天然氣部分預混燃燒一次空氣系數與燃燒器頭部溫度關系的模擬仿真與實驗研究

張楊竣 逯紅梅

1.天津大學環(huán)境科學與工程學院 2.中國市政工程華北設計研究總院3.青島農業(yè)大學建筑工程學院

天然氣部分預混燃燒一次空氣系數與燃燒器頭部溫度關系的模擬仿真與實驗研究

張楊竣1，2逯紅梅3

1.天津大學環(huán)境科學與工程學院 2.中國市政工程華北設計研究總院3.青島農業(yè)大學建筑工程學院

針對部分預混燃燒過程一次空氣系數變化的研究，很少涉及燃燒器頭部溫度變化的影響，利用ICEM CFD對部分預混燃燒器進行建模，通過模擬仿真計算不同天然氣組分在不同燃燒器溫度情況對引射一次空氣系數的影響，并結合實驗測試，對比模擬仿真結果和實驗測試結果，明確燃燒器頭部溫度與部分預混引射一次空氣系數之間的變化關系。模擬結果符合隨著天然氣沃泊指數的增加大氣式燃燒器引射一次空氣系數降低的變化規(guī)律，一次空氣系數實驗測試值與模擬值偏差在±0.02之內。當燃氣發(fā)生置換時，一次空氣系數的變化不僅與沃泊指數成反比，同時也受燃燒器頭部溫度的影響，應在現有一次空氣系數計算公式基礎上對其進行溫度修正。當貧氣置換富氣時，建議對一次空氣系數變化的溫度修正系數k取值1.1；反之，當富氣置換貧氣時，建議溫度修正系數k取值0.9；氣質相近的兩兩置換，無需進行溫度修正。

部分預混燃燒 一次空氣系數 頭部溫度 沃泊指數 溫度修正

部分預混燃燒器采用噴嘴引射，通過燃氣側壓力射流引射周圍空氣，達到預混效果。引射器作為大氣式燃燒器的關鍵部件之一，一直是燃燒器設計的研究重點，且由于缺乏系統的設計理論指導，通常依靠經驗、半經驗來設計［1］。近年來，隨著CFD技術的發(fā)展，國內一些學者使用CFD模擬軟件，對引射器結構內部的流場進行模擬分析，為初步設計燃燒器提供技術參數依據，從而方便燃燒器設計和結構改進［2－10］。馮良等［2］討論了利用Fluent軟件對大氣式燃燒器的引射器流動進行數值模擬研究的可行性，利用三維穩(wěn)態(tài)流動數值模擬，獲得了大型的流體狀態(tài)參數，從而對燃燒器的工作狀態(tài)有一個全面的了解，數值模擬研究對引射器的設計有一定的指導意義。但由于模型建立結構簡化，導致模擬結果在一定程度上存在偏差。方媛媛等［3］同樣利用Fluent軟件，對低壓大氣式燃燒器引射器內部的流場、溫度場與濃度場進行模擬分析。相比馮良等人的研究，方媛媛等人建立引射器模型更合理，網格劃分和邊界條件的設置較理想，所得模擬結果更可靠。且在此基礎上，方媛媛等［4］就噴嘴位置對引射器性能影響進行了數值模擬，模擬結果顯示，噴嘴位置偏移對引射器一次空氣系數的影響極大。陳偉雄等［5］通過數值模擬研究，在滿足最大的引射比的情況下優(yōu)化了天然氣引射器的結構參數，得出了引射器中混合段和擴壓段的最佳張角、噴嘴最佳直徑等參數。此外，倪娟娟等［6－8］也對引射器的流場進行了數值模擬研究。郭甲生等［9］利用Fluent軟件對上進風燃氣灶的引射性能進行了模擬研究，通過對比實驗結果，驗證數值模擬來分析燃氣灶內部氣流流動問題的可行性。鄧海燕等［10］通過對低壓引射大氣式燃燒器內部流場進行實驗和數值模擬，深入分析燃燒器各部位對引射能力、流場分布、燃燒工況的影響，為燃燒器的設計和優(yōu)化提供理論和實驗依據。

國內針對部分預混一次空氣系數的模擬，更多的是利用CFD軟件模擬仿真各結構尺寸對引射一次空氣系數的影響，而很少研究涉及燃氣組分變化、燃燒過程變化等因素導致燃燒器頭部溫度變化對引射一次空氣系數的作用。本文利用ICEM CFD對部分預混燃燒器進行建模，通過模擬仿真計算不同天然氣組分在不同燃燒器溫度情況下對引射一次空氣系數的影響，并結合實驗測試，對比模擬仿真結果和實驗測試結果，明確燃燒器頭部溫度與部分預混引射一次空氣系數之間的變化關系，為研究多氣源天然氣發(fā)生置換時燃燒器燃燒工況和火焰形態(tài)的變化做基礎，并為燃氣互換性［11］預測方法研究提供理論計算依據。

