黃章俊，劉正偉，田 紅, ，胡章茂，王飛飛，米建春

(1.長沙理工大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，長沙 410114；2.華電青島發(fā)電有限公司運行部，青島 266031；3.北京大學(xué)湍流與復(fù)雜系統(tǒng)國家重點實驗室，北京 100871；4.華中科技大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院，武漢 430074)

隨著我國經(jīng)濟的高速發(fā)展和能源消費量的大幅上升，化石燃料燃燒利用造成的環(huán)境污染問題愈加嚴(yán)重和突出.目前，解決化石燃料燃燒利用中污染排放問題的有效途徑之一是發(fā)展和利用無焰燃燒技術(shù)，即MILD(moderate or intense low-oxygen dilution)燃燒，它具有熱流分布均勻、燃燒峰值溫度低、能源效率高、NOx和 CO2排放低等優(yōu)點[1].

針對甲烷、丙烷和氫氣燃料的無焰燃燒，田紅等[2]通過實驗和數(shù)值模擬研究了 CO2稀釋率對不同燃料無焰燃燒特性和規(guī)律的影響，結(jié)果表明，CO2稀釋率的增大有利于達(dá)到無焰燃燒狀態(tài)，降低爐內(nèi)峰值溫度和 NO排放濃度；在相同稀釋率下，不同燃料按燃燒效果由好到壞依次為 H2、CH4、C3H8.劉洋等[3]針對甲烷在常溫空氣下的 MILD燃燒，利用耦合機理 GRI-Mech2.11的數(shù)值計算模型預(yù)測爐內(nèi) CO、O2和溫度等參數(shù).姜延歡等[4]針對湍流強度影響火焰結(jié)構(gòu)特性的問題，研究了常溫、常壓下當(dāng)量比為 1時不同湍流強度對CH4/H2混合氣湍流預(yù)混火焰結(jié)構(gòu)特性的影響.金圻燁等[5]利用數(shù)值模擬研究了強弱射流型MILD富氧燃燒器的流動和燃燒特性，采用有限速率/渦耗散模型預(yù)測丙烷 MILD富氧燃燒過程中煙氣速度場、溫度場、組分體積分?jǐn)?shù)分布和煙氣內(nèi)循環(huán)流量比等宏觀特征，結(jié)果表明強烈的煙氣內(nèi)循環(huán)通過充分稀釋并預(yù)熱主反應(yīng)區(qū)內(nèi)的反應(yīng)物，減緩化學(xué)反應(yīng)速率，從而降低了火焰峰值溫度.朱彤等[6]研究了城市管道煤氣的無焰燃燒，實驗結(jié)果表明，矩形空氣噴嘴在降低 NOx排放濃度效果方面優(yōu)于圓形空氣噴嘴，出口 NOx的排放濃度與燃料射流速度呈反比，與過剩空氣系數(shù)呈正比.Szeg?等[7]以天然氣為燃料在平行射流燃燒器上進行了一系列實驗和模擬研究，結(jié)果表明較高的過?？諝庀禂?shù)可使模擬結(jié)果更精準(zhǔn).米建春等[8-9]通過實驗改變鈍體燃燒器結(jié)構(gòu)，并與模擬計算相結(jié)合，研究了燃燒器結(jié)構(gòu)、反應(yīng)物混合模式及燃空當(dāng)量比等對無焰燃燒的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，燃料與空氣射流速度越大，煙氣中 NOx的排放濃度越小，越有利于無焰燃燒的實現(xiàn).丁小嬌等[10]研究了過量空氣系數(shù)、熱負(fù)荷等對天然氣鍋爐無焰燃燒特性的影響，結(jié)果表明，過量空氣系數(shù)增加，NO和CO排放降低；滿負(fù)荷下，預(yù)混無焰燃燒的 NO排放量遠(yuǎn)低于采用傳統(tǒng)旋流擴散燃燒方式的天然氣鍋爐的 NO排放量.

