基于火焰穩(wěn)定特性浸沒燃燒器的設計與試驗研究

宮小龍 劉中良 江瀚 李清方

（1.北京工業(yè)大學傳熱強化與過程節(jié)能教育部重點實驗室及北京市傳熱與能源利用重點實驗室，北京100124；2.景德鎮(zhèn)陶瓷學院材料工程學院，江西景德鎮(zhèn)333403；3中國石化勝利油田勝利工程設計咨詢有限責任公司，山東東營257026）

1 引言

浸沒燃燒蒸發(fā)(SCE)技術是一種無固定傳熱面的蒸發(fā)方式,因此浸沒燃燒蒸發(fā)器是一種高效的蒸發(fā)設備[1,2]。具體表現(xiàn)在高溫煙氣與待蒸發(fā)液體直接接觸進而發(fā)生傳熱傳質,與間壁式傳熱器相比,具有傳熱速率快、熱利用率高和結構簡單等優(yōu)點,因而避免了結晶、結垢等阻礙傳熱因素的影響,同時由于氣液交互、擾動劇烈、尾氣溫度低,其熱效率高達95%以上[1],按燃料低熱值計算其熱效率可超過100%，被廣泛應用于高粘性、高沸點或強腐蝕性溶液的蒸發(fā)，尤其適合于易結垢液體的蒸發(fā)濃縮、分離,在冶煉、化工、核工業(yè)和環(huán)保等領域有著廣泛的應用。

增壓浸沒燃燒（The Pressurized Submerged Combustion Evaporation,PSCE）是本課題組老師率先提出的，它是基于常規(guī)浸沒燃燒的二次開發(fā)與利用。隨著可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略的實施，對環(huán)境保護、節(jié)約能源和原材料的要求日益迫切，工藝和控制技術不斷進步，浸沒燃燒技術應用領域不斷拓展，為能獲得相對較高溫度與壓力的排氣，發(fā)展出增壓浸沒燃燒：通過增大蒸發(fā)器液面上的總壓力，提高液體的沸點值，增大輸出混合氣體的溫度和壓力。增壓浸沒燃燒熱效率更高，有著特殊的用途。例如增壓浸沒燃燒技術用于油田污水汽化生產和油田生產加熱介質時，燃料的高位發(fā)熱量和煙氣的余熱得到完全利用，所以按傳統(tǒng)的燃料低位發(fā)熱量定義的熱效率實際上可以大于1。煙氣在高溫區(qū)停留時間短，在燃燒室中生成后立即進入液體被冷卻，從而減少NOX等污染物的生成。超高壓浸沒燃燒將燃燒產生的煙氣連同油田污水汽化的蒸汽一同注入地下，用于稠油熱采。燃燒產物的主要成分是N2、CO2、高溫飽和水蒸汽。在石油開采中，N2對原油具有彈性驅動作用，CO2對原油具有溶解作用，水蒸汽對原油具有熱力作用。因此該方式不僅對采油效率有積極作用，而且能真正實現(xiàn)增壓浸沒燃燒系統(tǒng)的“零排放”，節(jié)省大量的水資源。能實現(xiàn)油田污水的高效、無污染、資源化利用，實現(xiàn)油田生產的節(jié)水、節(jié)能、減排，大幅度降低油田生產成本。

圖1 臨界邊界速度梯度與燃料濃度的關系Fig.1 Relationship between critical boundary velocity gradient and fuel concentration