1 模型建立

本文設計加工了一個直立型的部分預混燃燒器用于實驗測試，并根據實際設計尺寸進行模型建立仿真計算。根據目前國內市場主流大氣式燃氣灶具的工藝水平，噴嘴和火蓋選用銅材質、分氣盤為鋁材質、引射器為鑄鐵材質。燃燒器各部分建模結構尺寸及ICEM CFD非結構化網格劃分情況，如圖1所示，考慮模型本身為軸對稱圓柱體結構，故建立1／4軸對稱模型幾何結構。

本文主要討論不同燃氣組分下燃燒器頭部溫度對引射一次空氣系數的變化影響。模擬進行一定的簡化，只分析燃氣與空氣的物理混合過程，而不考慮預混燃氣燃燒的化學反應湍流不可壓縮流動問題。采用標準的k－ε計算模型，壓力和速度耦合采用SIMPLE算法，對流場采用二階迎風格式，并采用非耦合穩(wěn)態(tài)隱式格式求解，定義收斂條件為殘差值小于10－5。流體定義為不可壓縮的牛頓流體，流動遵循動量守恒定律、能量守恒定律和質量守恒定律。且在建立數學模型時，做如下假設：①流場已充分發(fā)展為穩(wěn)態(tài)湍流流動；②忽略體積力的影響；③流動在壁面上無滑移［2］。模擬用各氣體組分及物理特性參數，如表1所示。

表1 模擬和實驗測試用氣體組分及特性參數（15℃，15℃，101.325 kPa）Table 1 Gas components and properties for simulation and experiment（15℃，15℃，101.325 kPa）

根據設計燃燒器的實驗測試結果，對模型各邊界條件進行如下設置：①燃氣進口設為壓力進口，2 000 Pa，溫度為室溫298K，紊流強度設為4%，水力直徑設為2mm；②空氣進口設為壓力進口，0Pa，溫度為室溫298K，紊流強度設為4%，水力直徑設為16mm；③燃燒器出口設為壓力出口5Pa，溫度為室溫298K，紊流強度設為4%，水力直徑設為2.5mm；④各材質表面壁面厚度2.5mm，模擬定義3種頭部溫度情況，各結構常壁溫表面參數設置列于表2。

2 模擬仿真結果討論

定義模型頭部溫度為正常穩(wěn)定燃燒情況，模擬得到5種不同天然氣組分特性情況下的燃燒器引射參數，列于表3。表1中列出各氣源沃泊指數特性WPNG－R＞WLNG＞WCH4＞WPNG＞WPNG－P，表3模擬結果顯示，α＇LNG＜α＇PNG－R＜α＇CH4＜α＇PNG＜α＇PNG－P。模擬結果符合隨著天然氣沃泊指數的增加，大氣式燃燒器引射一次空氣系數降低，引射一次空氣系數與氣源沃泊指數呈反比關系，即：

表2 3種頭部溫度情況下各常壁溫表面參數設置Table 2 Temperature settings of constant temperature walls in three situations

表3 不同天然氣情況下燃燒器頭部溫度為正常穩(wěn)定燃燒時引射參數模擬結果Table 3 Inject simulation results of normal combustion temperature of gas burner head under different natural gases

在燃燒器頭部溫度為正常穩(wěn)定燃燒情況下的模擬基礎之上，本文對CH4、PNG和LNG 3種天然氣組分在頭部溫度分別為高溫和低溫的情況進行一次空氣引射模擬，得到不同頭部溫度情況下的燃燒器引射參數，列于表4。

表4 不同頭部溫度下各燃氣組分燃燒器引射參數模擬結果Table 4 Inject parameters simulation results of different gas burner head temperatures

根據圖2模擬數據，在保證引射氣體特性不變的情況下，隨著頭部溫度的升高，3種天然氣下的燃燒器引射一次空氣系數均降低，且3條擬合線性斜率彼此接近。對于大氣式燃燒器，引射一次空氣系數的變化與頭部溫度呈反比關系，即：