現(xiàn)階段實現(xiàn)無焰燃燒主要以預(yù)熱空氣為主，嚴(yán)重限制了其工業(yè)應(yīng)用，因此對常溫空氣下無焰燃燒的研究尤為重要.目前，液化石油氣是一種廣泛應(yīng)用在民用和工業(yè)的燃料，其主要成分中丙烷含量高于甲烷和氫氣的含量，在燃燒利用中更易形成燃燒污染物.為了探明常溫空氣無焰燃燒的內(nèi)在規(guī)律和機理，優(yōu)化無焰燃燒過程，拓寬無焰燃燒的應(yīng)用領(lǐng)域，筆者擬通過實驗和模擬相結(jié)合的方法探索平行圓管噴嘴類型燃燒器的結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對 C3H8燃料常溫?zé)o焰燃燒的爐內(nèi)燃燒過程、溫度分布和NO排放的影響規(guī)律.

綜合分析國內(nèi)外文獻(xiàn)可發(fā)現(xiàn)，目前無焰燃燒的判據(jù)主要是[1-3,6-9]：①爐內(nèi)沒有明顯的火焰鋒面；②爐內(nèi)的溫度均勻，或爐內(nèi)的溫度峰值較低；③煙氣中污染物(NOx或 CO)排放濃度低.但是，由于燃料種類、燃燒條件等差異，目前無焰燃燒的判據(jù)還沒有形成完全一致的標(biāo)準(zhǔn)，尤其是判據(jù)中的溫度均勻性、峰值溫度、污染物排放濃度等更沒有形成統(tǒng)一的量化標(biāo)準(zhǔn).在本文中，C3H8燃料的無焰燃燒判別主要是依據(jù)爐內(nèi)的溫度峰值和煙氣中的污染物NO排放濃度，即當(dāng)峰值溫度和煙氣中的污染物 NO排放濃度都相對較低時(峰值溫度不高于 1900K且煙氣中的污染物 NO排放不高于 100×10-6)，則認(rèn)為 C3H8燃料的燃燒過程已經(jīng)接近或處于無焰燃燒狀態(tài).

1 實驗系統(tǒng)和測試

1.1 實驗系統(tǒng)

無焰燃燒實驗測試系統(tǒng)如圖1所示.實驗爐爐體預(yù)留燃燒產(chǎn)物成分抽取孔、溫度測量孔及觀火孔；爐膛直徑為 170 mm，爐膛長度為 1 050 mm[2,11]；在爐膽上，沿中心軸線方向等間距布設(shè)溫度測量孔；爐體端部安裝預(yù)混燃燒器，由位置居中的燃料噴嘴及其周圍均布的空氣噴嘴組成，而且燃燒器結(jié)構(gòu)參數(shù)可以根據(jù)需要采用不同的設(shè)計值[11]，包括空氣噴嘴的數(shù)量、空氣噴嘴和燃料噴嘴的內(nèi)徑、空氣噴嘴與燃料噴嘴的間距；出口煙道取樣口連接煙氣分析儀(英國KANE KM9106)[11-12].

圖1 無焰燃燒實驗測量系統(tǒng)Fig.1 Experimental system for flameless combustion

由于燃燒器結(jié)構(gòu)影響著燃料與氧化劑射流的混合方式，因此本實驗過程中采用了平行圓管噴嘴類型的燃燒器，但燃燒器的結(jié)構(gòu)參數(shù)(噴嘴孔數(shù)、噴嘴孔徑、噴嘴間距)采用多組不同的設(shè)計，以便通過結(jié)構(gòu)參數(shù)變化來改變空氣和燃料射流，從而影響爐膛中的流場分布和燃燒過程.以燃燒器結(jié)構(gòu)參數(shù)中 1組設(shè)計為例，燃燒器結(jié)構(gòu)剖視圖如圖2所示.

圖2 無焰燃燒實驗系統(tǒng)的燃燒器結(jié)構(gòu)剖視圖(單位：mm)Fig.2 Sectional view of a burner for the flameless combustion experimental system(unit：mm)

1.2 實驗測試設(shè)置

實驗測試的空氣噴嘴孔數(shù)分別取為2和4，所用燃料均為C3H8.空氣和燃料入口溫度均為298K.實驗測試的參數(shù)設(shè)置如表1所示.

