多孔介質(zhì)內(nèi)稀氫氣/空氣預(yù)混過濾燃燒不穩(wěn)定性

夏永放，李本文，于春梅，史俊瑞，，徐有寧

(1.東北大學材料電磁過程研究教育部重點實驗室，遼寧 沈陽 110004;2.沈陽工業(yè)大學建筑工程學院，遼寧 沈陽 110870;3.沈陽工程學院遼寧省潔凈燃燒發(fā)電與供熱技術(shù)實驗室，遼寧 沈陽 110136)

多孔介質(zhì)內(nèi)預(yù)混氣體燃燒具有低CO和NOx排放、高熱動力密度及調(diào)節(jié)范圍大等優(yōu)點，可以應(yīng)用于內(nèi)燃機、低熱值燃料燃燒器、VOC氧化器等方面［1］.近些年來，研究人員對多孔介質(zhì)燃燒做了大量的理論和試驗研究［2－4］.

S.S.Minaev 等［5］通過理論和試驗研究了丙烷/空氣過濾燃燒火焰面傾斜不穩(wěn)定性，確定火焰面穩(wěn)定向不穩(wěn)定轉(zhuǎn)變的一個臨界值.A.V.Saveliev等［6］試驗研究了稀氫氣/空氣預(yù)混氣體在小球堆積床燃燒器中多燃燒波結(jié)構(gòu)，僅給出氫氣體積分數(shù)為6.8%、過濾速度為1.3 m·s－1時，燃燒器內(nèi)出現(xiàn)大小各異和分布不均的可見光熱斑(hot spot)現(xiàn)象，并基于熱擴散不穩(wěn)定性理論分析了熱斑組成胞狀結(jié)構(gòu)(cellular structure)產(chǎn)生的動因，A.V.Saveliev的試驗過濾速度明顯大于同類試驗的過濾速度，因此熱斑的出現(xiàn)是否為高流速下特有的非穩(wěn)定現(xiàn)象，還是在低過濾速度下也會出現(xiàn)，目前尚無研究報道.K.V.Dobrego 等［7－8］試驗及數(shù)值研究了氧化鋁小球堆積床燃燒器內(nèi)的甲烷/空氣火焰面?zhèn)鞑A斜不穩(wěn)定性，解析得出火焰面傾斜角度增加率正比于傳播速度和燃燒器尺寸，反比于堆積小球直徑.N.A.Kakutkina［9］使用單溫熱模型理論分析了過濾燃燒火焰面?zhèn)鞑ゲ环€(wěn)定性，得出過濾燃燒曲波面?zhèn)鞑ニ俣鹊慕馕霰磉_式和熱斑不穩(wěn)定性發(fā)生的判斷標準.Yang Haolin等［10］試驗研究了高孔隙率的微細纖維堆積床內(nèi)稀甲烷/空氣過濾燃燒，試驗發(fā)現(xiàn)火焰面產(chǎn)生錨定效應(yīng)(flame anchoring effect)和火焰破裂現(xiàn)象，這些現(xiàn)象無法用傳統(tǒng)的雙溫數(shù)學模型解釋.

筆者通過試驗研究氧化鋁小球堆積床內(nèi)稀氫氣/空氣預(yù)混過濾燃燒波結(jié)構(gòu)，觀測燃燒火焰面傾斜和熱斑不穩(wěn)定性現(xiàn)象演變過程.比較不同試驗工況參數(shù)(過濾速度和氫氣體積分數(shù))對過濾燃燒波傳播不穩(wěn)定性的影響，分析燃燒波傾斜不穩(wěn)定發(fā)生的動力學原因，確定熱斑組成的胞狀結(jié)構(gòu)體燃燒波出現(xiàn)的試驗參數(shù)極限，從而確認燃燒波不穩(wěn)定性演變機理及其特點.

1 試驗裝置及試驗過程

1.1 試驗裝置

試驗裝置系統(tǒng)示意圖如圖1所示，燃燒器為內(nèi)徑63 mm，長度600 mm的石英玻璃管，燃燒器內(nèi)填充平均直徑為6.5 mm的氧化鋁小球，填充高度為450 mm，燃料為純度99.998%的氫氣.由于氫燃燒火焰在大氣壓下通常為不可見光，使用FLUKE Ti32型紅外熱像儀采集燃燒波傳播過程圖像，為減少試驗過程中燃燒器外壁的熱損失對燃燒波傳播穩(wěn)定性的影響，使用厚度為40 mm的耐高溫陶瓷纖維棉(Al2O3質(zhì)量分數(shù)為75%，SiO2質(zhì)量分數(shù)為25%)套筒對燃燒器進行保溫.

