醇基-廢機(jī)油混合燃料燃燒特性分析

莊煌煌 ，胡艷花 , ，何宏舟 ，劉眾擎,，劉長壽

(1.集美大學(xué)福建省能源清潔利用與開發(fā)重點實驗室，廈門 361021；2.集美大學(xué)福建省清潔燃燒與能源高效利用工程技術(shù)研究中心，廈門 361021；3.集美大學(xué)輪機(jī)工程學(xué)院，廈門 361021)

為了滿足日益嚴(yán)格的大氣排放要求，實現(xiàn)節(jié)能減排目標(biāo)，需要尋找清潔可替代燃料[1].醇基燃料是一種極好的替代燃料，與重油、煤相比，其具有汽化潛熱大、燃燒污染物排放少等特點；與天然氣相比，其具有安全、易儲存、成本低廉且不需要鋪設(shè)大面積管道等優(yōu)勢[2-4].醇基燃料是以醇類(甲醇、乙醇等)物質(zhì)為主體配置的燃料，它主要以液體形式存在，本質(zhì)上是一種生物質(zhì)能源，燃燒產(chǎn)物主要是水和二氧化碳，對環(huán)境污染小，是典型的清潔燃料.

近年來，不少學(xué)者針對醇基燃料燃燒技術(shù)進(jìn)行了研究開發(fā).張全等[5]通過實驗對醇基燃料熱值進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)醇基燃料單位熱值較低.李瑞娜[6]采用將甲醇和生物柴油進(jìn)行混燃的應(yīng)用技術(shù)，通過理論分析和實驗研究相結(jié)合的方法，分析了甲醇/生物柴油混合燃料的基本理化性質(zhì)，研究了混合燃料的霧化和著火過程，并確定了甲醇在混合燃料中的最佳摻混配比.王芳[7]通過搭建混合燃燒實驗臺，研究了醇基燃料和地溝油混合燃料的燃燒特性，分析了不同摻混比例的混合燃料在不同過量空氣系數(shù)和不同功率下的火焰燃燒特性及燃燒器燃燒效率等的變化規(guī)律.

廢機(jī)油是一種以碳?xì)浠衔餅橹饕M分的液體混合物，來源廣泛、價格低廉、熱值較高；但是廢機(jī)油的表面張力和黏度較大，霧化質(zhì)量差，直接燃燒時會出現(xiàn)點火困難、冒黑煙(析碳)等問題，且煙氣中會產(chǎn)生較多的多環(huán)芳烴氧化物[8-9]，污染大氣環(huán)境.而醇基燃料具有汽化潛熱高、黏度低、表面張力小等特點，且本身為含氧燃料，燃燒時會產(chǎn)生自供氧反應(yīng).將醇基燃料與廢機(jī)油進(jìn)行混合燃燒會產(chǎn)生微爆現(xiàn)象，對其燃燒時液滴的霧化破碎有很大的促進(jìn)作用；同時，兩者混合能夠克服醇基燃料熱值低的問題，容易達(dá)到燃燒所需溫度；此外，較大的汽化潛熱有利于降低局部燃燒高溫區(qū)，抑制NOx的生成，減少NOx的排放.因此，本文以醇基-廢機(jī)油混合燃料為研究對象，采用實驗研究和數(shù)值仿真相結(jié)合的方法，分析醇基-廢機(jī)油不同配比混合燃料在不同過量空氣系數(shù)下的火焰燃燒特性、爐膛溫度分布特性以及爐膛出口處CO 和NOx質(zhì)量濃度等的變化規(guī)律，為醇基燃料的推廣應(yīng)用提供相關(guān)理論依據(jù).

