失比隨入口速度的增大而降低。這是由于隨著入口速度增大，入口燃料質(zhì)量流量增大，使產(chǎn)熱量增大，鈍體產(chǎn)生的局部回流使燃燒器的壁面溫度相對(duì)穩(wěn)定在一定范圍，散熱總量變化不大，散熱損失比降低；鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管散熱損失比隨對(duì)流換熱系數(shù)的增大而降低，但降低幅度不大，說(shuō)明對(duì)流換熱系數(shù)不是影響散熱損失比的主要因素；鈍體直管在高速時(shí)達(dá)到吹熄極限，燃燒器壁面溫度降低，使散熱損失比大幅度降低。

2.6 場(chǎng)協(xié)同分析

傳熱強(qiáng)化的場(chǎng)協(xié)同原理認(rèn)為對(duì)流換熱的本質(zhì)是具有內(nèi)熱源的導(dǎo)熱和流體的運(yùn)動(dòng)起著當(dāng)量熱源作用。對(duì)流換熱的強(qiáng)度取決于當(dāng)量熱源的強(qiáng)度，它不僅取決于流體與固壁的溫差、流動(dòng)速度和流體熱物理和輸運(yùn)性質(zhì)，而且取決于流體速度矢量與熱流矢量的夾角[19]。

式中： cp為比定壓熱容； qw為壁面處的對(duì)流換熱量；Fc為協(xié)同數(shù)；U為速度矢量；T?為溫度梯度；θ 為速度矢量與溫度梯度的夾角。

對(duì)于本文的二維軸對(duì)稱模型，速度矢量與熱流矢量的夾角表達(dá)式為[20]

式中：?T/?x為 x向溫度梯度；?T/?y為 y向溫度梯度。

式(14)表明：在一定速度和溫度梯度下，減小兩者之間的夾角θ是強(qiáng)化對(duì)流換熱的有效途徑。根據(jù)場(chǎng)協(xié)同原理，當(dāng)θ＜90°時(shí)，減小速度矢量與溫度梯度的夾角θ可以強(qiáng)化換熱；當(dāng)θ＞90°時(shí)，增大速度矢量與溫度梯度的夾角 θ可以弱化換熱。定義 cosθ≥0.8(即θ≤36.9°)時(shí)，鈍體微微燃燒器性能協(xié)同性為最佳。

當(dāng)當(dāng)量比為1.0時(shí)，入口速度對(duì)協(xié)同數(shù)的影響見圖13。從圖13可以看出：隨入口進(jìn)氣速度增大，鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管燃燒器的協(xié)同數(shù)都是增大→降低→增大，且鈍體直管燃燒器協(xié)同數(shù)比鈍體階梯擴(kuò)管的高。這是由于入口進(jìn)氣速度的變化影響燃燒反應(yīng)的位置和火焰?zhèn)鞑サ乃俣?，從而改變?nèi)紵覂?nèi)的溫度分布；隨著入口速度的增大，火焰中心往后移；當(dāng)移到鈍體附近時(shí)，由于鈍體的作用使協(xié)同數(shù)降低，隨著速度進(jìn)一步增大，協(xié)同數(shù)繼續(xù)增大；鈍體擴(kuò)管由于高溫回流效果更好，其協(xié)同數(shù)更低。當(dāng)協(xié)同數(shù)大的部位主要分布在燃燒器入口處和燃燒反應(yīng)區(qū)時(shí)，協(xié)同數(shù)增大使燃燒器內(nèi)流體傳熱增大，沿壁面散熱量降低，散熱損失比降低，這與前面的分析結(jié)果基本一致。

圖13 入口速度對(duì)協(xié)同數(shù)的影響Fig. 13 Effects of inlet velocity on field synergy numbers

3 結(jié)論

1) 低速時(shí)，燃燒器中心線溫度隨著距入口軸向距離的增大而先增大后逐漸減??；中高速時(shí)，燃燒器中心線溫度隨著距入口軸向距離的增大而先增大后減小，接著增大到最高溫度，并隨著距離的增大而趨于穩(wěn)定。

2) 鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管微燃燒器的吹熄極限均隨當(dāng)量比的增大而增大，兩者在小當(dāng)量比時(shí)，火焰穩(wěn)定燃燒極限速度范圍相同；隨著當(dāng)量比增大，鈍體階梯擴(kuò)管的火焰穩(wěn)定燃燒極限速度范圍比鈍體直管的大。

3) 當(dāng)當(dāng)量比小于等于1.1時(shí)，鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管燃燒器的燃燒效率隨當(dāng)量比增大均基本不變；當(dāng)當(dāng)量比大于 1.1時(shí)，燃燒器的燃燒效率均隨當(dāng)量比增大而急劇降低；對(duì)流換熱系數(shù)不是影響燃燒效率的主要因素。

4) 鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管散熱損失比均隨當(dāng)量比的增大呈先增大后降低的趨勢(shì)，隨入口速度的增大而降低。

5) 鈍體直管和鈍體階梯擴(kuò)管燃燒器的協(xié)同數(shù)隨入口的速度增大，先增大后降低再增大，鈍體直管燃燒器協(xié)同數(shù)比鈍體階梯擴(kuò)管的高。

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Premixed hydrogen/air combustion characteristics and field synergy in micro combustor with bluff body and backward-facing step

ZUO Qingsong1, ZHU Xinning1, ZHANG Jianping1, WANG Zhiqi1, ZHANG Bin2

(1. College of Mechanical Engineering, Xiangtan University, Xiangtan 411105, China;2. College of Mechanical and Vehicle Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China)

In order to improve combustion stability and combustion efficiency, micro-combustor mathematical simulation was studied based on bluff body and backward-facing step combuster. The results show that the backward-facing step in combustion chamber can increase the flame propagation speed and expand the blow-off limits of flame, and both increases with the increase of the equivalence ratio (that is, the ratio of the theoretical air mass of complete combustion to the actually air mass). Furthermore, the combustion efficiency of combustors increases firstly and then decreases with the continual increase of inlet velocity or equivalence ratio, and combustion efficiency of combustor with backward-facing step is higher than that of without step under the same conditions. While the heat dissipation ratio of the two types of micro combustors increases with the decrease of inlet velocity, and it increases firstly and then decreases with the increase of equivalence ratio. With the increase of inlet mixed gas velocity, field synergy numbers of the micro combustor with and without the backward-facing step increase firstly and then decrease, but increase again.

micro-combustors; bluff body; backward-facing step; blow-off limit; heat dissipation ratio; field synergy number

TK421

A

1672?7207(2017)11?2926?09

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.11.012

2017?03?10；

2017?05?15

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51606162, 51405415)；湖南省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2017JJ4052)；湘潭大學(xué)博士科研啟動(dòng)基金資助項(xiàng)目(16QDZ22) (Projects(51606162, 51405415) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2017JJ4052)supported by the Natural Science Foundation of Hunan Province; Project(16QDZ22) supported by Doctoral Research Foundation of Xiangtan University)

左青松，博士，從事熱動(dòng)力設(shè)備燃燒與排放控制研究；E-mail: zuoqingsong100@163.com

(編輯 陳燦華)