圖1 試驗裝置示意圖

1.2 試驗過程

試驗研究中氫氣/空氣預(yù)混氣體過濾速度范圍為0.5～ 0.9 m·s－1，氫氣體積分數(shù) φH2為 5.0% ～7.5%.考慮到燃燒波傳播速度為10－4m·s－1量級，紅外熱像儀圖像采集時間間隔為180 s.試驗開始階段先進行高濃度氣體預(yù)熱，火焰面位置穩(wěn)定之后，將流量表調(diào)到試驗工況參數(shù)，2 min后開始記錄試驗結(jié)果.主要試驗工況參數(shù)如表1所示，ug為過濾速度.

表1 主要試驗工況及參數(shù)

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 火焰面傾斜不穩(wěn)定性

考慮到接觸式熱電偶測溫方法可能會破壞多孔介質(zhì)內(nèi)部的隨機結(jié)構(gòu)，采用非接觸式紅外熱像儀成像方法來捕捉火焰區(qū)域的燃燒器表面溫度場，并用此高溫區(qū)域來定性代表火焰形狀.在所有試驗工況中熱像儀位置固定及捕捉燃燒波圖像的角度均不變.圖2為試驗工況Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ火焰不穩(wěn)定演變過程圖，傳播時間均為1080 s.圖2a中試驗工況I顯示紅外熱像儀捕捉燃燒器的外壁最高溫度為763 K，根據(jù)理論計算，氫氣體積分數(shù)為6.5%時絕熱燃燒溫度為799 K，根據(jù)文獻［2］對石英管燃燒器內(nèi)側(cè)多孔介質(zhì)表面層校正方法，修正得到本工況燃燒器內(nèi)壁溫為900 K，據(jù)此判斷，本工況下燃燒器內(nèi)燃燒為超絕熱燃燒.

圖2 超絕熱燃燒火焰面?zhèn)鞑ゲ环€(wěn)定性演變過程圖

為了定量分析流速對火焰面演變的影響，定義火焰面切線與未受擾動的過濾速度法線的夾角為火焰面傾斜角，如圖2a所示，工況Ⅰ下，在初始時刻出現(xiàn)了傾斜不穩(wěn)定現(xiàn)象，且隨著時間的增加，傾斜角度不斷增大，在1080 s時達到53°.初始時刻火焰面有大約5°的傾斜角，導(dǎo)致初始火焰面傾斜可能是由于試驗初始時刻火焰面水平預(yù)熱不均勻、填充床內(nèi)部空隙率分布不均或燃燒器壁面兩側(cè)的空隙分布不一致所造成的，即使初始時刻火焰面受到一個很微小擾動，都會導(dǎo)致火焰面發(fā)生傾斜，產(chǎn)生一個很小的傾斜角，從而引起了填充床內(nèi)速度場不均勻，進而造成燃燒器內(nèi)部的燃燒不均勻，而燃燒不均勻?qū)е氯紵鳈M向截面上火焰面?zhèn)鞑ニ俣炔痪鶆?，因此傾斜效應(yīng)不斷放大.在圖2a中還可以觀察到720 s前傾斜角度隨時間的增加速率大，隨后逐漸變緩.