表1 實驗測試的參數(shù)設(shè)置Tab.1 Parametric settings for experiments

1.3 實驗結(jié)果

考慮到實驗中存在許多引起溫度測量系統(tǒng)誤差和隨機誤差的因素，而感溫元件實測溫度較高，本文中對溫度測量的誤差范圍取為±10K，給出的溫度指標(biāo)(測量溫度、平均溫度、模擬計算溫度)均取整到精度為 10K的溫度值.實驗測量獲得實驗爐軸向溫度如圖3所示，空氣噴嘴孔數(shù)N分別取為2和4時，相應(yīng)的實驗爐內(nèi)平均溫度(測溫點的測量溫度平均值)分別為1270K、1320K，NO排放分別為66.4×10-6、67.2×10-6.

由實驗測量結(jié)果可知，空氣噴嘴孔數(shù) N=2的燃燒器和空氣噴嘴孔數(shù) N=4的燃燒器均處于無焰燃燒狀態(tài)；與空氣噴嘴孔數(shù) N=2工況相比，空氣噴嘴孔數(shù)N=4時，實驗爐內(nèi)平均溫度及NO排放濃度較大，表明空氣噴嘴孔數(shù)的增加可使氧氣分布更加均勻，促進燃燒反應(yīng)的進行和平均溫度的上升，導(dǎo)致NO的生成率和排放濃度上升.

圖3 實驗爐軸向溫度變化Fig.3 Temperature trend along the axial direction in experimental furnace

2 數(shù)值模擬方法

2.1 燃燒模型

實驗爐中，氣體燃料燃燒的物理和化學(xué)過程可以用氣體燃燒基本方程組加以描述.氣體燃料與空氣混合燃燒過程中的湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型.

由于實驗爐中氣體燃料與空氣分別從燃燒器的燃料噴嘴和空氣噴嘴進入爐膛并進行擴散燃燒，因此燃燒反應(yīng)速率取決于燃料和空氣的混合和擴散速度.燃燒模型采用通用有限速率模型，其化學(xué)物質(zhì)的守恒方程通過第 i種物質(zhì)的對流擴散方程預(yù)估每種物質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù).

燃燒模型的化學(xué)物質(zhì)守恒方程為[2,11]

式中：Yi為第 i種物質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Ri是化學(xué)反應(yīng)的凈產(chǎn)生率；Si是離散相及用戶定義的源相導(dǎo)致的額外產(chǎn)生速率.

燃燒模型的組分方程采用渦耗散模型，其反應(yīng) r中物質(zhì)i的產(chǎn)生速率Ri,r為下面兩個表達(dá)式中較小的1 個[13]：

式中：Mr,i為第 i種物質(zhì)的相對分子質(zhì)量；vi′,r為反應(yīng)r中反應(yīng)物 i的化學(xué)計量系數(shù)；Mr,a為某種產(chǎn)物a的相對分子質(zhì)量；va′,r為反應(yīng) r中某種產(chǎn)物 a的化學(xué)計量系數(shù)；v′j′,r為反應(yīng) r中生成物 j的化學(xué)計量系數(shù)；ε為湍能耗散率；k為湍動能；Yp為任何一種產(chǎn)物的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Ya為某種產(chǎn)物a的質(zhì)量組分；A和B為經(jīng)驗常數(shù)，分別取4.0和0.5.

燃燒模型的化學(xué)反應(yīng)速率由大尺度渦混合時間尺度k/ε控制，只要湍流出現(xiàn)(k/ε＞0)，燃燒即可進行.

不同的氣體燃料種類具有不同的性能和反應(yīng)機理.為避免燃料種類對實驗和模擬結(jié)果的影響，在下述研究中將燃料種類設(shè)置為相同的氣體燃料 C3H8，其燃燒化學(xué)反應(yīng)采用雙步總包反應(yīng)，燃燒過程中的化學(xué)反應(yīng)速率k的經(jīng)驗公式[14]為

式中：R為摩爾氣體常量；T為熱力學(xué)溫度；E為表觀活化能；α為可由實驗確定的指數(shù)前因子.

C3H8氧化燃燒的化學(xué)反應(yīng)及其速率計算系數(shù)如表 2 所示[15].