1 實驗燃料及其裝置

1.1 實驗燃料

本文以甲醇、乙醇、廢機(jī)油為實驗原料，先向甲醇中添加一定量的乙醇，使混合燃料不易出現(xiàn)分層現(xiàn)象，再添加一定量的廢機(jī)油，配制成體積分?jǐn)?shù)分別為燃料1(甲醇80%＋乙醇10%＋廢機(jī)油10%)、燃料2(甲醇70%＋乙醇10%＋廢機(jī)油20%)、燃料3(甲醇60%＋乙醇10%＋廢機(jī)油30%)的三種不同混合燃料，并分別充分?jǐn)嚢?實驗用的醇基燃料、廢機(jī)油及不同配比混合燃料的基本理化性質(zhì)如表1 所示.

燃料的黏度主要影響燃燒器噴射壓力的選取和液滴燃燒時的霧化質(zhì)量.燃料黏度越大，其流動性越差，霧化后的索特平均直徑越大，霧化質(zhì)量降低，不利于液體燃料的蒸發(fā)-混合-燃燒[10].但若黏度太小會磨損燃燒器噴嘴，減少燃燒器的使用壽命.由表1 可知，混合燃料的黏度均小于2，黏度大小適中，可以較好地實現(xiàn)燃料的霧化燃燒.而表面張力與燃料霧化燃燒時的破碎、霧化、傳熱、混合燃燒等過程有密切聯(lián)系.由表1 還可知，混合燃料的表面張力遠(yuǎn)小于廢機(jī)油自身的表面張力，可以獲得較高的霧化質(zhì)量和較好的燃燒效果.此外，混合燃料閃點大于甲醇自身閃點，有利于提高燃料在運輸、存儲和使用中的安全性.

表1 醇基-廢機(jī)油混合燃料的基本理化性質(zhì)Tab.1 Basic physical and chemical properties of alcohol-based waste oil mixture fuel

1.2 實驗裝置

實驗系統(tǒng)主要由燃料供應(yīng)系統(tǒng)(油箱、流量計、供油管等)、燃燒器、爐膛、測試系統(tǒng)(熱電偶、溫度巡檢儀、煙氣分析儀、電腦、照相機(jī))、排煙系統(tǒng)等組成，如圖1 所示.燃燒器為現(xiàn)有的標(biāo)定功率為50 kW 的柴油燃燒器，安裝在爐膛前端，空氣由鼓風(fēng)機(jī)供入，燃料經(jīng)過濾器、閥門進(jìn)入液體流量計，再經(jīng)燃燒器由噴油嘴以一定角度噴出，與空氣混合燃燒.爐膛上設(shè)有觀察窗，可觀察火焰燃燒時的形態(tài)，爐膛內(nèi)不同位置上安裝有熱電偶，用于檢測火焰和爐膛內(nèi)不同區(qū)域的溫度.煙氣組分濃度采用嶗應(yīng)3012H 型煙氣分析儀檢測.圖2 為燃燒系統(tǒng)實物圖，圖3 為溫度測點示意圖.

圖1 燃燒實驗測試系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic of the combustion experimental device

圖2 燃燒系統(tǒng)實物Fig.2 Experiment setup for fuel combustion

圖3 溫度測點示意(單位：mm)Fig.3 Layout of temperature measuring points(unit：mm)

實驗中，燃燒器購自偉士通熱能有限公司，型號為 BTY-14EB 全自動柴油燃燒器，標(biāo)定功率為50 kW，其配風(fēng)結(jié)構(gòu)由直管燃燒筒和穩(wěn)焰碟組成，如圖4 所示.燃燒器采用機(jī)械霧化燃燒方式，燃油經(jīng)噴嘴霧化后噴入爐膛，助燃空氣經(jīng)由穩(wěn)焰碟后分為三股，包括中心直流風(fēng)、徑向槽縫旋流風(fēng)、燃燒筒與穩(wěn)焰碟之間的周界風(fēng).在燃燒器點火前，為了防止?fàn)t膛里面存有易揮發(fā)、易爆炸氣體，先開啟鼓風(fēng)機(jī)吹掃爐膛2～3 min，而后將待測燃料1、燃料2、燃料3、以及甲醇分別進(jìn)行燃燒試驗，分析不同燃料在不同過量空氣系數(shù)下的火焰燃燒特性、爐膛溫度分布、以及燃燒污染物生成等的變化規(guī)律.