圖2b，c分別為試驗工況Ⅱ、Ⅲ燃燒波傳播過程.試驗工況Ⅱ結(jié)果表明:傳播時間在360 s時，超絕熱燃燒波火焰面底部右側(cè)開始出現(xiàn)熱斑，而隨著超絕熱燃燒波(主燃燒波)繼續(xù)向燃燒器下游傳播，在燃燒器內(nèi)出現(xiàn)更多的熱斑，這些熱斑不均勻地分布在燃燒器內(nèi)，組成胞狀結(jié)構(gòu)體燃燒波(cellular structure combustion wave).試驗發(fā)現(xiàn)胞狀結(jié)構(gòu)體內(nèi)氫氣燃燒火焰為不可見光，其溫度比下游超絕熱燃燒波溫度低很多，據(jù)文獻［2］校正公式判斷，這種胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波為非超絕熱燃燒波.隨著超絕熱燃燒波傳播的進行，在720 s時，由于上游右側(cè)胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波內(nèi)的氫氣部分被燃燒，使得下游超絕熱火焰面向左側(cè)偏移(如圖2b中720 s時刻箭頭所示)，火焰面傾斜變形，因此，可以斷定燃燒器上游的胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波也導(dǎo)致下游主燃燒波火焰面傾斜的一個顯著動因.從圖2c可以看出，初始時刻火焰面有一個朝向左側(cè)方向的微小傾斜角，在180 s時，由于主燃燒波底部開始出現(xiàn)熱斑，火焰面傾斜角方向開始轉(zhuǎn)為右側(cè)方向，隨著主燃燒波繼續(xù)向燃燒器下游傳播，更多的熱斑出現(xiàn)在主燃燒波上游，火焰面傾斜角緩緩增加.試驗工況Ⅲ結(jié)果進一步表明:熱斑組成的胞狀結(jié)構(gòu)體對主燃燒波傳播穩(wěn)定性具有顯著的影響，對主燃燒波火焰面形狀起著重要的支配作用.從圖2b，c還可以發(fā)現(xiàn)，主燃燒波傳播過程中，上游的胞狀結(jié)構(gòu)體維持原有形狀不發(fā)生明顯變化，形成多燃燒波結(jié)構(gòu)駐定在燃燒器內(nèi).

2.2 燃燒波傳播速度

圖3為試驗工況Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ燃燒波傳播速度比較.根據(jù)文獻［10］的試驗結(jié)果，在燃燒波同向傳播試驗中，燃燒波傳播速度uw與過濾速度呈單調(diào)遞增關(guān)系，本研究中在相同氫氣體積分數(shù)下(φH2=6.5%)，試驗工況Ⅰ過濾速度低于試驗工況Ⅱ，而試驗工況I燃燒波速度反而高于試驗工況Ⅱ，與文獻［10］燃燒波傳播規(guī)律不再吻合.對于試驗工況Ⅱ，由于主燃燒波上游出現(xiàn)胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波，部分氫氣被燃燒，而下游超絕熱燃燒波釋放的熱量減少，造成燃燒波傳播速度降低.比較試驗工況Ⅰ、Ⅱ表明:燃燒器上游的胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波是抑制主燃燒波傳播的重要因素.圖3中試驗工況Ⅲ過濾速度有所提高，主燃燒波上游仍然出現(xiàn)胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波，試驗工況Ⅲ過濾速度的增加所產(chǎn)生的補償效應(yīng)致使其主燃燒波傳播速度比試驗工況Ⅱ有所提高，但是也僅與工況Ⅰ傳播速度相當，因此，可以進一步表明胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波對主燃燒波傳播速度的抑制性影響.

圖3 試驗工況Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ燃燒波傳播速度比較

2.3 胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波

圖4為試驗工況Ⅳ過濾燃燒波不穩(wěn)定演變過程.初始時刻火焰面為平火焰面，在360 s時，主燃燒波底部左右兩側(cè)出現(xiàn)2個明顯的胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波，在720 s時，超絕熱燃燒波尾部右側(cè)出現(xiàn)第3個胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波，直到1080 s超絕熱燃燒波即將離開燃燒器時，3個胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波形狀及空間位置無顯著變化(如圖4中① ② ③ 所示)，形成駐定燃燒波.試驗工況Ⅳ與試驗工況Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ比較，過濾速度更低，而氫氣體積分數(shù)僅提高0.5%，超絕熱燃燒火焰面發(fā)生嚴重傾斜變形，并且在燃燒器上游出現(xiàn)3個駐定胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波，說明氫氣體積分數(shù)對超絕熱燃燒波傳播不穩(wěn)定性影響程度比過濾速度更顯著.此外，試驗工況Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ結(jié)果也表明胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波形狀和出現(xiàn)位置也具有隨機性，這種隨機性可能是由于小球堆積床的隨機堆積結(jié)構(gòu)引起的.

圖4 試驗工況IV超絕熱燃燒波不穩(wěn)定傳播過程

圖5為試驗工況V超絕熱燃燒波傳播及胞狀結(jié)構(gòu)體演變過程，歷時75 min，隨著超絕熱燃燒波的傳播，火焰面仍然嚴重發(fā)生變形，高溫區(qū)偏離燃燒器中心，與前面4個試驗工況相比，胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波位置和形狀也是隨機的.在360 s時，火焰面底部開始出現(xiàn)第1個胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波，主燃燒波傳播時間在1080 s時，出現(xiàn)第2個胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波，在1440 s時，當超絕熱燃燒波完全離開燃燒器后，在燃燒器出口位置形成第3個胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波(如圖5中①②③ 所示)，并與第2個相連.在1800 s時，下部相連胞狀結(jié)構(gòu)體破裂，而上游第1個胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波駐定無明顯變化.直到4320 s時，3塊胞狀結(jié)構(gòu)體依然駐定在燃燒器內(nèi).

