甲烷自激勵(lì)脈動(dòng)燃燒NOx排放特性的試驗(yàn)研究

鄧 凱, 鐘英杰, 李 華, 方德明

(浙江工業(yè)大學(xué)能源與動(dòng)力工程研究所,脈動(dòng)技術(shù)工程研究中心,杭州310014)

隨著工業(yè)的迅速發(fā)展以及天然氣的推廣使用,NOx的排放量急劇增加,控制天然氣燃燒產(chǎn)生的NOx已成為重要的研究方向.國(guó)外已有相當(dāng)成熟的技術(shù)來控制天然氣NOx的排放,但受投資及運(yùn)行費(fèi)用的制約,國(guó)內(nèi)目前很難普及,研究有關(guān)NOx減排及適合中國(guó)國(guó)情的控制技術(shù)仍是目前的研究重點(diǎn).脈動(dòng)燃燒(pulse combustion)作為高效低污染的燃燒方式,是指在自激勵(lì)或強(qiáng)迫激勵(lì)的條件下,在燃燒區(qū)內(nèi)表征燃燒過程的狀態(tài)參數(shù)(如溫度、壓力、氣流速度及熱釋放等變量)均隨時(shí)間作周期性波動(dòng)的一種特殊的不穩(wěn)定燃燒過程[1].該燃燒方式可降低NOx的排放,具有燃燒強(qiáng)度高、傳熱系數(shù)大以及裝置結(jié)構(gòu)緊湊等優(yōu)點(diǎn).

國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用各種類型的脈動(dòng)燃燒器對(duì)脈動(dòng)參量下的NOx生成進(jìn)行了試驗(yàn)研究,J.O.Keller等[2]采用Helmholtz型脈動(dòng)燃燒器研究了在化學(xué)當(dāng)量比為1.0時(shí)甲烷預(yù)混氣脈動(dòng)燃燒下NO的生成,發(fā)現(xiàn)NO的生成隨脈動(dòng)振幅的增大而降低;H.W.Au-Yeung等[3]對(duì)Schmidt型脈動(dòng)燃燒器下的NO生成進(jìn)行了試驗(yàn)研究,結(jié)果表明,隨脈動(dòng)頻率和振幅的增加,NO的排放量降低;C.A.Martins等[4]通過試驗(yàn)研究了Rijke型液化石油氣(LPG)脈動(dòng)燃燒器的NOx生成,重點(diǎn)分析了脈動(dòng)對(duì)燃料型NOx的影響,結(jié)果表明,在脈動(dòng)燃燒下,燃料型NOx的生成量增加;G.Tashtoush[5]采用聲激勵(lì)的脈動(dòng)方式研究了預(yù)混LPG氣體燃燒器中的聲振頻率對(duì)NOx排放的影響,結(jié)果表明,在聲場(chǎng)作用下NO的排放量降低,且NOx的降低與聲振的頻率和方向有關(guān);S.R.N.De Zilwa等[6]通過揚(yáng)聲器激勵(lì)圓管內(nèi)火焰產(chǎn)生脈動(dòng),研究了貧燃和富燃工況下脈動(dòng)對(duì)NOx排放的影響,發(fā)現(xiàn)富燃脈動(dòng)燃燒下NOx的生成減少,而貧燃脈動(dòng)燃燒下NOx的生成增加;北京工業(yè)大學(xué)的武力云等[7-9]通過試驗(yàn)研究了空氣脈動(dòng)、燃?xì)饷}動(dòng)、空氣和燃?xì)饩}動(dòng)3種受控脈動(dòng)燃燒方式下NOx的生成量,結(jié)果表明,脈動(dòng)周期的延長(zhǎng)有利于NOx的降低.上述脈動(dòng)燃燒器大多通過強(qiáng)加聲場(chǎng)、特定聲結(jié)構(gòu)或管路閥門開閉形成脈動(dòng),與Rijke型自激勵(lì)脈動(dòng)燃燒器的脈動(dòng)機(jī)理差異較大.Rijke型脈動(dòng)燃燒器為兩端開口的二分之一波長(zhǎng)諧振管,基于熱聲轉(zhuǎn)化原理——瑞利準(zhǔn)則工作,即當(dāng)放熱量脈動(dòng)與聲壓脈動(dòng)之間同相位時(shí),熱聲轉(zhuǎn)換過程發(fā)生,在管中產(chǎn)生一定頻率振幅的自激脈動(dòng)熱聲耦合.該裝置結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、無需任何運(yùn)動(dòng)部件、可燃用各種燃料,是一種重要的脈動(dòng)燃燒器[10].

