醇基燃料燃燒器的性能和場(chǎng)協(xié)同分析*

鄂加強(qiáng) 張雙利 傅學(xué)正 李玉強(qiáng) 董江東 張彬

(1.湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙410082;2.湖南工業(yè)大學(xué)理學(xué)院，湖南株洲412008)

以燃料甲醇、乙醇為主的醇基燃料，是一種來(lái)源廣泛、環(huán)保，很有發(fā)展前景的替代燃料，受到了國(guó)家大力支持［1］，醇基燃料產(chǎn)業(yè)的飛速發(fā)展必然帶動(dòng)醇基燃料燃燒器的發(fā)展，設(shè)計(jì)高效低排放醇基燃料燃燒器，對(duì)于提高醇基燃料市場(chǎng)競(jìng)爭(zhēng)力顯得尤為重要.隨著湍流燃燒模型的不斷完善以及計(jì)算技術(shù)的不斷發(fā)展，這一方法已逐漸成為研究燃燒器燃燒過(guò)程的常規(guī)方法［2］.

目前，關(guān)于醇燃料燃燒的研究，主要集中發(fā)動(dòng)機(jī)醇類(lèi)燃料燃燒試驗(yàn)研究和醇燃料電池等方面［3-11］.在發(fā)動(dòng)機(jī)醇類(lèi)燃料燃燒試驗(yàn)研究過(guò)程中，往往通過(guò)調(diào)整均質(zhì)混合氣壓燃燒技術(shù)(HCCI)發(fā)動(dòng)機(jī)的空燃比、轉(zhuǎn)速和氣門(mén)相位角，研究醇類(lèi)燃料(純甲醇燃料、純乙醇燃料、體積分?jǐn)?shù)為50%的甲醇與汽油混合燃料和體積分?jǐn)?shù)為50%的乙醇與汽油混合燃料)的HCCI燃燒特性，結(jié)果表明醇類(lèi)燃料的HCCI燃燒可以在較稀的混合氣濃度范圍區(qū)域內(nèi)實(shí)現(xiàn)，使發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行范圍向小負(fù)荷和高轉(zhuǎn)速方向拓展.而直接甲醇燃料電池具有比能量密度高、無(wú)噪音、無(wú)污染、易于操作等優(yōu)點(diǎn)，有望在手機(jī)、筆記本電腦和攝像機(jī)等小型移動(dòng)電源領(lǐng)域取代鋰離子電池.近年來(lái)，直接甲醇燃料電池的研發(fā)迅猛發(fā)展，人們已經(jīng)在催化劑的篩選和制備、質(zhì)子交換膜的研制與改性、膜電極的結(jié)構(gòu)優(yōu)化及系統(tǒng)集成等方面進(jìn)行了深入的研究.

而對(duì)于民用醇基燃料燃燒器的燃燒性能及其燃燒強(qiáng)化技術(shù)，則很少見(jiàn)相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道.為此，文中針對(duì)民用醇基燃料燃燒器污染物模擬結(jié)果，提出利用“多場(chǎng)協(xié)同”原理對(duì)醇基燃料燃燒器性能進(jìn)行協(xié)同分析［12-16］.其研究結(jié)果將對(duì)醇基燃料燃燒器的性能提高和協(xié)同優(yōu)化具有十分重要的指導(dǎo)意義.

1 醇基燃料燃燒器燃燒模型

1.1 醇基燃料燃燒器工作原理

醇基燃料燃燒器三維CAD模型如圖1所示，空氣從圓錐面首先噴射到燃燒區(qū)域，然后醇基燃料由中間圓柱臺(tái)的四周也射入燃燒區(qū)域，進(jìn)行燃燒.醇基燃料燃燒器可以在較短的時(shí)間內(nèi)，達(dá)到穩(wěn)態(tài)燃燒，故文中研究的燃燒器的燃燒狀態(tài)是穩(wěn)態(tài)燃燒.