然而，無論是浸沒燃燒還是增壓浸沒燃燒，燃燒的穩(wěn)定條件是設計浸沒燃燒器的關鍵問題[3,5]。浸沒燃燒器的燃燒條件與一般燃燒不同,有它一定的特殊性。首先由于燃燒器底部的鼓泡管必須插入液體中，所以燃燒室內的壓力較一般情況要高,增壓浸沒燃燒燃燒室壓力會更高，而且在鼓泡管鼓泡時由于液面波動要引起燃燒室壓力波動[4]。這種壓力波動會引起燃燒不穩(wěn)定,嚴重時會使燃燒不完全、熄火、爆鳴,甚至發(fā)生爆炸事故。我國從上個世紀50年代開始著手研究浸沒燃燒，1963年劉燕齡對浸沒燃燒蒸發(fā)器的設計做了系統(tǒng)的概述[6]，總結提出了浸沒燃燒蒸發(fā)器的設計思路與方法，1980南京工學院殷開泰、汪忠[7]著重分析了浸沒燃燒的穩(wěn)定性條件和發(fā)生爆鳴的原因，提出了減少壓力波動的設計原則和防止爆炸的安全措施，對推廣浸沒燃燒技術起到積極作用。但是浸沒燃燒器的設計均從傳統(tǒng)燃燒器設計思路演化而來，在實際使用中問題較多。本文研究增壓浸沒燃燒，燃燒條件更為苛刻，所以綜合國內外相關研究[8]，進行了基于火焰穩(wěn)定特性的的增壓浸沒燃燒器的基礎設計，是解決增壓浸沒燃燒器燃燒穩(wěn)定性的有效途徑。

本文基于火焰穩(wěn)定特性知識構建了天然氣火焰穩(wěn)定性圖，提供了一種對于燃燒氣體燃料浸沒燃燒燃燒器燃燒室的設計思路，并對該思路下設計的浸沒燃燒器燃燒室進行了具體設計，融入火焰穩(wěn)定原理，一次空氣與燃料旋流預混，進行了浸沒燃燒器的總體設計，并對設計的燃燒器在自行設計的增壓浸沒燃燒試驗臺進行了初步試驗研究。

2 浸沒燃燒器的設計

2.1 構建天然氣燃燒穩(wěn)定性圖表

純燃料氣體的火焰穩(wěn)定圖表諸如：氫氣、甲烷、丙烷等等是可以獲得的[9,10]。如果燃料氣為多組分氣體的混合物，例如LPG或NG，如果其中各組分氣體的火焰穩(wěn)定性圖表已知的話，就可以構建出混合氣體的火焰穩(wěn)定圖表。Van Krevelen和Chermin利用通用火焰穩(wěn)定圖表提供了一套詳細構建混合氣體組分火焰穩(wěn)定圖表的程序[9]。

通用火焰穩(wěn)定圖表理論 -Van Krevelen和Chermin的通用火焰的穩(wěn)定性圖表是依據(jù)相關的定理發(fā)展的，該定理是指對于任何燃氣混合物或者純燃氣在空氣中燃燒的火焰穩(wěn)定圖表完全可以由以下特征描述。

（1）回火曲線的峰值坐標（FM,gM）；

（2）φ值，提供了回火曲線寬度的量度；

（3）從回火曲線的峰值到脫火曲線的距離，用TP和TQ表示（圖1）。

因此，如果純燃氣的gM，F(xiàn)M和φ值已知的話，就能夠描繪出它的回火與脫火曲線。對于碳氫氣體混合物例如天然氣(不計算惰性氣體N2和CO2，也不計算H2和CO)，這些氣體的影響，可以通過單獨計算對gM，F(xiàn)M和φ進行修正[8]，因此：

氫氣火焰穩(wěn)定性圖表（圖1b）-對于純燃氣在空氣中燃燒的火焰穩(wěn)定圖表已經(jīng)獲得了。Von Krevelen和Chermin提供了各種燃氣的gM，F(xiàn)M和φ值數(shù)據(jù)表。對于氫氣這些值是：gM=10500s-1，F(xiàn)M=1.2，φ=0.46。

設計浸沒燃燒器所用天然氣成分見表1，天然氣氣體組成以燃氣公司提供的檢測報告為準。天然氣中的碳氫燃氣組成以及相應FM，gM和φ值、相應的理論空氣需要量和火焰穩(wěn)定性數(shù)據(jù)見表2。其中包括C2H10、C3H6和C3H8等單一組分燃料燃燒的火焰穩(wěn)定性數(shù)據(jù)。對于丁烯，這些值是通過比較Wohl et al提供的純丁烷火焰穩(wěn)定性圖表和Van Krevelen以及Chermin提出的通用火焰穩(wěn)定性圖表計算得出的。C4H10和C5H10以及C5H12的gM，F(xiàn)M和φ可以假設認為與C4H8值相同。綜上所述，天然氣的gM，F(xiàn)M和φ值可由下式計算：