雖然Rijke型脈動(dòng)燃燒器結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單,但自激勵(lì)熱聲轉(zhuǎn)換機(jī)理復(fù)雜,尤其當(dāng)火焰作為熱源時(shí),火焰放熱量脈動(dòng)激發(fā)聲場(chǎng)、聲脈動(dòng)作用于管內(nèi)燃燒過程,使燃燒與聲脈動(dòng)形成耦合,進(jìn)而使得 Rijke型脈動(dòng)燃燒器內(nèi)NOx生成受到化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)、傳熱、熱聲轉(zhuǎn)換、流體混合等多因素耦合作用,規(guī)律復(fù)雜.目前關(guān)于Rijke型自激勵(lì)脈動(dòng)燃燒器內(nèi)NOx的生成研究較少.

筆者采用 Rijke型自激式脈動(dòng)燃燒器,對(duì)甲烷預(yù)混氣脈動(dòng)燃燒與非脈動(dòng)燃燒2種狀態(tài)下的NOx排放情況進(jìn)行了試驗(yàn)研究;借助紋影攝像的方法,對(duì)脈動(dòng)燃燒火焰內(nèi)部的流場(chǎng)特性進(jìn)行了分析,探討了脈動(dòng)頻率、脈動(dòng)振幅、燃燒功率等對(duì)NOx排放的影響,并分析了減排機(jī)理,為研究Rijke型脈動(dòng)燃燒器下NOx的生成規(guī)律和機(jī)理提供了參考.

1 試驗(yàn)部分

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

圖1為Rijke型燃燒器示意圖.Rijke管由去耦室、固定管、視窗管和可變管經(jīng)法蘭連接而成.去耦室為立方體,體積為0.125 m3;固定管為直徑100 mm、長(zhǎng)400 mm的鐵管;視窗管直徑為100 mm,長(zhǎng)為400 mm,左右側(cè)面各裝有石英玻璃窗,可觀測(cè)火焰特征,并為紋影系統(tǒng)提供光學(xué)通路;可變管由四段可互換的鐵管構(gòu)成,長(zhǎng)度分別為1 050 mm、1 200 mm、1 500 mm和600 mm,通過可變管的互換可改變Rijke總長(zhǎng),使Rijke管內(nèi)產(chǎn)生不同的脈動(dòng)參數(shù)Rijke管管壁均布測(cè)試孔,用來測(cè)量壓力、溫度以及污染物.

圖1 Rijke型燃燒器示意圖Fig.1 Schematic diag ram of the Rijke tube combustor

去耦室外端連接三段進(jìn)氣管路,其中一段為中壓鼓風(fēng)機(jī),提供維持Rijke自激振蕩所需的平均氣流,最高流量可達(dá)18 m3/min,其他管路分別為甲烷和空氣進(jìn)氣管路.甲烷和空氣分別進(jìn)入燃燒器下端預(yù)混室混合,混合充分后由漸縮型噴口噴出燃燒.噴口出口直徑為20 mm,噴口和混合室截面面積擴(kuò)張比為0.367,噴口內(nèi)布置有防回火的多孔介質(zhì),出口上方35 mm處裝有直徑為45 mm的穩(wěn)焰圓環(huán).燃燒器主體固定在去耦室內(nèi)升降裝置上,可上下移動(dòng)改變熱源位置,以調(diào)整到激發(fā)Rijke管自激脈動(dòng)的最佳位置.