圖5 試驗工況V條件下超絕熱燃燒波傳播及胞狀結(jié)構(gòu)體演變過程

試驗工況Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ結(jié)果與文獻［6］的結(jié)果比較表明:胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波并不是在高過濾速度及高氫氣體積分數(shù)(ug=1.3 m·s－1，φH2=6.8%)條件下才能形成，在小速度及低氫氣體積分數(shù)條件下也可以出現(xiàn)，過濾速度和氫氣體積分數(shù)對稀氫氣/空氣預(yù)混過濾燃燒不穩(wěn)定性有很大的影響，同時胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波不是大流速高燃料體積分數(shù)下的特有現(xiàn)象，而且在小流速和低燃料體積分數(shù)下這種胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波也是存在的.此外，燃燒器上游出現(xiàn)的胞狀結(jié)構(gòu)體強烈地影響著主燃燒波火焰面的穩(wěn)定性.

3 結(jié)論

1)試驗工況I下，稀氫氣/空氣預(yù)混氣體在填充床中超絕熱燃燒，形成向下游傳播的傾斜火焰面，且傾斜角度不斷增大.

2)氫氣體積分數(shù)不變，增大過濾速度，燃燒演變?yōu)槎嗳紵ú⒋娼Y(jié)構(gòu)，向下游傳播的傾斜超絕熱燃燒波和在上游熱斑組成的胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波.

3)胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波對下游超絕熱燃燒波傳播速度具有強烈的抑制作用.

4)氫氣體積分數(shù)僅提高0.5%，而過濾速度降低到0.5和0.6 m·s－1，燃燒器上游仍然會出現(xiàn)胞狀結(jié)構(gòu)燃燒波，說明氫氣體積分數(shù)對超絕熱燃燒波傳播不穩(wěn)定性影響程度比過濾速度更顯著.

5)胞狀結(jié)構(gòu)體強烈影響著主燃燒波穩(wěn)定性.

References)

［1］Mujeebu M A，Abdullah M Z，Abu Bakar M Z，et al.Applications of porous media combustion technology:a review［J］.Applied Energy，2009，86(9):1365 －1375.

［2］呂兆華，王志武，孫思成，等.石英玻璃窗對火焰溫度測量影響的數(shù)值分析［J］.南京理工大學學報，1997，21(5):449－452.Lü Zhaohua，Wang Zhiwu，Sun Sicheng，et al.Numerical analysis for effect of quartz observation window on flame temperature measurement［J］.Journal of Nanjing University of Science and Technology，1997，21(5):449－452.(in Chinese)

［3］Shi Junrui，Xie Maozhao，Liu Hong，et al.Numerical simulation and theoretical analysis of premixed low-velocity filtration combustion［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2008，51(7/8):1818 －1829.

［4］Liu Hui，Dong Shuai，Li Benwen，et al.Parametric investigations of premixed methane-air combustion in twosection porous media by numerical simulation［J］.Fuel，2010，89:1736－1742.

［5］Minaev S S，Potytnyakov S I，Babkin V S.Combustion wave instability in the filtration combustion of gases［J］.Combustion Explosion， and Shock Waves，1994，30(3):306－310.

［6］Saveliev A V，Kennedy L A，F(xiàn)ridman A A，et al.Structures of multiple combustion waves formed under filtration of lean hydrogen-air mixtures in a packed bed［J］.Proceedings of the Combustion Institute，1996，26(2):3369－3375.

［7］Dobrego K V，Zhdanok S A，Zaruba A I.Experimental and analytical investigation of the gas filtration combustion inclination instability［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2001，44(11):2127 －2136.

［8］Dobrego K V，Kozlov I M，Bubnovich V I，et al.Dynamics of filtration combustion front perturbation in the tubular porous media burner［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2003，46(17):3279 －3289.

［9］Kakutkina N A.Some stability aspects of gas combustion in porous media［J］.Combustion Explosion，and Shock Waves，2005，41(4):395 －404.

［10］Yang Haolin，Minaev S，Geynce E，et al.Filtration combustion of methane in high-porosity micro-fibrous media［J］.Combustion Science and Technology，2009，181:654－669.