圖4 燃燒器實物Fig.4 Photo of burner

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 火焰燃燒特性分析

不同配比混合燃料在不同過量空氣系數(shù)φ下的燃燒火焰情況如圖5 所示.由圖5 可知，隨著廢機(jī)油含量增加，燃燒時火焰顏色更加白亮，火焰長度有所增加，且燃燒易波動，容易產(chǎn)生吹熄現(xiàn)象.這主要是由于廢機(jī)油含長鏈烴基多，碳原子含量大，燃燒速度慢，不易燃盡；廢機(jī)油含量越大，混合燃?xì)獾暮铣伤俣仍铰?，燃料的霧化質(zhì)量越差、蒸發(fā)速率越低，火焰游離碳的含量就越多，火焰輻射顏色就越白亮；再有，由于混合燃料與空氣混合不均，使得燃料燃燒不充分，火焰長度變長且易波動.單燒甲醇時，火焰根部為藍(lán)色，尾部火焰呈橘黃色，火焰體積較小.這主要是由于甲醇在火焰根部完全燃燒，火焰呈藍(lán)色；而在火焰尾部，因過量空氣系數(shù)小，沒有足夠的空氣與甲醇混合，使其燃燒不充分，發(fā)生析碳現(xiàn)象，火焰呈橘黃色.

圖5 不同配比混合燃料燃燒火焰Fig.5 Combustion flame of different mixture fuels

由圖5 可知，隨著過量空氣系數(shù)從1.05 增加到1.30，所測試燃料燃燒時的火焰長度縮短，火焰亮度減小，火焰結(jié)構(gòu)更加緊湊.這主要是由于隨著過量空氣系數(shù)增加，空氣流經(jīng)旋流噴口前的軸向速度和徑向速度增大，火焰的湍流擾動增強(qiáng)，使得燃料與空氣得到充分混合，燃料燃燒速率增大，燃料可在較短時間內(nèi)充分燃燒.當(dāng)過量空氣系數(shù)增大到1.30 后繼續(xù)增大，過大的空氣流速將火焰主體吹散，使得發(fā)生吹熄現(xiàn)象.

2.2 爐膛溫度分布

當(dāng)過量空氣系數(shù)為1.1 時，不同配比混合燃料的爐膛溫度分布如圖6 所示(實線為擬合曲線).由圖6可知，不同配比混合燃料燃燒時的爐膛溫度分布規(guī)律相似，在距離燃燒器出口0.12 m 和0.47 m 處的溫度均呈下降趨勢.這是由于燃料在燃燒器出口不遠(yuǎn)處被霧化成粒徑較小的油霧，油霧在蒸發(fā)汽化時吸收熱量，表現(xiàn)出距燃燒器出口0.12 m 處的爐膛溫度降低的現(xiàn)象.此后，隨著蒸發(fā)的燃?xì)馀c空氣充分混合燃燒，爐膛溫度升高；隨著燃燒不斷進(jìn)行，爐膛中氧氣含量降低，燃料處于貧氧燃燒狀態(tài)，此時產(chǎn)生的CO發(fā)生還原反應(yīng)，吸收了大量熱量，使得距離燃燒器出口0.47 m 左右處的爐膛溫度再次降低.隨后由于燃燒器周界風(fēng)的混入，燃料與空氣進(jìn)一步混合燃燒，使得爐膛溫度再次升高.由圖6 還可知，單燒甲醇時的爐膛溫度最低，隨著廢機(jī)油含量增加，燃料燃燒時的爐膛溫度升高.