圖2為Rijke型自激勵(lì)脈動(dòng)燃燒試驗(yàn)臺(tái).采用半無限法測(cè)量管內(nèi)脈動(dòng)壓力,通過CL-YD-200T型微壓氣體壓力傳感器獲得壓力特征,壓力傳感器外加水冷裝置,測(cè)試位置沿管軸線方向均勻布置,動(dòng)壓數(shù)據(jù)經(jīng)YE6600程控放大器后,由YE6230高速數(shù)據(jù)采集器傳輸至計(jì)算機(jī).采用K型和B型2種熱電偶測(cè)量管內(nèi)溫度,溫度信號(hào)由多通道溫度數(shù)據(jù)采集儀Fluke2620完成.由外徑 1 mm、I級(jí)精度的 K型鎧裝熱電偶測(cè)量煙氣區(qū)500℃以下區(qū)域的溫度,以直徑0.4 mm的單根偶絲自制B型熱電偶完成火焰區(qū)內(nèi)及附近的溫度測(cè)試.甲烷流量和一次空氣量采用轉(zhuǎn)子流量計(jì)測(cè)量,二次空氣量(即Rijke管內(nèi)的平均氣流)采用渦輪流量計(jì)測(cè)量.煙氣從尾部煙道取出,經(jīng)干燥和過濾后進(jìn)入M2000燃燒分析儀,采用電化學(xué)分析方法同時(shí)得出 O2、CO 、CO2、NO 、NO2的濃度,根據(jù)GB 13271-2001鍋爐大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定,將測(cè)試所得NOx濃度折算為過量空氣系數(shù)為1.2(即含3.5%氧濃度的干煙氣)時(shí)的NOx濃度.所有測(cè)試儀器均經(jīng)校準(zhǔn)和標(biāo)定,各組參數(shù)均多次采樣取均值.

圖2 試驗(yàn)裝置圖Fig.2 Schematic diag ram of the experimental setup

1.2 紋影攝像系統(tǒng)

圖3 紋影攝像系統(tǒng)示意圖Fig.3 Schematic diagram of the Schlieren photography system

用于火焰圖像測(cè)量的紋影系統(tǒng)示于圖3.將Rijke管火焰段置于紋影視場(chǎng)中,狹縫位于主反射鏡(一)的焦點(diǎn)處,光刀置于主反射鏡(二)的焦點(diǎn)處,調(diào)整紋影系統(tǒng)同軸,以確保兩主反射鏡間為平行光路,調(diào)節(jié)狹縫寬度和光刀進(jìn)給程度,以獲得對(duì)比度、靈敏度適宜的紋影圖像.

2 試驗(yàn)工況與結(jié)果分析

2.1 Rijke管自激振蕩特性與試驗(yàn)工況

在以火焰為熱源的 Rijke管自激振蕩過程中,聲場(chǎng)和燃燒過程形成反饋和耦合,因素復(fù)雜且多樣化,對(duì)于燃燒參數(shù)與管內(nèi)結(jié)構(gòu)參數(shù)應(yīng)如何匹配以形成穩(wěn)定的自激脈動(dòng)尚未形成統(tǒng)一的結(jié)論.對(duì)于電加熱型Rijke管,自激脈動(dòng)的產(chǎn)生和維持與管的長(zhǎng)徑比、加熱量、加熱面的位置以及平均流速有很大關(guān)系.理論上,當(dāng)管長(zhǎng)徑比大于10、距管進(jìn)口端1/4管長(zhǎng)的上下位置處供熱、維持一定的平均流速和供熱量時(shí),自激脈動(dòng)可被激發(fā)并保持穩(wěn)定.試驗(yàn)中對(duì)維持Rijke管起振的燃燒功率、平均流速、管長(zhǎng)和火焰位置進(jìn)行了探討,獲得了可維持 Rijke管穩(wěn)定自激振蕩的燃燒工況,燃燒參數(shù)見表1.

表1 自激脈動(dòng)燃燒器的試驗(yàn)工況Tab.1 Test conditions of the Rijke self-excited pulsating tube combustor

Rijke管需采用長(zhǎng)徑比大于18.5的直管,火焰位置位于y=1/2L～1/4L之間,如圖1所示.

脈動(dòng)參數(shù)(包括脈動(dòng)頻率和脈動(dòng)振幅)的調(diào)節(jié)分別通過Rijke管的總長(zhǎng)、火焰在管內(nèi)的位置以及放熱量等參數(shù)的變化來實(shí)現(xiàn).

