不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對甲醇燃料大氣式燃燒器引射性能影響分析及研究

金靖偉，孫姣，3，張旭，賈雷永，陳文義

（1.河北工業(yè)大學(xué)化工學(xué)院，天津300130；2.河北工業(yè)大學(xué)工程流動與過程強化研究中心，天津300130；3.天津大學(xué)機械學(xué)院，天津300350；4.天津鵬程煤礦設(shè)備有限公司，天津301914）

不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對甲醇燃料大氣式燃燒器引射性能影響分析及研究

金靖偉1，2，孫姣1，2，3，張旭1，2，賈雷永4，陳文義1，2

（1.河北工業(yè)大學(xué)化工學(xué)院，天津300130；2.河北工業(yè)大學(xué)工程流動與過程強化研究中心，天津300130；3.天津大學(xué)機械學(xué)院，天津300350；4.天津鵬程煤礦設(shè)備有限公司，天津301914）

為解決甲醇燃料完全預(yù)混式燃燒器啟動溫度高、速度慢、安全系數(shù)低等問題，設(shè)計了甲醇燃料大氣式燃燒器.采用數(shù)值模擬的方法，對其關(guān)鍵部件引射器的結(jié)構(gòu)尺寸進行優(yōu)化及燃燒器燃燒效果分析，著重研究了在不同輸出功率下，噴嘴直徑、噴嘴插入深度、入射角度、引射器喉管長度、喉管直徑以及擴壓管長度對引射器性能的影響，獲得了甲醇燃料大氣式燃燒器引射器的優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)，進一步探索了甲醇蒸汽必要入射溫度.輸出功率在20%～120%之間時，優(yōu)化后的燃燒器摩爾引射系數(shù)維持在4.35以上，引射性能穩(wěn)定；空氣溫度為293 K時，理論甲醇蒸汽必要入射溫度僅為473 K，燃燒效率可達98%以上，最高溫度達2 300 K以上.

甲醇燃料；大氣式引射器；摩爾引射系數(shù)；數(shù)值模擬

0 引言

目前，我國廣大農(nóng)村地區(qū)，由于長期燃燒煤炭造成了極大的環(huán)境污染和能源浪費，人們對清潔燃料和高效燃燒技術(shù)的需求越來越迫切.甲醇燃料來源廣泛，可由傳統(tǒng)化石能源、生物質(zhì)能源以及可再生能源轉(zhuǎn)化而來，其完全燃燒時產(chǎn)物僅為二氧化碳和水蒸氣，不會對環(huán)境造成污染，是優(yōu)秀的煤炭替代能源，具有廣闊發(fā)展前景[1-3].然而甲醇燃料存在高含氧量、低熱值、常溫為液態(tài)、汽化潛熱高等缺點，并且目前甲醇燃料燃燒器的設(shè)計仍主要依靠燃油燃氣燃燒器的設(shè)計經(jīng)驗，沒有其特有的理論基礎(chǔ)及設(shè)計方法，燃燒技術(shù)落后已經(jīng)成為甲醇燃料高效利用及推廣普及的瓶頸.因此，無論是從解決人們需求還是推廣普及甲醇燃料的角度，對甲醇燃料燃燒器進行深入的研究都是十分必要的.