燃燒燃料3 時，不同過量空氣系數(shù)下的爐膛溫度分布如圖7 所示(實線為擬合曲線).由圖7 可知，當(dāng)過量空氣系數(shù)從1.05 增加到1.30 時，醇基-廢機(jī)油混合燃料燃燒時的爐膛溫度呈現(xiàn)先增加后減小的變化規(guī)律.這是由于：當(dāng)過量空氣系數(shù)較低(即小于1.10時)，爐膛內(nèi)的助燃空氣不足，燃料沒能充分燃燒；當(dāng)過量空氣系數(shù)增加到1.10 時，提高了燃燒器出口空氣的軸向速度和徑向速度，火焰的湍流強(qiáng)度增大，有利于燃料與空氣的充分混合燃燒，使?fàn)t膛溫度升高.但隨著過量空氣系數(shù)的進(jìn)一步增大，過量冷空氣帶走了爐膛內(nèi)大量熱量，且由于空氣流速過快，燃料與空氣來不及混合，燃料不能夠充分燃燒，使得爐膛溫度又降低了.

圖6 燃燒不同燃料時爐膛溫度分布Fig.6 Temperature distribution of furnace when burning different fuels

圖7 不同過量空氣系數(shù)情況下爐膛的溫度Fig.7 Temperature distribution of furnace with different excess air coefficients

2.3 污染物生成

圖8 描述了燃燒不同配比混合燃料時爐膛出口處CO 質(zhì)量濃度隨過量空氣系數(shù)變化情況.如圖8所示，當(dāng)過量空氣系數(shù)從1.05 增加到1.30 時，實驗燃料燃燒時的爐膛出口處CO 質(zhì)量濃度均降低.這是由于，隨著空氣量的增加，燃料與空氣混合生成一次反應(yīng)的CO 可與空氣二次混合燃燒，減少了爐膛出口處CO 質(zhì)量濃度.由圖8 還可知，燃燒甲醇時爐膛出口處的CO 質(zhì)量濃度最大，當(dāng)過量空氣系數(shù)為1.05時，燃燒生成的CO 質(zhì)量濃度為3 100 mg/m3.這主要是因為甲醇的汽化潛熱大，沒有在較短時間內(nèi)完全蒸發(fā)、混合及燃燒，導(dǎo)致一次燃燒不充分.同時，實驗中的燃燒器采用了穩(wěn)焰碟進(jìn)行氣流組織，穩(wěn)焰碟的氣流有效流通面積小，阻力損失大，旋流強(qiáng)度較小，未能將燃料與空氣充分混合，也導(dǎo)致爐膛出口處CO 質(zhì)量濃度升高.

圖8 爐膛出口CO質(zhì)量濃度Fig.8 CO concentration at the outlet of furnace

爐膛出口處NO 質(zhì)量濃度分布如圖9 所示，當(dāng)過量空氣系數(shù)從1.05 增加到1.30 時，燃料燃燒時爐膛出口處的NO 質(zhì)量濃度均出現(xiàn)先增加后減小現(xiàn)象.這是因為：當(dāng)過量空氣系數(shù)小于1.10 時，過量空氣的增加，使得爐膛內(nèi)燃燒劇烈，火焰溫度增加，生成較多熱力型NOx；當(dāng)過量空氣大于1.10 時，隨著過量空氣進(jìn)一步增加，過量的常溫空氣對爐膛燃燒室有冷卻作用，使?fàn)t膛火焰溫度降低，抑制了熱力型NOx生成，爐膛出口處NO 質(zhì)量濃度減小.當(dāng)過量空氣系數(shù)為1.10 時，燃燒燃料3 時，爐膛出口處的NO 質(zhì)量濃度最高，達(dá)530 mg/m3，燃燒甲醇時爐膛出口處的NO質(zhì)量濃度最低，約為205 mg/m3，但依然高于國家規(guī)定排放限值標(biāo)準(zhǔn)[11].這主要是因為燃料3 中所含廢機(jī)油含量最多，而廢機(jī)油本身含有少量N 元素，與空氣混合燃燒時會生成燃料型NOx.此外，燃燒燃料3時爐膛內(nèi)的火焰溫度高，也會生成較多的熱力型NOx.