根據(jù)聲學(xué)原理,Rijke管內(nèi)基波聲學(xué)振型脈動(dòng)頻率表示如下[11]:

式中:n為諧波階數(shù),n=1,2,3,……;ε=0、1,分別對(duì)應(yīng)于兩端同時(shí)開/閉口或兩端一開一閉的情況;L′為考慮管口聲學(xué)效應(yīng)的修正后管長(zhǎng),m;L為實(shí)際管長(zhǎng),m;D為管子直徑,m;n0為管子開口數(shù),n0=0,1,2;c為考慮空氣溫度變化的聲速,m/s;T為空氣溫度,K.

在試驗(yàn)裝置中,Rijke管內(nèi)存在由鼓風(fēng)機(jī)提供的平均空氣流,且去耦室截面相對(duì)于Rijke管截面積較大,Rijke管可視為兩端開口的直管,其聲學(xué)共振頻率決定于Rijke管管長(zhǎng)及管內(nèi)的溫度分布[12].試驗(yàn)中所獲得的脈動(dòng)頻率為82～105.5 Hz,脈動(dòng)激發(fā)后管內(nèi)頻率穩(wěn)定且能保持定值.

Rijke管內(nèi)的脈動(dòng)振幅受燃燒功率的影響,并沿管軸向位置呈現(xiàn)半正弦波分布,兩端為節(jié)點(diǎn),中間為波谷,火焰處脈動(dòng)振幅的變化可通過改變?nèi)紵β屎突鹧嫠谳S向位置實(shí)現(xiàn).當(dāng)火焰位置處于 y=0.249L時(shí),隨著燃燒功率的變化,火焰處的脈動(dòng)壓力振幅為 143～387.5 Pa;當(dāng)火焰位置處于 y=0.243L時(shí),火焰處脈動(dòng)壓力振幅為415～1 012.5 Pa;當(dāng)火焰位置處于y=0.233L時(shí),火焰區(qū)脈動(dòng)壓力振幅為287.5～775 Pa.

非脈動(dòng)燃燒工況則通過改變Rijke管的總長(zhǎng),使之長(zhǎng)徑比小于18.5,無法產(chǎn)生脈動(dòng),以所監(jiān)控測(cè)點(diǎn)的壓力振幅小于20 Pa進(jìn)行判斷.

圖4給出了管長(zhǎng)為2.3 m、在工況5下距管內(nèi)進(jìn)口端1/3管長(zhǎng)處的聲壓波形圖和頻譜分析圖.從聲壓波形圖中可以看出,壓力波形光滑,呈規(guī)則正弦波,振幅穩(wěn)定,符合Rijke管聲學(xué)特性.從頻譜分析圖中可以看出,該狀態(tài)下頻率單一,無任何雜波.實(shí)測(cè)頻率值為85.9 Hz,與根據(jù)式(1)計(jì)算的理論頻率值(87 Hz)接近,當(dāng)理論計(jì)算時(shí)管內(nèi)溫度取平均值399℃.由于頻率、振幅均可獲得穩(wěn)定可調(diào)值,因此可開展多工況下NOx的排放試驗(yàn).

2.2 脈動(dòng)頻率對(duì)NOx排放的影響

圖5列舉了4組不同燃燒工況下NOx的排放隨脈動(dòng)頻率的變化圖.在相同的燃燒功率下,隨著脈動(dòng)頻率的增大,NOx的排放量降低,且降低的幅度逐漸變得平緩.在5.4 kW 的燃燒功率下,當(dāng)脈動(dòng)頻率從82 Hz變化到105.5 Hz時(shí),NOx的排放量從87×10-6降低至13×10-6.在其他3種燃燒功率下,也可以觀察到隨著頻率增大,NOx的排放呈現(xiàn)不同程度降低.

圖4 聲壓波形圖和頻譜分析圖Fig.4 T he acoustic pressure waveform and frequency spectrum

圖5 NOx的排放隨脈動(dòng)頻率的變化Fig.5 NOxemission vs.pulsating frequency

根據(jù)熱力型、快速型和燃料型NOx的生成機(jī)理,快速型NOx基本在富燃情況下生成,而燃料型NOx主要由燃料中的氮氧化而成.由于試驗(yàn)中空氣過量且燃料中不含氮,因而只考慮熱力型NOx.熱力型NOx與燃燒區(qū)的溫度和氣體在高溫區(qū)的停留時(shí)間相關(guān).當(dāng)燃燒功率一定時(shí),燃燒所產(chǎn)生的熱量不變,則燃燒區(qū)的溫度主要與熱量遷移速度有關(guān),也即與傳熱率有關(guān).而氣體在高溫區(qū)的停留時(shí)間主要與氣流的混合特性有關(guān),即NOx的生成主要與脈動(dòng)燃燒器的傳熱和混合特性有關(guān).