考慮惰性氣體的影響：諸如N2和CO2對臨界邊界速度梯度的影響主要來自VanKrevelend的實驗[10]。發(fā)現(xiàn)惰性氣體體積分數(shù)達到50%,回火時的最大邊界速度梯度能被計算，用下面公式做最初的近似：

式中，x是惰性氣體的體積分數(shù)。

相對氣體濃度在最大值時能被計算，從下面一類似的關系作最初的近似：

A，B是常數(shù)，對于二元混合氣體其值列在文獻表中，對于一個多組分混合氣體（包含N2、CO2），上面公式變?yōu)椋?/p>

公式（7）是一個近似，F(xiàn)M恒大于1，如果計算中出現(xiàn)FM＜1,實際應按FM=1處理。xN2、xCO2為混合氣體中N2和CO2的體積分數(shù)，AN2、ACO2、BN2、BCO2可按參考文獻方法算得：AN2=0.836，ACO2=1.494，BN2=0.0052，BCO2=0.0052。

因此，對于考慮惰性氣體的影響，該天然氣的FM，gM和φ值分別為：

經(jīng)過構建天然氣穩(wěn)定性圖表的計算，在計算過程中考慮了惰性氣體的影響，計算結果表明天然氣FM，gM和φ值基本與單一氣體CH4的FM，gM以及φ值接近相等，這是因為天然氣中CH4體積分數(shù)相對較高的緣故，所以在后面計算燃燒室直徑與長度時，天然氣臨界邊界速度梯度值用甲烷代替，誤差很小。

2.2 浸沒燃燒器燃燒室的設計

每小時蒸發(fā)水量：32.064kg/h，燃燒器設計負荷（功率）：30.0kW,燃料為CNG，具體成分見表1，經(jīng)過燃燒基本計算得：

每小時燃料消耗量為：Vf＝2.90 Nm3/h

浸沒燃燒空氣消耗系數(shù)一般取1.1～1.4為宜，本論文為增壓浸沒燃燒，空氣消耗系數(shù)取=1.2，故每小時空氣需要量為：

Va=34.05 Nm3/h理論燃燒溫度：Tf=1653.8℃設計思路圖見圖2。

燃燒室直徑的計算：

根據(jù)火焰穩(wěn)定的基本原理，回火或脫火的臨界條件應該和管口邊緣區(qū)域中的邊界速度梯度相聯(lián)系，而邊界速度梯度控制著燃料氣和助燃空氣的混合速度，邊界速度梯度是燃燒室直徑的函數(shù)。對于一個給定的邊界速度梯度值，混合氣體的速度能被表達成燃燒室直徑的函數(shù)，對于工業(yè)規(guī)模燒嘴，流速一定會在湍流范圍內。在燃燒室直徑計算中，選擇臨界邊界速度梯度取決于混合室（對于預混燃燒）和燃燒室的幾何形狀?？墒牵瑢嶋H上發(fā)現(xiàn)大多數(shù)火焰幾乎不脫火，一旦發(fā)生就是回火。這顯示脫火的臨界邊界速度梯度是無限地增長。這或許歸因于燃燒室被加熱到一個非常高溫度的實際，這時（回火發(fā)生）火焰在燃燒室穩(wěn)定，因此助燃空氣和燃料混合氣也被加熱到高溫。因為燃燒速度與助燃空氣和燃料混合氣的絕對溫度的平方成正比，燃燒室內火焰的穩(wěn)定性也極大地增加。因此，在環(huán)境溫度下，基于回火曲線或脫火曲線的燃燒室設計是一個燃燒室的全面設計。

表1 試驗天然氣成分Tab.1 Composition of natural gas in the experiment

表2 天然氣碳氫氣體組成以及相應FM，gM和φ值表Tab.2 Hydrocarbon components of natural gas and their corresponding values of FM,gMand φ