1.2 三維流動(dòng)的控制方程

在如圖2所示的醇基燃料燃燒器的三維網(wǎng)格模型中，氣流流動(dòng)大都是湍流流動(dòng)，所有物理量都是空間和時(shí)間的隨機(jī)變量.但是湍流流動(dòng)仍遵循連續(xù)介質(zhì)一般運(yùn)動(dòng)規(guī)律，并具有一定的統(tǒng)計(jì)學(xué)特征，瞬時(shí)量仍滿(mǎn)足黏性流體運(yùn)動(dòng)方程，描述燃燒流動(dòng)瞬時(shí)量的微分方程為

圖1 醇基燃料燃燒器三維CAD模型Fig.1 Alcohol-based fuel burner 3D CAD model

圖2 醇基燃料燃燒器的三維網(wǎng)格模型Fig.2 Alcohol-based fuel burner 3D grid model

式中:ρ為密度;▽為哈密頓算子，v是速度矢量;源項(xiàng)Sm是加入到連續(xù)相的質(zhì)量流量.

式中:p為流體微元體上的壓力;g和f分別代表作用在微元體上的重力體積力和其他外部體積力，f還包含了其他的模型相關(guān)源項(xiàng);τ為微元體表面上的黏性應(yīng)力張量.

式中:E代表流體微團(tuán)的總能，E=h－p/ρ+v2/2，h為總焓;hk為組分k的焓;Yj為組分k的質(zhì)量分?jǐn)?shù);T代表溫度;λeff=λt+λc代表有效導(dǎo)熱系數(shù)(即湍流導(dǎo)熱系數(shù)λt與層流導(dǎo)熱系數(shù)λc之和);Jk為組分k的擴(kuò)散通量;τeff為有效應(yīng)力.式(3)右邊的前3項(xiàng)分別是由于導(dǎo)熱、組分?jǐn)U散和黏性耗散所引起的能量傳遞.Sh代表由于化學(xué)反應(yīng)引起的放熱和吸熱，或代表其他自定義的熱源項(xiàng).

式中:Yi為組分i的質(zhì)量分?jǐn)?shù);Ji為組分i的擴(kuò)散通量;Ri為系統(tǒng)內(nèi)部單位時(shí)間內(nèi)單位體積通過(guò)化學(xué)反應(yīng)消耗或生成該組分的凈生成率;Si表示通過(guò)其他方式所生成該種組分的凈生產(chǎn)率.

1.3 燃燒模型

燃燒模型考慮甲醇和空氣的化學(xué)反應(yīng)，化學(xué)反應(yīng)中的生成物和產(chǎn)生的能量分別在元素和能量守恒方程式的源項(xiàng)中給出，從而使守恒方程組封閉.在數(shù)值燃燒模型中［17-18］，比較成熟的被廣泛采用的燃燒模型包括阿累尼烏斯有限反應(yīng)速率模型和漩渦破碎模型.

(1)阿累尼烏斯有限反應(yīng)速率模型適合于化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)為支配因素的化學(xué)反應(yīng)過(guò)程:

式中:Rfu為阿累尼烏斯有限反應(yīng)速率;A、α和β為模型常數(shù);mfu和mox為燃料、空氣質(zhì)量分?jǐn)?shù);E為化學(xué)反應(yīng)的活化能;R為氣體常數(shù).

(2)漩渦破碎模型認(rèn)為由于化學(xué)反應(yīng)時(shí)間尺度小于湍流輸運(yùn)時(shí)間尺度.具體來(lái)說(shuō)，對(duì)于擴(kuò)散燃燒，燃料與氧處于不同的渦團(tuán)中，燃燒速率取決于兩類(lèi)渦團(tuán)在分子尺度上的混合速率.當(dāng)然，燃燒速率還與燃料、氧和燃燒產(chǎn)物的濃度緊密相關(guān).故，漩渦破碎模型中燃燒速率可表達(dá)為

1.4 數(shù)學(xué)模型

(1)標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型［8］中，關(guān)于k和ε的輸運(yùn)方程如下:

式中:Gk表示由于平均速度梯度引起的湍動(dòng)能產(chǎn)生;Gb表示用于浮力影響引起的湍動(dòng)能產(chǎn)生;YM表示可壓速湍流脈動(dòng)膨脹對(duì)總的耗散率的影響;μt為湍流黏度，μt= ρCμk2/ε，其中，Cμ為常數(shù).模型常數(shù)C1ε、C2ε、Cμ、σk和 σε的取值為 C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3.