在一個(gè)脈動(dòng)周期內(nèi),熱釋放發(fā)生的時(shí)刻及它的持續(xù)時(shí)間基本上是由燃料的燃燒特性、空氣及燃料噴注結(jié)構(gòu)和反應(yīng)物的混合速率決定的.當(dāng)壓力振幅一定時(shí),特征燃燒時(shí)間(包括混合、燃燒及放熱所需時(shí)間)大約等于脈動(dòng)燃燒器基波型聲學(xué)振型脈動(dòng)周期的一半[13],即在功率不變、當(dāng)量比一定的情況下,脈動(dòng)頻率越高,相應(yīng)的特征燃燒時(shí)間越短,混合及傳熱速度也就越快.

而脈動(dòng)燃燒器內(nèi)的對(duì)流傳熱系數(shù)主要取決于燃燒產(chǎn)物的質(zhì)量、管內(nèi)位置及速度振幅大小,與脈動(dòng)頻率無關(guān).脈動(dòng)頻率的增大主要影響氣流的混合特性,當(dāng)空氣和燃料的流率保持不變時(shí),頻率的增大會(huì)降低燃燒器的體積率,導(dǎo)致反應(yīng)物與前一周期的生成物混合更快,減少了氣體在高溫區(qū)的停留時(shí)間,進(jìn)而降低了熱力型NOx的生成,使得NOx的排放降低.

由圖5可知,在85.9～105.5 Hz的脈動(dòng)頻率下,隨著燃燒功率的增加,NOx的排放量增加.由圖6溫度隨脈動(dòng)頻率的變化可知,燃燒功率的增加會(huì)引起放熱量的增大,使得火焰內(nèi)溫度升高,進(jìn)而使得NOx的排放量增加.但是在82 Hz脈動(dòng)頻率下,出現(xiàn)燃燒功率為4.5 kW時(shí)NOx排放量大于5.4 kW的現(xiàn)象,這將在2.4.1節(jié)中作進(jìn)一步討論.

圖6 Rijke管內(nèi)溫度隨脈動(dòng)頻率的變化關(guān)系Fig.6 Temperature in Rijke tube vs.pulsating frequency

2.3 脈動(dòng)振幅對(duì)NOx排放的影響

自激勵(lì)型Rijke管中存在燃燒放熱量與壓力脈動(dòng)的耦合,只有兩者相位相同時(shí),熱聲過程才能被激勵(lì).而燃燒放熱量的大小與燃燒功率密切相關(guān),則壓力脈動(dòng)振幅與燃燒功率存在密切的耦合關(guān)系,兩者無法解耦.在分析脈動(dòng)振幅對(duì)NOx生成量的影響時(shí),必須同時(shí)考慮壓力振幅和燃燒功率2個(gè)參量.圖7為NOx的排放量隨脈動(dòng)振幅的變化關(guān)系.圖中各數(shù)據(jù)點(diǎn)依次對(duì)應(yīng)表1中的工況1～5,脈動(dòng)振幅隨燃燒功率增大而增大,因此脈動(dòng)振幅與NOx的關(guān)系包含了燃燒功率對(duì)NOx的影響.同時(shí),已知NOx的生成隨燃燒功率的增大而增加,則圖中NOx的排放量增加是由壓力振幅和燃燒功率的共同作用所引起的,難以孤立地判斷NOx隨壓力振幅的變化關(guān)系因此,本文僅提供試驗(yàn)數(shù)據(jù)作為模擬分析的參考,而不進(jìn)行脈動(dòng)振幅與NOx生成關(guān)系的分析.