按甲醇燃料的燃燒方式，可將燃燒器分為霧化燃燒器和汽化燃燒器兩種，霧化燃燒器普遍存在著燃燒效率低、噪聲大、火焰溫度低等缺點；汽化式甲醇燃燒器通過把燃料汽化和燃燒兩個過程分開，避免了高汽化潛熱對火焰溫度的影響，提高了火焰溫度和燃燒效率，但仍然存在與空氣混合不充分、燃燒效率較低等缺點[4].國內(nèi)外研究者針對甲醇燃燒器的結(jié)構(gòu)及燃燒效率展開了模擬和實驗研究.Kermes V[5]等對比了氣體燃料燃燒器和液體燃料燃燒器的燃燒性能及燃燒產(chǎn)物的測試方法，并指出甲醇燃料燃燒器的設(shè)計應(yīng)重視預(yù)熱和回流區(qū)強度；鄂加強[6]、張雙利等[7]提出了利用“多場協(xié)同”原理對醇基燃料燃燒器燃燒效率和燃燒產(chǎn)物進行協(xié)同分析，并做了相應(yīng)優(yōu)化；冉景煜、施軍等[8-10]設(shè)計了完全預(yù)混式甲醇燃料燃燒器，并對其進行數(shù)值優(yōu)化及實驗研究，研究結(jié)果表明，燃燒器引射性能穩(wěn)定，燃燒效率可保持在99.2%以上.預(yù)混式甲醇燃料燃燒器是將燃料和空氣先混合后燃燒，可大大提高甲醇燃料的燃燒效率，成為當(dāng)前甲醇燃料燃燒器發(fā)展的新方向.甲醇燃料完全預(yù)混燃燒器由于一次空氣引入量較大，易使蒸汽再次液化，需要將汽化室溫度加熱至800℃以上[11].這就導(dǎo)致燃燒器存在啟動溫度高、速度慢、安全系數(shù)低等缺點.

為解決甲醇燃料完全預(yù)混式燃燒器的上述問題，本文把甲醇燃料特性和大氣式燃燒方式相結(jié)合，設(shè)計了甲醇燃料大氣式燃燒器，可以通過降低一次空氣混入量來降低汽化室所需溫度，提高燃燒器的啟動速度和安全系數(shù).目前，國內(nèi)外關(guān)于甲醇燃料大氣式燃燒器還鮮有報道.而引射器是甲醇燃料大氣式燃燒器的關(guān)鍵部件，直接關(guān)系到燃燒效率及燃料的必要溫度.因此，本文針對甲醇燃料大氣式燃燒器引射器的不同結(jié)構(gòu)進行數(shù)值研究及結(jié)構(gòu)優(yōu)化，并對優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)進行燃燒模擬驗證，在既保證較高的燃燒效率，盡可能降低燃料溫度，快速安全啟動.

1 燃燒器模型

1.1 燃燒器的工作原理

圖1為甲醇燃料大氣式燃燒器的結(jié)構(gòu)示意圖，液體甲醇燃料首先進入汽化室6，在汽化室內(nèi)燃料吸收小部分燃燒熱汽化為甲醇燃料蒸汽，燃料蒸汽通過蒸汽分配環(huán)1上的燃料噴嘴3噴入引射器4內(nèi)和一次空氣混合，再由引射器出口噴出，被點火針5點燃.為保證燃料燃燒時和二次空氣充分混合，燃燒器設(shè)計了6套噴嘴和引射器，在燃燒器中成環(huán)形分布.燃燒器設(shè)計功率為30 kW，通過控制甲醇燃料的流量來控制輸出功率，滿負荷工作時燃料的質(zhì)量流量為5 kg/h.

圖1 燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Burner structure diagram

燃燒反應(yīng)主要考慮甲醇和空氣之間的氧化反應(yīng)，反應(yīng)方程式如（1）～（3）式，當(dāng)空氣供給充足時甲醇完全燃燒，生成二氧化碳和水蒸氣；當(dāng)空氣供給不足時，甲醇不完全燃燒，生成一氧化碳和水蒸氣.由方程式（1）可知，1 mol甲醇完全燃燒消耗1.5 mol氧氣，計算可得1 mol甲醇完全燃燒需7.14 mol空氣.一次空氣系數(shù)取α=0.6，大氣引射器的設(shè)計摩爾引射系數(shù)

1.2 物理模型及網(wǎng)格劃分

引射器依據(jù)現(xiàn)有燃氣引射器設(shè)計理論進行初步設(shè)計[12]，得到引射器流場結(jié)構(gòu)及尺寸如圖2和表1所示.引射器結(jié)構(gòu)為較規(guī)則的圓柱體，因此本文采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方式，引射器模型網(wǎng)格數(shù)量約為40萬.燃燒部分同樣采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方式，網(wǎng)格數(shù)量約為60萬.