(2)P-I輻射換熱近似法是最簡(jiǎn)單的一種球諧函數(shù)SH法，假定介質(zhì)中的輻射強(qiáng)度沿空間角度呈正交球諧函數(shù)分布，并將含有微分、積分的輻射能量傳遞方程轉(zhuǎn)化為一組偏微分方程，聯(lián)立能量方程和邊界條件便可得到輻射強(qiáng)度和溫度的空間分布.

P-I輻射換熱近似法通過(guò)下式來(lái)求解輻射熱流量qr:

式中:a為吸收系數(shù);δs為擴(kuò)散系數(shù);G為附帶輻射;C為線(xiàn)性各向異性階段函數(shù)系數(shù).

(3)熱力型NOx是由于燃燒空氣中N2在高溫下氧化而產(chǎn)生的.NO的生成反應(yīng)［9］，當(dāng)燃燒溫度低于1500℃時(shí)幾乎觀(guān)測(cè)不到，熱力型NOx的生成量極少;當(dāng)燃燒溫度高于1500℃時(shí)，隨溫度升高，根據(jù)阿累尼烏斯定律，反應(yīng)速度按指數(shù)規(guī)律迅速增加.

針對(duì)燃燒器穩(wěn)態(tài)燃燒過(guò)程構(gòu)造數(shù)值模型:湍流模型使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，利用組分輸入模型中的有限速率化學(xué)反應(yīng)和漩渦破碎燃燒模型，P-I輻射換熱模型以及熱力型NOx生成模型，對(duì)控制方程的求解采用Simple算法進(jìn)行模擬.

1.5 邊界條件

(1)入口邊界條件.根據(jù)燃燒器的設(shè)計(jì)工況，燃料CH3OH質(zhì)量流量為3.296×10－4kg/s，甲醇的理論過(guò)量空氣系數(shù)是6.47.根據(jù)不同的過(guò)量空氣系數(shù)得空氣的質(zhì)量流量.設(shè)定入口氣態(tài)甲醇燃料CH3OH溫度為750K，質(zhì)量流量進(jìn)口空氣溫度為320K.

(2)出口邊界條件.燃燒器出口壓力為0，即大氣壓值.

(3)壁面邊界條件.燃燒器底部設(shè)為無(wú)滑移速度，壁面設(shè)置為不同的定溫壁面，并認(rèn)為壁面是漫反射面.

2 醇基燃料燃燒器的性能和場(chǎng)協(xié)同仿真

2.1 醇基燃料燃燒器燃燒結(jié)果

在不同的過(guò)量空氣系數(shù)下，燃燒器出口處的NOx和CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化趨勢(shì)如圖3所示.結(jié)果表明，NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨過(guò)量空氣系數(shù)的增加而減小;在過(guò)量空氣系數(shù)a=1.1時(shí)，CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)最低.

燃燒器出口的最高溫度和平均溫度在不同過(guò)量空氣系數(shù)下的變化趨勢(shì)，如圖4所示.兩者均隨過(guò)量空氣系數(shù)的增加而減小，其中平均溫度的下降速率較快.

綜上所述，在過(guò)量空氣系數(shù)α為1.1～1.2時(shí)，NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)和CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低，同時(shí)平均溫度和最高溫度也較高，故過(guò)量空氣系數(shù)α為1.1～1.2時(shí)，燃燒器性能較佳.

圖3 NOx和CO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨過(guò)量空氣系數(shù)的變化趨勢(shì)Fig.3 Change of the mass fraction of NOxand CO with the coefficient of excess air

圖4 平均溫度和最高溫度隨過(guò)量空氣系數(shù)的變化趨勢(shì)Fig.4 Change of average temperature and maximum temperature with the coefficient of excess air

2.2 醇基燃料燃燒器燃燒過(guò)程場(chǎng)協(xié)同分析

過(guò)增元教授等［12］從二維層流邊界層能量方程出發(fā)，引入了源強(qiáng)化的概念，提出“場(chǎng)協(xié)同原理”，即對(duì)流換熱的物理機(jī)制是有內(nèi)熱源的導(dǎo)熱問(wèn)題，熱源強(qiáng)度決定了對(duì)流換熱的強(qiáng)度.它不僅僅取決于流速、溫差和流體物性，更取決于速度矢量與溫度梯度的夾角，要強(qiáng)化換熱應(yīng)該盡可能減小速度矢量與溫度梯度之間的夾角θ.在湍流換熱和三維換熱中，場(chǎng)協(xié)同理論同樣適用［16］，為此，可將該理論進(jìn)行推廣.