圖7 NOx排放隨脈動(dòng)振幅的變化關(guān)系Fig.7 NOxemission vs.pulsating amplitude

2.4 脈動(dòng)與非脈動(dòng)燃燒對(duì)NOx排放的影響

2.4.1 NOx、CO排放量及溫度的對(duì)比分析

由圖5可知,在4組不同的燃燒工況下,脈動(dòng)頻率為 82 Hz時(shí)NOx的排放量最大,脈動(dòng)頻率為105.5 Hz時(shí)NOx的排放量最小.因此,選取了2個(gè)典型脈動(dòng)頻率進(jìn)行非脈動(dòng)燃燒與脈動(dòng)燃燒的比較,對(duì)4種燃燒工況(表1中工況2～工況5)下非脈動(dòng)、脈動(dòng)頻率為82 Hz和105.5 Hz時(shí)NOx、CO排放量以及溫度值進(jìn)行了詳細(xì)分析,結(jié)果示于圖8～圖10圖10中x/d的不同取值分別代表火焰上游區(qū)、中間區(qū)和煙氣區(qū)的3個(gè)測(cè)點(diǎn).

圖8 脈動(dòng)燃燒與非脈動(dòng)燃燒時(shí)NOx排放量的比較Fig.8 Comparison of NOxemission between pulsating and non-pulsating combustion mode

結(jié)合圖5和圖8可知,對(duì)應(yīng)工況2～工況5的燃燒工況及6組脈動(dòng)頻率,脈動(dòng)燃燒下NOx的排放量較非脈動(dòng)燃燒降低,且隨著頻率增加,NOx的排放量降低.

當(dāng)頻率為105.5 Hz、功率為2.8 kW時(shí),NOx的排放量最低,與非脈動(dòng)燃燒相比降低了99.0%.分析圖9和圖10發(fā)現(xiàn),該工況下的CO生成降低了13.8%,表明燃燒較為完全;火焰上游區(qū)與中間區(qū)溫度分別降低了38.7%、65.5%,煙氣區(qū)溫度升高了0.57%,表明燃燒器內(nèi)傳熱率提高,燃燒器整體溫度分布更為均勻,縮短了氣體在火焰峰值高溫區(qū)的停留時(shí)間,降低了NOx的排放.隨著功率逐漸增大,與非脈動(dòng)燃燒相比,脈動(dòng)燃燒下NOx的排放量仍降低,但降低的幅度逐漸減小,同時(shí)CO的排放量逐漸增加,表明燃燒的不完全程度逐步增加,燃燒效率降低.

圖9 脈動(dòng)燃燒與非脈動(dòng)燃燒時(shí)CO排放量的比較Fig.9 Comparison of CO emission between pulasting combustion and non-pulsating combustion mode

圖10 脈動(dòng)燃燒與非脈動(dòng)燃燒時(shí)Rijke管內(nèi)時(shí)均溫度的對(duì)比Fig.10 Comparison of time-average temperature in Rijke tube between pulsating and non-pulsating combustion mode

當(dāng)頻率為82 Hz時(shí),與非脈動(dòng)燃燒相比,在2.8 kW、3.6 kW和4.5 kW下NOx和CO的排放降低,燃燒效率升高.但繼續(xù)增加功率發(fā)現(xiàn),在5.4 kW下,NOx的排放略有下降,CO的排放量增加,燃燒不完全現(xiàn)象明顯,燃燒效率降低.

由2.2節(jié)的分析可知,脈動(dòng)主要是通過增強(qiáng)氣體的混合與傳熱來影響NOx的生成,當(dāng)功率較小時(shí),火焰較小,摻混主要作用于火焰面,減少了高溫區(qū)的停留時(shí)間;同時(shí),脈動(dòng)也提高了燃燒器內(nèi)的傳熱率,燃燒器整體溫度分布更為均勻,減少了氣體在火焰峰值高溫區(qū)的停留時(shí)間,降低了NOx的排放.而隨著功率的增加,火焰的容積率逐漸升高,火焰呈現(xiàn)分布反應(yīng)模式,且試驗(yàn)中過量空氣系數(shù)較大,有較多空氣摻混到火焰內(nèi)部,使得火焰內(nèi)部形成較多過度貧燃區(qū),因而難以支持快速的燃燒反應(yīng),火焰?zhèn)鞑ニ俣茸冃?燃料會(huì)發(fā)生高溫?zé)峤?形成部分氧化的產(chǎn)物,增加了CO的生成,雖然脈動(dòng)下NOx的排放仍低于非脈動(dòng)工況,但燃燒效率降低.