圖2 引射器流場結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格示意圖Fig.2 Flow field structure and grid schemes of injector

表1 引射器初步設(shè)計尺寸Tab.1 Preliminary design of ejector dimensions

1.3 數(shù)學(xué)模型

目前，在流體流動問題方面，采用CFD（計算流體動力學(xué)）已經(jīng)能準(zhǔn)確的對流場的流動情況進行模擬計算[13-14].基本控制方程為：連續(xù)性方程、動量方程、能量方程、物質(zhì)運輸方程以及K-ε雙方程[13-16].其通用形式為

其中：φ為流動物理量；Γφ為有效擴散系數(shù)；Sφ為源項；x，r，θ；u，v，w分別為軸向、徑向和周向的坐標(biāo)和速度；ρ為流體密度.

1.4 邊界條件及求解方法

引射器部分不考慮重力及化學(xué)反應(yīng)，根據(jù)燃燒器的工作原理，甲醇燃料入口設(shè)置為質(zhì)量流量入口，質(zhì)量流量為4.6×105～2.76×104kg/s（輸出功率在20%～120%之間），成分為100%純甲醇蒸汽，溫度設(shè)置為573 K，空氣入口和出口分別設(shè)置為壓力入口和壓力出口，壓強0 Pa（表壓），成分設(shè)置為O2（摩爾分?jǐn)?shù)0.21），N2（摩爾分?jǐn)?shù)0.79），初始空氣溫度設(shè)為293 K，壁面設(shè)置為絕熱壁面.燃燒部分主要考慮式（1）～式（3）的化學(xué)反應(yīng)，二次空氣入口和燃燒部分出口分別設(shè)置為壓力入口和壓力出口，壓強0 Pa（表壓）.

數(shù)值計算使用雙精度算法，選用標(biāo)準(zhǔn)K-ε方程，模型參數(shù)設(shè)為：1.2[13-16]，基于SIMPLE算法選用分離求解器，松弛因子設(shè)為0.7.

2 計算結(jié)果分析

燃燒器能否達到設(shè)計要求主要由引射器的引射能力決定，而引射器的引射能力主要由噴嘴及引射器自身結(jié)構(gòu)所決定.文中以計算得出的結(jié)構(gòu)尺寸為基礎(chǔ)，分析研究噴嘴直徑DJ、噴嘴插入深度LY、噴嘴入射角度θ、喉管長度LH、喉管直徑DH及擴壓管長度LD這六方面在不同輸出功率下對引射器性能（摩爾引射系數(shù)和預(yù)混效果）的影響，以便從中得出規(guī)律并對引射器進行設(shè)計優(yōu)化.

2.1 噴嘴直徑對引射器性能的影響

噴嘴直徑分別為1.5 mm、2 mm、2.5 mm、3 mm時，研究噴嘴直徑對引射器性能的影響.由圖3可知，在質(zhì)量流量一定時，摩爾引射系數(shù)隨著噴嘴直徑的增大而減?。辉趪娮熘睆讲蛔兊那闆r下，摩爾引射系數(shù)隨著輸出功率的增加而增加，當(dāng)輸出功率超過80%以后增加幅度明顯放緩.由圖4可知，引射器喉管內(nèi)的負壓隨著噴嘴直徑的減小而增大.通過分析可知，噴出的甲醇燃料動壓頭一部分用于提高引入空氣的動壓頭，一部分用于克服流動阻力損失.在質(zhì)量流量一定時，噴嘴直徑越小，氣體流速越大，甲醇燃料所攜帶的動壓頭也就越大，帶動喉管內(nèi)的氣體流動形成更大的負壓，吸入更多的空氣；當(dāng)噴嘴直徑一定時，流量越小，單位質(zhì)量的甲醇燃料所攜帶的動壓頭也就越小，更容易受流動阻力損失的影響，導(dǎo)致摩爾引射系數(shù)下降.