表2 C3H8燃燒反應(yīng)及其速率計算系數(shù)Tab.2 Combustion reaction and the rate calculation coefficient for C3H8

2.2 數(shù)值模擬模型

氣體燃料與空氣混合燃燒過程的數(shù)值模擬采用Fluent軟件實現(xiàn).實驗爐爐膛及燃燒器噴嘴的網(wǎng)格劃分采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并對不同網(wǎng)格數(shù)量(40萬、65萬和90萬)的模型進行了試算，證明了網(wǎng)格數(shù)量在65萬以上時對模擬計算結(jié)果的影響可以忽略.最終在燃燒器噴嘴結(jié)構(gòu)變化的情況下將計算域網(wǎng)格劃分的網(wǎng)格數(shù)目控制在65萬至100萬的范圍.實驗爐爐膛及燃燒器噴嘴的三維網(wǎng)格模型如圖4所示.

燃料和空氣入口邊界均設(shè)為速度入口，出口邊界設(shè)為壓力出口，壁面邊界設(shè)為絕熱，并將壓力和速度的耦和算法設(shè)為SIMPLE算法[11].

圖4 爐膛及燃燒器噴嘴的網(wǎng)格模型Fig.4 Mesh-model of the furnace and burner nozzles

2.3 燃燒器參數(shù)設(shè)置

無焰燃燒的數(shù)值模擬研究中保持不變的工況參數(shù)包括：燃料為 C3H8；CO2摻混比為 0；燃料入口流量為 1.356×10-4m3/s；空氣入口流量為 2.826×10-3m3/s.

在研究燃燒器空氣噴嘴孔數(shù)變化對無焰燃燒的影響時，燃燒器參數(shù)設(shè)置為：燃料噴嘴孔徑 Df=6mm；空氣噴嘴與燃料噴嘴的間距 S=15mm；空氣噴嘴孔數(shù) N 設(shè)置 3組變化值，即 N=2、N=4、N=∞(采用圓環(huán)型空氣噴嘴).

在研究燃燒器空氣噴嘴與燃料噴嘴的間距變化對無焰燃燒的影響時，燃燒器參數(shù)設(shè)置為：燃料噴嘴孔徑 Df=6mm；空氣噴嘴孔數(shù) N=2；燃燒器空氣噴嘴與燃料噴嘴的間距 S設(shè)置 4組變化值，即 8mm、15mm、28mm和51mm.

在研究燃燒器的燃料噴嘴孔徑變化對無焰燃燒的影響時，燃燒器參數(shù)設(shè)置為：空氣噴嘴孔數(shù) N=2；空氣噴嘴與燃料噴嘴的間距 S=15mm；燃料噴嘴孔徑Df設(shè)置3組變化值，即6mm、12mm、18mm.

3 數(shù)值模擬的結(jié)果與分析

3.1 燃燒器空氣噴嘴孔數(shù)變化的結(jié)果分析

在燃燒器空氣噴嘴孔數(shù)變化的情況下，針對3組變化值分別進行模擬計算，獲得爐膛垂直中分面的溫度分布如圖5所示；相應(yīng)的模擬溫度和出口NO濃度見表3，其中模擬計算的平均溫度為爐膛內(nèi)z=0截面的溫度平均值.

從圖5和表3可以看出，隨空氣噴嘴孔數(shù)增加，爐內(nèi)峰值溫度升高，生成的 NO值也隨之增大；將燃燒器空氣噴嘴孔數(shù)為 2和 4時的爐膛中間垂直平分面實驗測量的平均溫度與模擬結(jié)果進行對比，可見模擬平均溫度均低于實驗測量平均溫度；相應(yīng)地，模擬獲得的出口NO體積分?jǐn)?shù)均低于實際測量的出口NO體積分?jǐn)?shù)；在總體變化趨勢上，模擬結(jié)果與實際測量結(jié)果一致，即燃燒器空氣噴嘴孔數(shù)從2變?yōu)?時，爐內(nèi)平均溫度升高，出口NO體積分?jǐn)?shù)增大.