在本試驗(yàn)工況中,頻率為105.5 Hz、功率為2.8 kW時(shí),可同時(shí)獲得低 NOx和高效的脈動(dòng)燃燒結(jié)果,要實(shí)現(xiàn)燃燒器的最佳工作參數(shù),需進(jìn)一步探討脈動(dòng)參數(shù)與燃燒功率的匹配關(guān)系.

2.4.2 火焰內(nèi)流場(chǎng)特性

分形理論是研究非線性問題的有效方法,廣泛應(yīng)用于物質(zhì)結(jié)構(gòu)、化學(xué)反應(yīng)和湍流等領(lǐng)域的相關(guān)研究[14].脈動(dòng)燃燒是典型的非線性過程,以表征分形特征的分形維數(shù)為手段,研究脈動(dòng)燃燒的火焰內(nèi)流場(chǎng),揭示脈動(dòng)燃燒特性,該方法具有較強(qiáng)的可行性.

盒維法是應(yīng)用較為廣泛的分形維數(shù)計(jì)算方法,其定義為[15]:

式中:DimBF為F上的分形維數(shù);F為Rn上任意非空的有界子集;Nδ(F)是直徑最大為δ、可以覆蓋F的集的最少個(gè)數(shù).

針對(duì)所獲得的脈動(dòng)火焰紋影圖像,需借助圖像處理技術(shù)實(shí)現(xiàn)盒維法,具體方法如下:首先對(duì)原始圖像進(jìn)行灰度圖轉(zhuǎn)換,選擇適當(dāng)?shù)膱D像分割閾值后,對(duì)圖像進(jìn)行二值化處理,圖11給出了功率為5.4 kW時(shí)的非脈動(dòng)火焰和頻率為82 Hz時(shí)的脈動(dòng)火焰下局部灰度圖及二值圖;在此基礎(chǔ)上,統(tǒng)計(jì)二值圖矩陣在不同等分次數(shù)下的非零子矩陣的個(gè)數(shù),計(jì)算矩陣被分割為子矩陣的邊長(zhǎng),取對(duì)數(shù)后,進(jìn)行線性擬合,判斷采集圖像是否符合分形特征,最后輸出對(duì)應(yīng)分形維數(shù).

圖11 火焰內(nèi)流場(chǎng)紋影圖Fig.11 Schlieren photos of flame inner flow field

圖12為對(duì)圖11進(jìn)行處理后的火焰內(nèi)流場(chǎng)的分形維數(shù)擬合曲線.基于式(2)分形維數(shù)的理論定義,在具體算法中[16],通過構(gòu)造正方形對(duì)目標(biāo)區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分,將圖像逐次二等分:

式中:p為對(duì)原圖像進(jìn)行二等分的次數(shù);δ為對(duì)應(yīng)于圖像進(jìn)行p次二等分后所得小方格的邊長(zhǎng)占原圖像邊長(zhǎng)的分?jǐn)?shù).

圖12 分形維數(shù)擬合曲線Fig.12 Comparison of fractal dimensions between pulsating and non-pulsating flames

圖12中曲線的斜率為分形維數(shù),橫坐標(biāo) log(2p)對(duì)應(yīng)式(2)中的-log(δ).在該網(wǎng)格劃分下,統(tǒng)計(jì)覆蓋圖像目標(biāo)區(qū)域的網(wǎng)格數(shù),即將圖像二值化后所獲得的非零子矩陣的數(shù)目N,相應(yīng)的圖12中縱坐標(biāo)log(N)對(duì)應(yīng)式(2)中的 log Nδ(F).

圖12中兩組數(shù)據(jù)點(diǎn)與擬合線完全吻合,由式(2)可知,所對(duì)應(yīng)的紋影圖像符合分形特征,即脈動(dòng)燃燒和常規(guī)燃燒的火焰內(nèi)流場(chǎng)均具有分形特征,可應(yīng)用分形理論進(jìn)行研究.由分形理論的自相似性可知,采集的局部火焰流場(chǎng)性質(zhì)可以代表整個(gè)燃燒區(qū)域的流場(chǎng)特征,這樣,由紋影圖像所獲悉的密度場(chǎng)和溫度場(chǎng)的變化可以表征整體火焰區(qū)域的狀態(tài).此外,比較圖中2條擬合曲線的斜率可知,在所對(duì)應(yīng)的燃燒狀態(tài)下,脈動(dòng)燃燒的分形維數(shù)大于常規(guī)燃燒.