圖3 不同噴嘴直徑下引射器內(nèi)部靜壓力圖Fig.3 Internal static pressure diagram of ejector under different nozzle diameters

2.2 噴嘴插入深度對引射器性能的影響

噴嘴直徑DJ=2 mm，噴嘴到引射器入口距離LY分別為0 mm、1 mm、2 mm、3 mm、4 mm、5 mm、6 mm、7 mm時，研究噴嘴插入深度對引射器性能的影響.由圖5可知，當(dāng)LY取值小于2 mm時，摩爾引射系數(shù)隨噴嘴插入深度的增加明顯增大；當(dāng)LY取值大于2 mm且輸出功率大于60%時，摩爾引射系數(shù)基本維持穩(wěn)定，輸出功率小于60%時，隨著LY的增加摩爾引射系數(shù)增大.由分析可知，引射性能除了和引射器喉管內(nèi)的負壓有關(guān)，還和甲醇燃料對空氣的卷吸作用有關(guān)[17-18]，卷吸區(qū)域呈梯形分布，當(dāng)射流體的流速及本身物理性質(zhì)一定時，卷吸能力相對穩(wěn)定.當(dāng)LY取值小于2 mm時，吸入室對氣流的阻力變化較大，當(dāng)LY取值大于2 mm時，吸入室對氣流的阻力相對穩(wěn)定，因此導(dǎo)致了摩爾引射系數(shù)如圖5所示的變化趨勢.

圖4 噴嘴直徑對摩爾引射系數(shù)的影響Fig.4 Influence of nozzle diameter on mole ejecting ratio

圖5 噴嘴位置對摩爾引射系數(shù)的影響Fig.5 Effect of Nozzle Position on mole ejecting ratio

2.3 入射角度對引射器性能的影響

取噴嘴直徑DJ=2 mm，入射角度分別為0°、15°、30°、45°時，研究入射角度對引射器性能的影響，由圖6可知，摩爾引射系數(shù)隨入射角度的增大而增大.經(jīng)過分析可知，由于噴嘴對入射流體的阻力隨入射角度的增大而增大，在相同輸出功率的情況下，需要給射流體提供更大的壓強能，射流體所攜帶的能量也就更多.由圖7可知，甲醇燃料在噴嘴出口平面的速度基本相同，但其壓強能不同，射流體噴出噴嘴后，壓強能繼續(xù)轉(zhuǎn)化為流體動能，因此射入流體的流速隨入射角度增大而增大，喉管內(nèi)的負壓也隨之增大，導(dǎo)致摩爾引射系數(shù)增大.

圖6 噴嘴入射角度對摩爾引射系數(shù)的影響Fig.6 Influence of nozzle angle on mole ejecting ratio

圖7 不同入射角度下引射器內(nèi)部氣體速度分布圖Fig.7 Distribution of gas velocity in ejector under different incident angles

2.4 引射器喉管長度對引射器性能的影響

喉管長度不僅影響摩爾引射系數(shù)的大小，而且對燃料-空氣的預(yù)混效果也有直接的影響.取噴嘴直徑為DJ=2 mm，入射角度θ=0°、θ=30°，喉管長度分別為40 mm、35 mm、30 mm、25 mm、20 mm、15 mm、10 mm時，研究引射器喉管長度對引射器性能及出口甲醇濃度分布的影響.由圖8可知，在入射角度θ= 0°、θ=30°，輸出功率大于60%時，摩爾引射系數(shù)隨著喉管長度的增大而增大，在LH=25 mm時達到最大值，之后隨著喉管長度增大而輕微下降，當(dāng)喉管長度在10～25 mm時，摩爾引射系數(shù)增加明顯；當(dāng)輸出功率小于40%時，隨著喉管長度的增大，摩爾引射系數(shù)同樣呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在LH=20 mm時達到最大值.由引射器引射原理可知，引射性能跟喉管內(nèi)靜壓力關(guān)系密切，對比喉管在各個長度的各種工況下，從喉管入口起始10 mm區(qū)域的平均壓強.如圖9所示，縱坐標(biāo)表示的是相對壓強，即喉管平均壓強與LH= 10 mm時的平均壓強之比.喉管內(nèi)的負壓隨著喉管長度的增加呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢，輸出功率越大達到最大負壓所需的喉管長度也就越長，和摩爾引射系數(shù)的變化趨勢相吻合.