圖9 爐膛出口NO質(zhì)量濃度Fig.9 NO concentration at the outlet of furnace

3 仿真分析

3.1 模型建立與網(wǎng)格劃分

采用Fluent 軟件對實驗用的額定功率為50 kW的柴油燃燒器進(jìn)行數(shù)值模擬，分析燃燒器的燃燒特性[12-13].計算模型按實際尺寸1∶1 建立求解區(qū)域并構(gòu)建幾何模型，主要結(jié)構(gòu)尺寸如圖10 所示.采用ICEM CFD 對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為保證網(wǎng)格質(zhì)量，同時保證網(wǎng)格能夠有效貼合幾何模型，本文采用四面體-六面體混合網(wǎng)格劃分.網(wǎng)格整體以計算速度和精度更高的六面體為主，燃燒器頭部幾何結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，采用更能準(zhǔn)確貼合幾何模型的四面體網(wǎng)格，并對復(fù)雜區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密.燃燒器整體網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖11 所示.

圖10 計算模型尺寸Fig.10 Geometric size of calculated model

圖11 燃燒室整體網(wǎng)格結(jié)構(gòu)Fig.11 Overall mesh structure of combustion chamber

3.2 邊界條件及求解

湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，忽略分子黏性的影響[14-15]，湍流強(qiáng)度設(shè)定為10% ；選用可以預(yù)測中間組分生成物的非預(yù)混燃燒模型；采用精度更高的P-I輻射模型及熱力型NOx生成模型；入口邊界條件：空氣設(shè)置為速度入口，燃料以甲醇為例，設(shè)為質(zhì)量入口，甲醇可以較好地反映醇基燃料的燃燒特性.燃料進(jìn)口溫度設(shè)置為300 K.出口邊界條件：設(shè)置為壓力出口，表壓為0.壁面邊界條件：設(shè)壁面無滑移速度，壁面溫度設(shè)為500 K.離散相選用壓力旋流霧化模型[16-17].使用壓力求解器求解方程，采用一節(jié)精度迎風(fēng)差分離散格式，用SIMPLE 算法對離散方程組的速度和壓力進(jìn)行耦合.在計算過程中，先采用一階定常隱式格式求解連續(xù)相.連續(xù)相流場穩(wěn)定后，再加入離散相DPM 模型；離散相和連續(xù)相進(jìn)行耦合求解并產(chǎn)生相互影響，對離散相和連續(xù)相進(jìn)行交替求解直至收斂.

3.3 數(shù)值模擬結(jié)果

數(shù)值模擬爐膛中心截面溫度分布情況，如圖12所示.由圖12 可知，在燃燒器出口處有上下兩股火焰，火焰中心及邊緣區(qū)域溫度較低，且爐膛尾部火焰溫度比燃燒器出口處的火焰溫度高；這是由于燃料在火焰根部先蒸發(fā)再混合燃燒所引起的.沿爐膛軸線方向上的火焰溫度出現(xiàn)先增加后減小現(xiàn)象，爐膛燃燒區(qū)域最高溫度為2 000 K.實驗中采用紅外測溫儀測得爐膛溫度分布，如圖13 所示.由于觀察窗阻隔了大量的紅外線，只測出觀察窗表面溫度，但對照實驗測試結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果，兩者的溫度分布規(guī)律一致，均在爐膛尾部溫度較高，高溫區(qū)位置相同，可定性驗證數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性.