式中:▽T為溫度梯度;Fc為場(chǎng)協(xié)同系數(shù);ρ、cp、λ分別為流體的密度、定壓比熱和導(dǎo)熱系數(shù);qw為壁面處的對(duì)流換熱量.

根據(jù)矢量運(yùn)算規(guī)則，式(12)中，θ為速度矢量與溫度梯度的夾角，在控制換熱強(qiáng)度時(shí)起著很重要的作用.此式表明，在一定的速度和溫度梯度下，減小二者之間的夾角θ是強(qiáng)化對(duì)流換熱的有效途徑.為表征速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)的協(xié)同性，速度和溫度梯度的局部協(xié)同角定義如下:

文獻(xiàn)［13］中利用普遍的熱力學(xué)流與熱力學(xué)力的唯象定律導(dǎo)出了單位時(shí)間通過(guò)垂直固定單位面積的熱流為:

式中:μj為第j種物質(zhì)的化學(xué)勢(shì);DTj為熱擴(kuò)散系數(shù);ωj為第j種物質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù);jr為輻射熱流.其它符號(hào)說(shuō)明詳見(jiàn)文獻(xiàn)［19］.

從式(14)可知，單位時(shí)間通過(guò)垂直固定的單位面積的熱流不僅與溫度場(chǎng)有關(guān)，而且與速度場(chǎng)、壓力場(chǎng)及其外力場(chǎng)有關(guān)，各種不同場(chǎng)的分布不同，則單位時(shí)間通過(guò)垂直固定單位面積的熱量不同，通過(guò)施加和控制場(chǎng)的方向可強(qiáng)化傳熱強(qiáng)度.

考慮不可壓縮流體的穩(wěn)態(tài)流動(dòng)，根據(jù)能量方程有:

對(duì)兩組分流體，不考慮熱輻射流，應(yīng)用Gauss定理得:

式中:M代表質(zhì)量;V代表體積;S面代表側(cè)面積;cA是組分A的總摩爾濃度，其它符號(hào)說(shuō)明詳見(jiàn)文獻(xiàn)［19］.

由式(16)可見(jiàn)，如果在整個(gè)對(duì)流傳熱區(qū)域內(nèi)，施加和控制各種力場(chǎng)的方向，可使對(duì)流傳熱加強(qiáng).式(16)左端第1項(xiàng)表明，不僅改變流速、溫度梯度和流體的物性可以控制對(duì)流傳熱的強(qiáng)度，而且可通過(guò)控制速度和溫度梯度的方向控制對(duì)流傳熱的強(qiáng)度.

為此，應(yīng)用“場(chǎng)協(xié)同原理”對(duì)醇基燃料燃燒器換熱性能進(jìn)行分析.得出在不同的工作壓力下，燃燒器內(nèi)的速度矢量與溫度梯度的夾角的余弦值分布圖，如圖5、圖6所示.

圖5 0.1MPa時(shí)速度矢量與溫度梯度的夾角余弦值分布圖Fig.5 Velocity vector and angle cosine value distribution of temperature gradient when work pressure is 0.1MPa

圖6 0.2MPa時(shí)速度矢量與溫度梯度的夾角余弦值分布圖Fig.6 Velocity vector and angle cosine value distribution of temperature gradient when work pressure is 0.2MPa

從圖5、圖6可以看出，換熱性能良好的部位主要分布在2個(gè)部位，即燃燒器的內(nèi)壁和軸中心線(xiàn)上.通過(guò)仿真發(fā)現(xiàn)，在不同工作壓力下，整個(gè)燃燒區(qū)域中的速度矢量和溫度梯度之間的夾角θ有較大不同，而余弦值等于0.8(即θ=36.9°)時(shí)甲醇燃燒器燃燒性能協(xié)同性最好，并記下協(xié)同角θ=36.9°時(shí)工作壓力下協(xié)同性最好區(qū)域占整個(gè)燃燒器的百分比，如圖7所示.