由圖10可知，在入射角度θ=0°、θ=30°，輸出功率為100%時，隨喉管長度的增加，引射器出口中心線上各點甲醇燃料濃度的分布一致性越好.當(dāng)喉管長度大于30 mm時，中心線上各點燃料濃度的波動變化很小，波動范圍小于2.6%，說明在此條件下燃料-空氣混合效果較好.在實際工況中，由于引射器中的流體會和外界環(huán)境發(fā)生熱交換，因此在保證摩爾引射系數(shù)滿足設(shè)計要求和物料充分混合的情況下，盡可能減小引射器的長度，有利于減小和環(huán)境之間的熱交換，保證出口氣體溫度.由以上分析可以看出，在入射角度為θ=0°和θ=30°的模型中，摩爾引射系數(shù)及出口甲醇濃度分布隨引射器喉管長度的變化趨勢相同，在后續(xù)數(shù)值計算中取入射角θ=0°觀察趨勢.

圖8 引射器喉管長度對摩爾引射系數(shù)的影響Fig.8 Influence of the length of ejector throat on molar ejection coefficient

圖9 喉管長度對喉管內(nèi)壓強的影響Fig.9 Effect of throat length on pressure

圖10 輸出功率100%時出口中心線上各點甲醇濃度Fig.10 The concentration of methanol at each point on the exit center line with Output power 100%

2.5 引射器喉管直徑對引射器性能的影響

喉管直徑既影響喉管中負壓的大小，又影響著引射器中空氣阻力的大小.取噴嘴直徑DJ=2 mm，入射角度θ=0°，喉管直徑分別為7 mm、8 mm、9 mm、10 mm、11 mm時，研究引射器喉管直徑對引射器性能的影響.由圖11a）可知，在各個工況下，摩爾引射系數(shù)均隨喉管直徑的增大呈現(xiàn)先增后減的趨勢，分別在DH=8 mm和DH=9 mm時達到最大值；由圖11b）可知，喉管內(nèi)壓力隨著喉管直徑的增大而升高.通過分析可知，喉管直徑的增大不利于喉管內(nèi)負壓的形成，負壓吸氣作用隨之減弱；相反喉管直徑越大，入口對空氣的阻力越小，越有利于引射空氣.引射器的引射性能受喉管內(nèi)的負壓及喉管入口對空氣阻力雙重因素的影響，考慮到摩爾引射系數(shù)在各個工況下的大小及波動情況，喉管直徑DH=9 mm為最優(yōu)值.

圖11 引射器喉管直徑對引射性能的影響Fig.11 Influence of the diameter of ejector throat on ejector performance

2.6 擴壓管長度對引射器性能的影響

同喉管長度相同，擴壓管長度對摩爾引射系數(shù)及燃料-空氣的預(yù)混效果也有直接的影響.在噴嘴直徑DJ=2 mm，入射角度θ=0°，喉管長度LH=30 mm，喉管直徑DH=9 mm，取擴壓管長度分別為15 mm、20 mm、25 mm、30 mm、35 mm時，研究引射器擴壓管長度對引射器性能及出口甲醇濃度分布的影響.由圖12a）可知，當(dāng)輸出功率較大時，擴壓管長度對摩爾引射系數(shù)幾乎沒有影響，當(dāng)輸出功率較小時，摩爾引射系數(shù)隨著擴壓管長度的增加而稍有下降.通過分析可知，擴壓管長度僅對引射器內(nèi)氣流阻力產(chǎn)生較小的影響，因此產(chǎn)生了上述引射系數(shù)的變化.由圖12b）可知，當(dāng)輸出功率為100%時，隨擴壓管長度的增加，引射器出口中心線上各點甲醇燃料濃度的分布一致性越好.當(dāng)擴壓管長度大于25 mm時，中心線上各點燃料濃度的波動變化很小，波動范圍可控制在2.6%以內(nèi)，說明在此條件下燃料-空氣可以達到較好的混合效果.比較圖10和圖12b）中的數(shù)據(jù)可知，出口甲醇濃度分布受擴壓管長度的變化影響更明顯，而其主要影響因素為分子的擴散速度，引射器的總體長度越長，擴散越充分，濃度分布也就越均勻.