分形維數(shù)可以很好地反映物體表面的不規(guī)則程度,表面結(jié)構(gòu)越復(fù)雜,分形維數(shù)越大[17].對(duì)于火焰表面,分形維數(shù)越大,其褶皺、卷曲的程度越高.由于脈動(dòng)燃燒火焰內(nèi)流場(chǎng)的分形維數(shù)高于常規(guī)燃燒對(duì)應(yīng)值,可推斷在脈動(dòng)燃燒條件下,火焰內(nèi)流場(chǎng)褶皺、卷曲的程度更高,流動(dòng)參數(shù)的非線性程度更高.根據(jù)Rijke管的聲學(xué)特性,管內(nèi)脈動(dòng)的聲波為駐波,對(duì)于沿管軸線方向流動(dòng)的氣體工質(zhì)而言,會(huì)受到軸向的脈動(dòng)作用,在火焰區(qū)域內(nèi)部表現(xiàn)為促使火焰沿管徑方向“抖動(dòng)”,從而使得脈動(dòng)火焰較常規(guī)火焰更為褶皺、卷曲 .

脈動(dòng)火焰的褶皺與卷曲反映了脈動(dòng)燃燒過程中聲波對(duì)火焰內(nèi)部流場(chǎng)的影響,紋影圖像表征了火焰區(qū)域內(nèi)密度場(chǎng)和溫度場(chǎng)的變化,根據(jù)上文的分析可知,脈動(dòng)作用強(qiáng)化了燃燒過程的傳熱混合.在化學(xué)反應(yīng)方面表現(xiàn)為增強(qiáng)了反應(yīng)區(qū)的摻混效果,使反應(yīng)物質(zhì)湍動(dòng)能增加;提高了反應(yīng)速率,促進(jìn)燃燒反應(yīng)的進(jìn)行;并且有效地將燃燒產(chǎn)物輸運(yùn)至火焰區(qū)域以外,進(jìn)一步增強(qiáng)了燃燒反應(yīng)效果.同時(shí),反應(yīng)物的有效摻混降低了火焰區(qū)內(nèi)的溫度以及減少了燃燒產(chǎn)物在高溫區(qū)域的停留時(shí)間,抑制了氮氧化物的生成.

3 結(jié) 論

(1)當(dāng)脈動(dòng)頻率為82～105.5 Hz、燃燒功率為2.3～5.4 kW 時(shí),在長(zhǎng)徑比大于18.5的 Rijke型脈動(dòng)燃燒器中,甲烷自激勵(lì)脈動(dòng)燃燒與非脈動(dòng)燃燒相比能起到降低NOx排放的作用,且降低幅度與脈動(dòng)頻率、壓力振幅和燃燒功率有關(guān).脈動(dòng)燃燒下NOx的降低受到兩方面的作用:一方面,由于傳熱性能的提高,管內(nèi)溫度分布更為均勻,氣體在高溫區(qū)的停留時(shí)間縮短;另一方面,管內(nèi)物質(zhì)的摻混程度較高,氣流混合均勻,火焰峰值溫度降低,因此,NOx的排放降低.

(2)當(dāng)燃燒功率為2.8～5.4 kW時(shí),在相同燃燒功率和振幅的條件下,脈動(dòng)頻率在82～105.5 Hz內(nèi),隨著脈動(dòng)頻率的增加,NOx排放降低,這主要是由氣體混合過程中的變化引起的,頻率的增加會(huì)降低燃燒器的體積率,導(dǎo)致反應(yīng)物和前一周期的生成物混合變快,減少了氣體在高溫區(qū)的停留時(shí)間,使得NOx排放降低.

(3)以火焰為熱源的自激勵(lì)型Rijke管中,壓力振幅對(duì)NOx生成的影響耦合了燃燒功率的作用,無法單獨(dú)判斷.

(4)當(dāng)脈動(dòng)燃燒功率為2.8～5.4 kW時(shí),NOx的排放隨燃燒功率的增大而升高.

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