沒有數(shù)據(jù)可以獲得來顯示在燃燒室中助燃空氣和燃料混合氣溫度增加程度。修正系數(shù)不包括對燃燒室直徑Dc的設計，這設計是基于脫火曲線在標態(tài)（或環(huán)境）溫度得到的。因此下面方程（8）可以被考慮作為燃燒室直徑的設計方程，g代表脫火（室溫）臨界邊界速度梯度。

對于一個燃燒器，在燃燒之前燃料氣體和助燃空氣被預混，需要注意的是火焰不會在氣流高速通過噴管情況下發(fā)生回火。因此混合氣體的速度或流速應該設計成使其邊界速度梯度在回火曲線的上方，設計時如果是小噴口進氣考慮臨界壓比問題[7]。

利用公式（8），代入已知參數(shù)ρ、μ、gB和熱負荷可以得到燃燒器直徑Dc。

通過計算：Dc=8.25cm。

空氣過剩系數(shù)n=1.0，F(xiàn)=1時，gB=2×103s-1；

空氣過剩系數(shù)n=1.2，F(xiàn)=0.833時，gB=1×103s-1。

燃燒室長度的計算：

燃燒室空間直徑是浸沒燃燒器設計中最重要的參數(shù)，并能夠直接影響燃燒器的熱負荷。燃燒室空間的長度與燃燒器熱負荷幾乎無關，主要是受燃燒器的直徑影響。因此，燃燒室長度與熱負荷是隱函數(shù)的關系。下面闡述的燃燒器長度的計算適用于擴散火焰。

圖4 增壓浸沒燃燒試驗臺主體圖Fig.4 Main test facility for pressurized submerged combustion

對于同心射流火焰，利用Lisienko方程我們能夠得到比較滿意的火焰長度計算結果。決定火焰長度的最佳參數(shù)有燃氣噴口直徑D0，燃氣與空氣的流速比λ、燃燒空間直徑Dc和空燃比CT。Lisienko方程如下：

自由射流火焰長度：

其中，Ta為空氣溫度，單位為℃；

Wg為燃氣摩爾質量；

Wa為空氣摩爾質量。

計算得：LFfJ=61.09cm

受限射流（浸沒燃燒）火焰長度：

Ma為空氣的質量流量，單位為kg/h；Mg為燃氣的質量流量，單位為kg/h。計算得：

2.3 浸沒燃燒整體設計

經(jīng)過燃燒室直徑與長度的有效計算，取燃燒室直徑為9.0cm以及燃燒長度為60.0cm,該浸沒燃燒器整體設計如圖3，燃料與一次空氣采用旋流小孔噴入燃燒室，可增強火焰穩(wěn)定特性，二次空氣首先通過燃燒室外部環(huán)形空腔被燃燒室傳遞熱量預熱，起到對燃燒室冷卻作用，同時被預熱的二次空氣在燃燒室頭部進入燃燒室助燃，提高了助燃風的溫度，從而會適當提高燃燒溫度，增強火焰強度，起到節(jié)能的作用。該浸沒燃燒器的設計課題組已成功申報了實用新型專利[11]。

為驗證該浸沒燃燒器設計的燃燒特性與污染物排放特性，通過課題組自行搭建的增壓浸沒燃燒試驗臺對其進行了基礎試驗研究。

3 試驗研究

我們將本文所設計的浸沒燃燒器放在課題組增壓浸沒燃燒試驗臺進行基本測試。圖4為增壓浸沒燃燒試驗臺主體圖。

表3 不同浸沒深度下在穩(wěn)定蒸發(fā)階段所測煙氣中NOX和CO濃度Tab.3 NOxand CO contents in the flue gas tested during the steady evaporation for different submerged depths