圖12 引射器引射器擴壓管長度對引射性能的影響Fig.12 Influence of the length of ejector tube on ejector performance

3 引射器結(jié)構(gòu)優(yōu)化及燃燒效果分析

3.1 引射器結(jié)構(gòu)優(yōu)化

甲醇燃料大氣式引射器的主要作用是使燃料在被點燃前預(yù)先和部分空氣進行混合，在引射器內(nèi)部甲醇燃料和一次空氣進行動量和能量的交換，使其在引射器出口獲得必要的剩余壓力及溫度，以保證燃燒器的穩(wěn)定工作.基于上述規(guī)律對引射器進行了優(yōu)化，優(yōu)化后的引射器結(jié)構(gòu)尺寸如表2所示.

表2 引射器優(yōu)化尺寸Tab.2 Ejector optimized size

為得到恰當(dāng)?shù)娜剂先肟跍囟?，對?yōu)化后的大氣式引射器，在空氣溫度293 K，取燃料入口溫度T分別為423K、448K、473K、498K、523K、548K、573 K時，研究燃料溫度對出口溫度的影響.由圖13可知，在各個工況下，出口溫度隨入口燃料溫度的增加而增加，當(dāng)入口燃料溫度為473 K時了，各工況下出口溫度維持在甲醇燃料露點340 K以上.由圖14可知，優(yōu)化后的大氣式引射器，引射性能穩(wěn)定，摩爾引射系數(shù)在4.35～5.01之間，滿足燃燒器需求.隨著輸出功率增大，出口甲醇濃度梯度增大，輸出功率為20%時，出口甲醇濃度梯度為0.58%，輸出功率為120%時，出口甲醇濃度梯度最大為2.86%，波動范圍很小，說明在此模型下，燃料-空氣可均勻混合.

圖13 燃料溫度對出口溫度的影響Fig.13 Effect of Fuel Temperature on outlet temperature

圖14 優(yōu)化結(jié)構(gòu)在各工況的模擬結(jié)果Fig.14 The simulation results of each structure are optimized

3.2 燃燒效果分析

圖15為各工況下引射器出口軸線上CH4O和CO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布曲線.由圖15a）可知，甲醇燃料的質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨X方向的增加，呈現(xiàn)出3個階段的變化趨勢.第1階段，甲醇燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)維持穩(wěn)定，功率越大穩(wěn)定區(qū)域越長，輸出功率20%時，CH4O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)在X=58 mm時開始出現(xiàn)下降趨勢，輸出功率120%時，CH4O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)在X=70 mm時才開始出現(xiàn)下降趨勢.此區(qū)域為火焰的焰核，燃料流速大于火焰?zhèn)鞑ニ俣龋侨剂?空氣混合物尚未點燃的冷區(qū)；第2階段，甲醇燃料的質(zhì)量分?jǐn)?shù)明顯下降.此區(qū)域為火焰的焰面區(qū)，此區(qū)域燃燒反應(yīng)劇烈，跨度在X=70 mm～200 mm之間，大約90%的燃料在這里燃燒；第3階段，甲醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化放緩，當(dāng)X大于300 mm時，甲醇燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)趨于0.此區(qū)域為火焰的燃盡區(qū)，燃料在這里完成全部的燃燒過程.由圖15b）可知，甲醇燃料的不完全燃燒主要發(fā)生在焰面區(qū)，而不完全燃燒產(chǎn)物CO的二次燃燒則分布于焰面區(qū)和燃盡區(qū).通過比較各工況下CH4O和CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化情況可知，當(dāng)輸出功率為40%～60%之間時，燃料和二次空氣混合較好，有較少的CO生成，CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)的最大值為0.79%出現(xiàn)在X=128 mm處，當(dāng)輸出功率為20%、100%以及120%時，燃料和二次空氣混合較差，CO生成量較大，質(zhì)量分?jǐn)?shù)的最大值為1.09%出現(xiàn)在X= 116 mm處.通過分析可知，功率較小時氣流速度較慢，二次空氣不能與燃料及時混合，功率較大時，由于所需二次空氣量較大，導(dǎo)致混合不及時.圖16為輸出功率為100%時的溫度分布圖，可以看出火焰分布均勻、燃燒穩(wěn)定，最高溫度出現(xiàn)在環(huán)形分布的引射器中心線上，可達2 332.72 K.通過計算，輸出功率為20%時，燃燒效率達到98%以上，輸出功率為40%以上時，燃燒效率可達99%以上.