圖5 空氣噴嘴孔數(shù)變化時垂直中分面的溫度云圖Fig.5 Temperature distribution at the vertically middle plane with different numbers of air nozzle holes

表3 空氣噴嘴孔數(shù)變化時的模擬結(jié)果Tab.3 Simulation results with different numbers of air nozzle holes

模擬平均溫度均低于實驗測量平均溫度的原因在于，數(shù)值模擬計算的平均溫度為爐膛內(nèi) z=0截面(沿爐膛軸向距燃燒器噴嘴距離從 0～1050mm)的溫度平均值，而實驗測量的平均溫度為爐膛中部的 4個測溫點(距燃燒器噴嘴距離分別為 300mm、480mm、660mm、840mm)的測量溫度平均值由于爐膛內(nèi)的煙氣溫度分布為靠近爐壁的溫度低，爐膛中部的溫度高，因此數(shù)值模擬溫度在計入爐膛內(nèi)靠近爐壁區(qū)域的較低溫度水平之后，其計算的平均溫度略低于實驗測量的平均溫度.

空氣噴嘴孔數(shù)增加的實驗和模擬結(jié)果表明，空氣噴嘴孔數(shù)的增加會導(dǎo)致爐內(nèi)峰值溫度的升高和出口NO體積分?jǐn)?shù)的增加，其原因在于：當(dāng)噴嘴間距及燃料噴嘴總表面積不變時，增加空氣噴嘴孔數(shù)將使得空氣射流能夠更多地包覆燃料射流，減少了二者的混合時間，導(dǎo)致局部燃燒反應(yīng)的加劇和爐內(nèi)峰值溫度的上升，熱力型 NOx的生成率和出口的 NO體積分?jǐn)?shù)增大.當(dāng)空氣噴嘴從 4個增加到環(huán)形噴嘴時，爐內(nèi)峰值溫度從1870K上升到2040K，出口NO體積分?jǐn)?shù)從42.6×10-6劇增到 157.5×10-6.

3.2 空氣噴嘴與燃料噴嘴間距變化的結(jié)果分析

在燃燒器空氣噴嘴與燃料噴嘴間距變化的情況下，針對 4組變化值分別進行模擬計算，獲得爐膛中間垂直平分面的溫度云圖，如圖6所示；相應(yīng)的模擬溫度和出口NO體積分?jǐn)?shù)見表4.

從圖6和表4可見，隨噴嘴間距的增加，爐內(nèi)峰值溫度和出口 NO的體積分?jǐn)?shù)都降低.當(dāng)間距從8mm 增大到 15mm 時，爐內(nèi)峰值溫度急劇下降，平均溫度也隨之下降；而當(dāng)間距從 15mm增加到28mm 時，峰值溫度降低趨勢平緩，平均溫度反而上升；繼續(xù)增大間距到 51mm 時，峰值溫度又急劇下降，平均溫度也下降較大.造成上述結(jié)果的原因主要在于：當(dāng) S=8mm 時，間距過小，燃燒反應(yīng)區(qū)域相對集中，反應(yīng)劇烈，導(dǎo)致峰值溫度過高；當(dāng)S=15mm和S=28mm 時，煙氣的卷吸作用對空氣射流起到了稀釋作用，從而降低了氧濃度，形成了低氧氣氛，使得爐內(nèi)峰值溫度有所下降，而且 S=28mm 時比 S=15mm更有利于燃燒反應(yīng)區(qū)域的擴大，以至于爐內(nèi)溫度分布更加均勻，平均溫度反而上升；當(dāng) S=51mm時，由于間距過大，部分區(qū)域燃燒反應(yīng)不完全，爐內(nèi)溫度水平降低.當(dāng)燃燒器空氣噴嘴與燃料噴嘴的間距從 8mm增加到 15mm時，爐內(nèi)峰值溫度從2070K降低到 1860K，出口 NO排放體積分?jǐn)?shù)從318.7×10-6迅速減低到 33.5×10-6.

圖6 空氣噴嘴與燃料噴嘴間距變化時垂直中分面的溫度云圖Fig.6 Temperature distribution at the vertically middle plane with different distances between air nozzles and the fuel nozzle

表4 空氣噴嘴與燃料噴嘴間距變化時的模擬結(jié)果Tab.4 Simulation results with different distances between air nozzles and the fuel nozzle

噴嘴間距增加導(dǎo)致出口 NO濃度降低的根本原因在于：噴嘴間距的增加推遲了燃料與空氣的混合，煙氣回流的卷吸稀釋作用增強，爐內(nèi)燃燒緩和，峰值溫度下降，低氧燃燒區(qū)域和火焰體積擴大，溫度分布更加均勻，抑制了熱力型 NOx的生成，降低了出口NO濃度.