設備關鍵組件：在試驗達到穩(wěn)定蒸發(fā)階段，對排氣管路的排氣進行了測試，采樣點為管路中心位置，儀器為AVL Dicom 4000煙氣分析儀，在線監(jiān)測。助燃空氣通過無錫阿特拉斯·科普柯（Atlas Copco）壓縮機有限公司的GA30C型空壓機，天然氣氣瓶組通過天津益思達二級減壓設備供給，天然氣流量通過AVZ系列V錐流量傳感器測量，空氣流量通過AVS100型渦街傳感器測量，液位顯示控制通過防爆型UHZ5600B磁翻板流量計，設備中還有一些壓力、溫度以及用于控制的電磁閥、電動調節(jié)閥等組件。由于增壓浸沒燃燒，考慮試驗的安全在設備主體上部同時裝備了防爆膜和防爆閥。主要采集信號通過西門子200PLC采集到上位機輸出顯示，用于控制與調節(jié)。

表4 不空氣消耗系數(shù)下穩(wěn)定蒸發(fā)階段所測煙氣中NOX和CO濃度Tab.4 NOxand CO contents in the flue gas tested during the steady evaporation for different air consumption coefficients

常壓浸沒燃燒燃燒器點火均在液面以上點火，火焰調節(jié)到理想狀態(tài)后，再將燃燒器緩慢插入到液面中的適當位置。本次試驗浸沒燃燒器直接固定在增壓浸沒燃燒試驗臺，液面調至微浸鼓泡管，避免點火后高溫煙氣短路，損壞壓力、溫度傳感器等試驗器材。

試驗伊始點火存在一些困難，當燃料與一次助燃空氣調節(jié)在比較好的配比范圍，能成功點火，整個試驗過程燃燒比較穩(wěn)定。

浸沒燃燒、增壓浸沒燃燒節(jié)能是顯著的,前面已經(jīng)論述，本浸沒燃燒器燃燒試驗側重污染物排放試驗。

表3為不同浸沒深度下在穩(wěn)定蒸發(fā)階段所測煙氣中NOx的濃度，空氣消耗系數(shù)基本控制在1.3左右，其值穩(wěn)定在12ppm附近。而此時煙氣中的CO濃度均為0。從圖5可以看出，NOx的濃度不隨浸沒深度的變化而變化，或者說變化幅度很小。從穩(wěn)定的NOxppm值可以看出，本文設計使用的浸沒燃燒器確實屬于低污染燃燒器。

從表4及圖6可以看到NOxppm值與CO百分比濃度與空氣消耗系數(shù)的關系。NOxppm值隨空氣消耗系數(shù)的增加略有增加，空氣消耗系數(shù)比較大時，NOxppm增幅也比較大，這是因為空氣消耗系數(shù)比較大時，燃料燃燒完全理論燃燒溫度偏高，且氧濃度比較大，有利于熱力型NOx的生成，而CO在空氣消耗系數(shù)小于1時，具有一定的百分比濃度，當空氣消耗系數(shù)大于1，燃料燃燒完全時，未檢測到有CO。

4 結論

經(jīng)過構建天然氣穩(wěn)定性圖表，計算過程中考慮了惰性氣體的影響，計算結果表明天然氣的值基本與單一氣體CH4的理論值接近相等，這是因為天然氣中CH4體積分數(shù)相對較高的緣故，所以在設計計算甲烷為主的天然氣燃料增壓浸沒燃燒燃燒室時，天然氣臨界邊界速度梯度值用甲烷代替，誤差很小。同時，氣體燃料中甲烷含量相對較低，氣體中含有H2以及CO的影響亦可考慮其中，設計思路同文中論述一致。外部環(huán)境在環(huán)境溫度下，基于回火曲線或脫火曲線的燃燒室設計是一個增壓浸沒燃燒燃燒室的全面設計。對于增壓浸沒燃燒器，在燃燒之前燃料氣體和助燃空氣被預混，火焰不會在氣流高速通過噴管情況下發(fā)生回火，因此混合氣體的速度或流速應該設計成使其邊界速度梯度在回火曲線的上方。理論上而言，增壓浸沒燃燒確實是一種“零排放”的高效燃燒技術，從污染物排放實驗看，NOx排放相對較低，燃燒組織的好，CO排放為零，而這些污染較小的排放遠期目標可以連同高壓蒸汽一起輸入地下用于稠油開采。

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11劉中良,宮小龍.一種高效、節(jié)能環(huán)保型高壓燃燒器.實用新型,200920218975.6