圖15 CH4O和CO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布曲線Fig.15 CH4O and CO mass fraction distribution curve

圖16 輸出功率為100%時火焰溫度分布圖Fig.16 The flame temperature distribution when the output power is 100%

4 結(jié)論

本文針對大氣式甲醇燃料燃燒器引射器，采用數(shù)值模擬的方法，分析了引射器不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對摩爾引射系數(shù)和預(yù)混效果的影響，為保證必要的出口溫度，探索了入射甲醇蒸汽溫度的必要溫度，進而對引射器結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化并模擬研究其燃燒過程.研究結(jié)果表明，優(yōu)化后的甲醇燃料大氣式燃燒器，在保證較高的燃燒效率情況下，克服了完全預(yù)混式甲醇燃燒器存在的啟動溫度高，速度慢，安全系數(shù)低等缺點.獲得以下主要結(jié)論：

1）改變引射器不同結(jié)構(gòu)參數(shù)，影響了燃料對空氣的卷吸作用、喉管內(nèi)靜壓力以及空氣阻力，導(dǎo)致摩爾引射系數(shù)發(fā)生變化；出口甲醇燃料的濃度梯度主要受分子擴散速度的影響較大，當(dāng)引射器越長，輸出功率越小時，燃料分布越均勻；引射器出口溫度主要受摩爾引射系數(shù)的影響較大，摩爾引射系數(shù)較大，引入的冷空氣也就更多，導(dǎo)致引射器出口溫度更低.

2）優(yōu)化后的引射器，在輸出功率為20%～120%之間時，摩爾引射系數(shù)維持在4.35以上，在常用工況下（40%～100%），摩爾引射系數(shù)維持在4.7以上，變化率在5.7%以內(nèi)，引射性能穩(wěn)定.當(dāng)空氣溫度為293 K時，理論燃料必要入射溫度僅為473 K，燃燒效率可達98%以上，最高溫度達2 300 K以上.在較高燃燒效率的情況下，降低了燃料溫度，保證了燃燒器快速安全啟動.

[1]李忠，鄭華艷，謝克昌.甲醇燃料的研究進展與展望[J].化工進展，2008，27（11）：1684-1695.

[2]吳域琦，馮向法.甲醇燃料——最具競爭力的可替代能源[J].中外能源，2007，12（1）：16-23.

[3]馮向法.醇基燃料及其發(fā)展趨勢[J].農(nóng)業(yè)工程學(xué)報，2006（S1）：183-188.

[4]傅學(xué)政，黃篤之，許朝暉，等.醇基燃料燃燒器技術(shù)進展概述[J].能源工程，2003（5）：53-55.

[5]Kermes V，Be Lohradsky P，Oral J，et al.Testing of gas and liquid fuel burners for power and process industries[J].Energy，2008，33（10）：1551-1561.

[6]鄂加強，張雙利，傅學(xué)正，等.醇基燃料燃燒器的性能和場協(xié)同分析[J].華南理工大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2011，39（8）：66-71.

[7]張雙利.醇基燃料燃燒器性能優(yōu)化與場協(xié)同分析[D].長沙：湖南大學(xué)，2011.

[8]冉景煜，施軍，宋爽，等.甲醇混合燃料引射式燃燒器配風(fēng)性能數(shù)值研究[J].應(yīng)用基礎(chǔ)與工程科學(xué)學(xué)報，2015，23（2）：389-399.