醇基民用燃料灶具行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定不大于0.2MPa.從圖7中，可以看出工作壓力在0.18～0.19MPa時(shí)，速度矢量與溫度梯度協(xié)同性最佳，燃燒器性能最佳.

圖7 最佳協(xié)同區(qū)域所占百分比曲線(xiàn)圖Fig.7 Percentage diagram of best field synergy

表1 場(chǎng)協(xié)同相關(guān)數(shù)據(jù)Table 1 Relevant data of field synergy

根據(jù)表中相關(guān)數(shù)據(jù)，制作了一臺(tái)場(chǎng)協(xié)同理論優(yōu)化的燃燒器.完全按照文中邊界條件設(shè)置普通燃燒器和優(yōu)化后的燃燒器.分別對(duì)5kg 20℃的水進(jìn)行加熱直至100℃沸騰，發(fā)現(xiàn)用優(yōu)化后的燃燒器加熱的水比普通燃燒器的早約1.5min沸騰，從而證明了，當(dāng)醇基燃料燃燒器的工作壓力為0.18～0.19 MPa時(shí)，燃燒器性能為最佳.

3 結(jié)語(yǔ)

對(duì)一種甲醇燃燒器及爐膛內(nèi)流動(dòng)與燃燒過(guò)程進(jìn)行了全尺寸數(shù)值模擬.計(jì)算中對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡(jiǎn)單的簡(jiǎn)化.采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，利用組分輸入模型中的有限速率化學(xué)反應(yīng)和漩渦破碎燃燒模型對(duì)復(fù)雜結(jié)構(gòu)燃燒器內(nèi)的流動(dòng)及燃燒狀況進(jìn)行模擬得到主要結(jié)論如下.(1)過(guò)量空氣系數(shù)α為1.1～1.2時(shí)，出口處的污染物質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低，同時(shí)溫度也較高，燃燒器性能為佳;(2)工作壓力為0.18～0.19MPa時(shí)，速度場(chǎng)與溫度梯度之間的協(xié)同性最佳，醇基燃料燃燒器燃燒效果處于最佳狀態(tài).

這些結(jié)論為研究和設(shè)計(jì)人員提供了醇基燃料燃燒器的詳細(xì)數(shù)據(jù).在此基礎(chǔ)上，根據(jù)工業(yè)爐的實(shí)際情況，對(duì)燃料氣組分以及其他計(jì)算條件加以調(diào)整，就可以對(duì)不同工況的加熱爐內(nèi)的流動(dòng)、燃燒和換熱過(guò)程進(jìn)行計(jì)算和預(yù)測(cè)，這將為加熱爐的操作、設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供理論指導(dǎo).

［1］傅學(xué)政，管天球，許朝暉，等.醇基燃料高效燃燒技術(shù)研究［J］.湖南科技學(xué)院學(xué)報(bào)，2006，27(5):73-75.Fu Xue-zheng，Guan Tian-qiu，Xu Zhao-hui，et al.Research on efficient combustion technology for firing alcohol-based fuel［J］.Journal of Hunan University of Science and Engineering，2006，27(5):73-75.

［2］Claramunt K，Cònsul R，Pérez-Segarra C D，et al.Multidimensional mathematical modeling and numerical investigation of co-flow partially premixed methane/air laminar flames［J］.Combustion and Flame，2004，137(4):444-457.

［3］Yao Chunde，Cheung C S，Cheng Chuanhui，et al.Effect of diesel/methanol compound combustion on diesel engine combustion and emissions［J］.Energy Conversion and Management，2008，49(6):1696-1704.

［4］Cheng C H，Cheung C S，Chan T L，et al.Experimental investigation on the performance，gaseous and particulate emissions of a methanol fumigated diesel engine［J］.Science of the Total Environment，2008，389(1):115-124.

［5］黃勇成，周龍保，劉圣華，等.用混合燃燒模型研究缸內(nèi)直噴醇類(lèi)燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒［J］.西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2004，38(5):491-495.Huang Yong-cheng，Zhou Long-bao，Liu Sheng-hua，et al.Numerical investigation on combustion process in a sparkignited direct-injection alcohol engine via hybrid combustion model［J］.Journal of Xi’an Jiaotong University，2004，38(5):491-495.