3 模擬結果與實驗結果對比

實驗對CH4、PNG、PNG－R、PNG－P 4種氣源進行一次空氣系數變化測試。實驗時，燃氣進口壓力保持在2kPa不變，設計的部分預混燃燒器空氣閥開度保持不變。用注射器在燃燒器頭部火孔內抽取混合氣樣本，在燃燒器噴嘴進口前100mm管道處采集燃氣樣本，然后將純燃氣樣本和混合氣樣本分別進行氣相色譜分析。使用注射器抽氣采樣時，先沖洗注射器5～8次，取樣動作保持勻速緩慢進行，保證采得的氣體樣本為實際氣體組分。通過氣相色譜分析法分析出純燃氣和一次空氣－燃氣混合氣的組分，利用燃氣和空氣混合過程中某組分i的平衡式（3），即可計算出一次空氣系數，見公式（4）。

式中：ri，g為燃氣中i組分的體積分數；ri，a為空氣中i組分的體積分數；ri，m為混合氣中i組分的體積分數；V0為15℃、101.235kPa下1m3的燃氣燃燒需要的理論空氣量，m3／m3；α′為一次空氣系數。

實驗以火焰根部（即火孔出口處）溫度為對比參照溫度，分別測試3種頭部溫度下一次空氣系數變化情況，測試結果如表5所示。對于測試用的4種天然氣，實驗與模擬存在的差別在于兩者的頭部溫度不同。實驗過程中無法進行溫度的控制，燃燒器所能達到的最高溫度與燃氣特性有關；而模擬過程中對燃燒器火孔表面初始條件溫度進行簡化設定，統一為1 000K、750K和550K。但實驗測試結果顯示，燃燒器從點燃到穩(wěn)定燃燒，頭部溫度逐漸升高，引射一次空氣系數逐漸降低，表現出與模擬結果一樣的變化趨勢，即：α＇∝1／T。

表5 4種天然氣在不同頭部溫度下的一次空氣系數實驗測試結果Table 5 Experiment results of primary air ratio during 4 kinds of natural gases at different gas burner head temperatures

設計燃燒器點燃30min后，基本達到穩(wěn)定燃燒狀態(tài)，頭部溫度達到最高值。故將30min后的一次空氣系數測試結果認定為穩(wěn)定燃燒情況下的引射一次空氣系數值。將該值與表3中的模擬值進行對比，如圖3所示。由于模型建立過程中對實際引射器入口進行了簡化，將風門結構簡化成整個圓形面的空氣入口，所以模擬結果相比于實際情況表現為引射能力較差、引射一次空氣系數較小。4種天然氣的一次空氣系數實驗測試值與模擬值偏差在±0.02之內，兩者可比，模擬結果可信。

當天然氣發(fā)生置換時，部分預混燃燒器的一次空氣系數變化不僅與氣源沃泊指數成反比關系，同時也受到燃燒器頭部溫度的影響（兩者成反比關系），即

而目前，燃氣發(fā)生置換時，采用的一次空氣系數變化計算公式為［1］：

因此，對天然氣置換后的一次空氣系數變化計算公式應進行溫度修正。

表5為設計的直立型部分預混燃燒器一次空氣系數隨天然氣沃泊指數和燃燒頭部溫度變化的實驗測試數據。由于燃燒器在PNG－P情況下出現離焰，即測得的頭部燃燒溫度并不能真實地反應PNG－P燃燒穩(wěn)定狀態(tài)下的燃燒器頭部溫度，其測試結果不可信，因此，在進行燃氣置換計算中不采用該組實驗數據。對剩余3種天然氣進行兩兩置換后α′s／α′a、Wa／Ws、V0a／V0s、Hhs／Hha、Ta／Ts的計算，計算結果列于表6。

根據前文分析，燃氣置換后一次空氣系數不僅與燃氣沃泊指數成反比，同時與燃燒器頭部溫度也成反比，因此，在原燃氣置換后一次空氣系數變化計算公式（6）的基礎上，加入溫度影響因素，即一次空氣系數變化計算公式改寫成公式（7）。將各兩兩置換氣按公式（7）分別計算公式兩側數值，并進行比值統計分析，列于表7。進過3次獨立實驗測試，3種天然氣之間兩兩置換后，測得數據按公式（7）計算得到的結果線性平均值均為1，即燃氣置換后一次空氣系數變化應按公式（7）進行計算。

表6 4種天然氣兩兩置換后各參數比值Table 6 Parameters ratio when natural gases interchanged with each other

表7 公式（7）兩側實驗數據計算值比值Table 7 Specific value of two sides of equation（7）calculated by experiment results