圖12 數(shù)值仿真溫度分布Fig.12 Temperature distribution under numerical simulation

圖13 實驗實測溫度分布Fig.13 Temperature distribution under experimental measure

數(shù)值模擬爐膛中心截面CO 體積分?jǐn)?shù)分布，如圖14 所示.由圖14 可知，爐膛內(nèi)的CO 體積分?jǐn)?shù)分布與溫度分布規(guī)律基本一致.在CO 高體積分?jǐn)?shù)區(qū)域內(nèi)，燃料的烴類裂解產(chǎn)生了大量CO，隨著燃燒的進(jìn)行，CO 與O2結(jié)合形成CO2和H2O，此過程釋放了大量的熱量，爐膛內(nèi)火焰溫度升高，CO 體積分?jǐn)?shù)減小.圖15 為實驗測點與數(shù)值模擬CO 體積分?jǐn)?shù)的對比圖.由圖可知，實驗測試結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果基本吻合.沿爐膛軸線方向上的CO 體積分?jǐn)?shù)先增加后減少，在距離燃燒器出口0.3 m 處，CO 生成體積分?jǐn)?shù)最大，達(dá)到91 400×10-6.

圖14 仿真CO體積分?jǐn)?shù)分布Fig.14 Simulated CO concentration distribution

圖15 實驗測點CO體積分?jǐn)?shù)與仿真CO體積分?jǐn)?shù)對比Fig.15 Comparison of CO concentration distribution between experimental and simulation results

數(shù)值模擬爐膛中心截面NO 體積分?jǐn)?shù)分布，結(jié)果如圖16 所示.由圖16 可知，沿爐膛軸線方向上的NO 排放先增大后減小，在距離燃燒器出口0.4 m 處，NO 的生成體積分?jǐn)?shù)最大，達(dá)到1 140×10-6，因此可知，需進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計燃燒器以減少NOx排放.圖17為實驗測點NO 濃度與仿真結(jié)果NO 體積分?jǐn)?shù)的對比圖，由圖17 可知，實驗測試結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果基本吻合.

圖16 仿真NO體積分?jǐn)?shù)分布Fig.16 Simulated CO concentration distribution

圖17 實驗測點NO體積分?jǐn)?shù)與仿真NO體積分?jǐn)?shù)對比Fig.17 Comparison of NO concentration distribution between experi-mental and simulation results

4 結(jié)論

本文采用實驗研究和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，研究了不同配比醇基-廢機(jī)油混合燃料在不同過量空氣系數(shù)下的火焰燃燒特性、爐膛溫度分布特性以及爐膛出口CO 濃度和NO 濃度等的變化規(guī)律，得到如下結(jié)論：

(1) 隨著混合燃料中廢機(jī)油含量從10%增加到30%，混合燃料在工業(yè)鍋爐中燃燒的火焰顏色更加白亮，火焰長度有所增加，且容易產(chǎn)生吹熄現(xiàn)象.醇基-廢機(jī)油混合燃料作為工業(yè)鍋爐替代燃料具有可行性，但需進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計燃燒器，使其能夠穩(wěn)定充分燃燒.

(2) 實驗測試結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果基本吻合.不同配比醇基-廢機(jī)油混合燃料實驗燃燒時的爐膛溫度分布規(guī)律相似.沿爐膛軸線方向上的火焰溫度出現(xiàn)先增加后減小現(xiàn)象.

(3) 隨著混合燃料中廢機(jī)油含量的增加，混合燃料燃燒時的爐膛溫度增加；當(dāng)過量空氣系數(shù)從1.05增加到1.03 時，爐膛溫度基本呈現(xiàn)先增加后減小的變化規(guī)律.

(4) 當(dāng)過量空氣系數(shù)從1.05 增加到1.30 時，不同配比醇基-廢機(jī)油混合燃料燃燒時的爐膛出口處NO 質(zhì)量濃度均出現(xiàn)先增加后減小現(xiàn)象，而爐膛出口處的CO 質(zhì)量濃度均有所降低.隨著混合燃料中廢機(jī)油含量的增加，沿爐膛軸線方向上的CO 和NO 質(zhì)量濃度均出現(xiàn)先增大后減小現(xiàn)象.

(5) 當(dāng)過量空氣系數(shù)為1.10、燃燒廢機(jī)油含量為30%的醇基-廢機(jī)油混合燃料時，爐膛燃燒區(qū)域溫度最高，達(dá)到2 000 K，爐膛出口處的NO 質(zhì)量濃度最高，達(dá)到530 mg/m3.