3.3 燃料噴嘴孔徑變化的結(jié)果分析

在燃燒器的燃料噴嘴孔徑變化情況下，針對3組變化值分別進行模擬計算，獲得爐膛中間垂直平分面的溫度云圖如圖7所示；相應(yīng)的模擬溫度和出口NO體積分?jǐn)?shù)見表5.

由圖7和表5可見，隨燃料噴嘴孔徑增加，爐內(nèi)峰值溫度和出口NO的體積分?jǐn)?shù)都增大，其原因主要是燃料噴嘴孔徑的增加使入口通流面積增大，而燃料入口流量保持不變，以至于燃料入口射流速度減小，氣流擾動和煙氣卷吸作用減弱，燃燒區(qū)域集中，加劇了局部燃燒反應(yīng)，導(dǎo)致爐內(nèi)峰值溫度升高和熱力型NOx增多，使出口NO濃度上升.

圖7 燃料噴嘴孔徑變化時垂直中分面的溫度云圖Fig.7 Temperature distribution at the vertically middle plane with different fuel nozzle diameters

表5 燃料噴嘴孔徑變化時的模擬結(jié)果Tab.5 Simulation results with different fuel nozzle diameters

從燃料噴嘴孔徑變化的燃料燃燒模擬結(jié)果看，當(dāng)燃燒器燃料噴嘴孔徑從6mm增加到18mm時，爐內(nèi)峰值溫度從1860K升高到1900K，出口NO體積分?jǐn)?shù)從 33.5×10-6上升到 54.1×10-6，但依然遠(yuǎn)低于噴嘴間距為8mm時爐內(nèi)峰值溫度2070K對應(yīng)的出口NO 體積分?jǐn)?shù) 318.7×10-6.可見，爐內(nèi)峰值溫度不超過1900K有利于抑制熱力型NOx的形成，降低出口NO的排放濃度.

4 結(jié) 論

(1) 在保持燃料 C3H8和空氣入口流量不變的情況下，當(dāng)燃燒器的空氣噴嘴數(shù)量由2個向環(huán)形噴孔增加時，燃料和空氣的混合時間減少，煙氣回流對混合氣流的稀釋作用減弱，從而加劇了爐內(nèi)局部燃燒，峰值溫度上升，促進了熱力型 NOx的生成，致使出口NO濃度升高.

(2) 當(dāng)噴嘴的間距由8mm向51mm增加時，燃料和空氣的混合時間增加，煙氣回流對混合氣流的卷吸稀釋作用增強，導(dǎo)致爐內(nèi)燃燒緩和，爐內(nèi)峰值溫度降低，溫度分布更加均勻，生成的熱力型 NOx減少，出口NO濃度下降.

(3) 當(dāng)燃料噴嘴孔徑由6mm向18mm增大時，燃料入口射流速度減小，氣流擾動和煙氣卷吸稀釋作用減弱，易造成爐內(nèi)局部燃燒反應(yīng)加劇，峰值溫度和出口NO濃度上升；但由于爐內(nèi)峰值不超過1900K，有效抑制了熱力型 NOx的形成，出口 NO的排放濃度依然保持在較低水平.

因此，通過調(diào)整平行圓管噴嘴類型燃燒器的空氣噴嘴和燃料噴嘴的幾何參數(shù)和安裝間距，從而改變空氣和燃料反應(yīng)物的噴入條件，能夠有效調(diào)整爐內(nèi)煙氣對反應(yīng)物射流的包覆和稀釋作用，從而改善爐內(nèi)局部燃燒反應(yīng)，使得爐內(nèi)峰值溫度不超過1900K，有效抑制熱力型 NOx的形成，使出口 NO濃度依然保持在較低水平，從而在使用常溫空氣的條件下就能夠?qū)崿F(xiàn)C3H8燃料的無焰燃燒.