[9]冉景煜，施軍，張力.引射式甲醇燃燒器大負荷變動自適應(yīng)配風(fēng)特性[J].工程熱物理學(xué)報，2014，35（3）：581-585.

[10]Ran J Y，Shi J，Yang L，et al.Auto-adaptive air distribution and structure optimization of ejector burner for biomass alcohol fuels[J].International Journal of Green Energy，2015，12（10）：1054-1060.

[11]施軍.生物質(zhì)甲醇燃料引射式燃燒器自適應(yīng)配風(fēng)特性及結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究[D].重慶：重慶大學(xué)，2013.

[12]同濟大學(xué)，重慶建筑大學(xué)等．燃氣燃燒與應(yīng)用[M]．第3版．北京：中國建筑工業(yè)出版社，2000：137－183．

[13]Yang X，Long X，Yao X.Numerical investigation on the mixing process in a steam ejector with different nozzle structures[J].International Journal of Thermal Sciences，2012，56（2）：95-106.

[14]Varga S，Oliveira A C，Diaconu B.Numerical assessment of steam ejector efficiencies using CFD[J].International Journal of Refrigeration，2009，32（6）：1203-1211.

[15]魏月友，孫姣，陳文義.離心浮選機結(jié)構(gòu)對流場影響的數(shù)值模擬[J].河北工業(yè)大學(xué)學(xué)報，2015，44（1）：50-54.

[16]陳祥武，孫姣，陳楠，等.隔板塔中氣體調(diào)配裝置數(shù)值模擬與實驗研究[J].河北工業(yè)大學(xué)學(xué)報，2014，43（4）：47-52.

[17]El-Dessouky H，Ettouney H，Alatiqi I，et al.Evaluation of steam jet ejectors[J].Chemical Engineering&Processing Process Intensification，2002，41（6）：551-561.

[18]Li X，Wang T，Day B.Numerical analysis of the performance of a thermal ejector in a steam evaporator[J].Applied Thermal Engineering，2010，30（17）：2708-2717.

[責(zé)任編輯 田豐]

Analysis and study on the effect of different structural parameters on the irradiation of methanol fuel atmosphere burner

JIN Jingwei1，2,SUN Jiao1，2，3,ZHANG Xu1，2,JIA Leiyong4,CHEN Wenyi1，2
（1.School of Chemical Engineering and Technology,Hebei University of Technology,Tianjin 300130,China;2.Research Center of Engineering Fluid and Process Enhancement,Hebei University of Technology,Tianjin 300130,China;3.School of Mechanical Engineering,Tianjin University,Tianjin 300350,China;4.Tianjin Pengcheng Colliery Equipment Co.Ltd.,Tianjin 301914,China）

To resolve the methanol-fueled fully premixed burner's start temperature is over high,slow,and low safety factor,methanol fuel atmospheric burners were designed.Using the numerical simulation method,the structural dimensions of the key components of the ejector are optimized,and the combustion effect of the burner is analyzed.At different output power,the effects of diameter of nozzle,depth of nozzle insertion,incident angle,length of ejector throat,diameter of ejector throat and length of diffuser pipe on the ejector performance are studied emphatically.The optimized structural parameters of the methanol-fuel atmospheric burner ejector were obtained,further exploration of the necessary incident temperature of methanol steam.When the output power is between 20%and 120%,the Mole Ejecting Ratio of optimized burner was maintained at 4.35 or above,and the ejector performance is stable.When the air temperature reaches 293K,theoretically the necessary incident temperature of methanol vapor is only 473 K,combustion efficiency of up to 98%,the maximum temperature of 2 300 K or more.

methanol-fuel;atmospheric ejector;mole ejecting ratio;numerical simulation

TK17

A

1007-2373（2017）02-0075-10

10.14081/j.cnki.hgdxb.2017.02.014

2017-01-19

河北省科技計劃（16824316D）；河北省科技型中小企業(yè)創(chuàng)新英才（169A76334H）；河北省科技支撐計劃（11230909D-5）

金靖偉（1990-），男，碩士研究生.通訊作者：陳文義（1963-），男，教授，博導(dǎo)，cwy63@126.com.