［6］Jiang Bin，Liang Hongying，Huang Guoqiang，et al.Study on NOxformation in CH4/air jet combustion［J］.Chinese Journal of Chemical Engineering，2006，14(6):723-728.

［7］Edgardo Coda Zabetta，Mikko Hupa.A detailed kinetic mechanism including methanol and nitrogen pollutants relevant to the gas-phase combustion and pyrolysis of biomass-derived fuels［J］.Combustion and Flame，2008，152(1/2):14-27.

［8］李德桃，潘劍鋒，鄧軍，等.微型發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒模型和數(shù)值模擬［J］.燃燒科學(xué)與技術(shù)，2003，9(2):183-185.Li De-tao，Pan Jian-feng，Deng Jun，et al.Combustion model and numerical simulation of micro-engine ［J］.Journal of Combustion Science and Technology，2003，9(2):183-185.

［9］Jiang Bin，Liang Hongying，Huang Guoqiang，et al.Study on NOxformation in CH4/air jet combustion［J］.Chinese Journal of Chemical Engineering，2006，14(6):723-728.

［10］Zhao T S，Xu C，Chen R，et al.Mass transport phenomena in direct methanol fuel cells［J］.Progress in Energy and Combustion Science，2009，35(3):275-292.

［11］Ko Johan，Chippar Purushothama，Ju Hyunchul.A onedimensional，two-phase model for direct methanol fuel cells-Part I:model development and parametric study［J］.Energy，2010，35(5):2149-2159.

［12］過(guò)增元.對(duì)流換熱的物理機(jī)制:速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)的協(xié)同［J］.科學(xué)通報(bào)，2000，45(19):2118-2122.Guo Zeng-yuan.The physical mechanism of heat transfer:velocity field and temperature field of collaborative［J］.Chinese Science Bulletin，2000，45(19):2118-2122.

［13］王松平，陳清林，尹清華，等.強(qiáng)化對(duì)流傳熱場(chǎng)協(xié)同唯象機(jī)制及其控制［J］.工程熱物理學(xué)報(bào)，2004，25(1):97-99.Wang Song-ping，Chen Qing-lin，Yin Qing-hua，et al.Phenomenological physical mechanisms and control approaches to enhancing convective heat transfer［J］.Journal of Engineering Thermophysics，2004，25(1):97-99.

［14］Tao Y B，He Y L，Wu Z G，et al.Three-dimensional numerical study and field synergy principle analysis of wavy fin heat exchangers with elliptic tubes［J］.International Journal of Heat and Fluid Flow，2007，28(6):1531-1544.

［15］Tian Li-ting，He Ya-ling，Lei Yong-gang.Numerical study of fluid flow and heat transfer in a flat-plate channel with longitudinal vortex generators by applying field synergy principle analysis［J］.International Communications in Heat and Mass Transfer，2009，36(2):111-120.

［16］黃德斌，鄧先和，朱冬生，等.氣流橫向沖刷管束湍流換熱的場(chǎng)協(xié)同分析 ［J］.化學(xué)工程，2006，34(7):13-16.Huang De-bin，Deng Xian-he，Zhu Dong-sheng，et al.Field coordination analysis of gas flow across tube bundles［J］.Chemical Engineering，2006，34(7):13-16.

［17］Juan M Rodríguez-Díaz，Santos-Martín M Teresa.Study of the best designs for modifications of the Arrhenius equation［J］.Chemometrics and Intelligent Laboratory Systems，2009，95(2):199-208.

［18］樓波，王芳，彭曉君.煤粉爐內(nèi)摻混廢水污泥燃燒的數(shù)值模擬與分析［J］.華南理工大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2010，38(10):153-156.Lou Bo，Wang Fang，Peng Xiao-jun.Numerical simulatiou and analysis of incineration blending waste-water sludge in a pulverizel coal combustion boiler［J］.Journal of South China University of Technology:Natural Science Edition，2010，38(10):153-156.

［19］Wang S P，Hua B，Chen Q L，et al.Phenomenal equation of exergy transfer［C］∥Efficiency cost，optimization，simulation and environmental aspects of energy systems and processes.Naacy，F(xiàn)rance:Institute National Polytechniqne de Lorraine，1998:1128-1132.