由于進行燃燒器頭部溫度測試，將增加實際工作量，實際操作不易行。在實際應用中，評價燃氣置換后一次空氣系數變化時，一般直接根據氣質特性進行計算。因此，為了便于實際應用，在公式（7）的基礎之上，將燃氣置換后一次空氣系數變化公式改寫成公式（8），其中k為溫度修正系數，即將燃燒器頭部溫度對一次空氣系數的影響簡化為溫度修正。根據3種天然氣兩兩置換實驗測試數據，分成較貧燃氣置換較富燃氣、較富燃氣置換較貧燃氣和氣質相近燃氣相互置換3種情況，按公式（8）計算3種情況下各自的溫度修正系數k，所得結果列于表8。當貧氣置換富氣時，燃燒器頭部溫度將從原先的高溫變成低溫，而一次空氣系數與頭部溫度成反比，根據實驗結果計算，建議此類情況對一次空氣系數變化的溫度修正系數k取值1.1；反之，當富氣置換貧氣時，建議溫度修正系數k取值0.9；氣質相近的兩兩置換，無需進行溫度修正。

表8 按公式（8）進行溫度修正實驗測得的溫度修正系數kTable 8 Experiment results of temperature correction coefficient value used in equation（8）

4 結論

通過模擬仿真計算不同天然氣組分在不同燃燒器溫度情況下對引射一次空氣系數的影響，并進行實驗測試研究，得出以下結論：

（1）模擬結果符合隨著天然氣沃泊指數的增加大氣式燃燒器引射一次空氣系數降低的變化規(guī)律，一次空氣系數實驗測試值與模擬值偏差在±0.02之內，兩者可比，證明可通過CFD對部分預混燃燒在不同燃燒器頭部溫度下不同氣質特性的引射情況進行模擬仿真，結果可信，類似的實驗測試可省略，節(jié)約實驗費用。

（2）在保證引射氣體特性不變的情況下，隨著頭部溫度的升高，燃燒器引射一次空氣系數均降低，且模擬得到的3種天然氣下一次空氣系數變化擬合線性斜率彼此接近；實驗測試結果顯示，燃燒器從點燃到穩(wěn)定燃燒，頭部溫度逐漸升高，引射一次空氣系數逐漸降低，表現出與模擬結果一樣的變化趨勢。

（3）當天然氣發(fā)生置換時，部分預混燃燒器的一次空氣系數變化不僅與氣源沃泊指數成反比關系，同時也受到燃燒器頭部溫度的影響（兩者成反比關系），故一次空氣系數變化計算采用公式（7）或公式（8），其中，貧氣置換富氣k建議取值1.1、富氣置換貧氣k建議取值0.9、氣質相近的兩兩置換k＝1。

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Simulation and experiment research on the relationship between primary air ratio and burner head temperature of partially premixed combustion burning natural gas

Zhang Yangjun1，2，Lu Hongmei3
（1.School of Environmental Science and Engineering，Tianjin University，Tianjin300072，China）
（2.North China Municipal Engineering Design &Research Institute，Tianjin300074，China）
（3.School of Architectural Engineering，Qingdao Agricultural University，Qingdao 266109，China）

There are rarely studies on the influence of gas burner head temperature caused by gas components change or combustion process variation with primary air ratio.In this paper，it simulated the relationship between primary air ratio and gas burner head temperature of partially premixed combustion by using ICEM CFD，and compared with the experiment results，it confirmed the temperature correction coefficient to calculate the specify value of primary air ratio when gas was substituted.The simulation results conform to the characteristic of primary air ratio decreasing with Wobbe Index increasing，the deviation of simulation value and experiment value is within±0.02.When gas was interchanged，the primary air ratio of partially premixed combustion is not only inversed with Wobbe Index，but also affected by gas burner head temperature.From the experiment results，when rich gas is substituted by poor gas，the suggestion temperature correction coefficient k is 1.1；and when poor gas is substituted by rich gas，the suggestion temperature correction coefficient k is 0.9；but when the properties of interchange gases are similar，it is not necessary to make temperature correction.

partially premixed combustion，primary air ratio，burner head temperature，Wobbe index，temperature correction

TE624.9

A

10.3969／j.issn.1007－3426.2015.05.010

張楊竣（1986－），男，浙江浦江，2014年7月畢業(yè)于同濟大學供熱、供燃氣、通風及空調工程專業(yè)，博士學歷；天津大學環(huán)境科學與工程在站企業(yè)博士后；主要從事燃氣燃燒與應用、燃氣互換性研究工作。E－mail：zyjtongji＠163.com

2015－05－18；編輯：康 莉