氨氣/甲烷貧預混旋轉(zhuǎn)湍流火焰穩(wěn)定性及NO生成

王永倩，王平，程康，毛晨林，劉文鋒，尹智成，Antonio Ferrante，2

（1 江蘇大學能源研究院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013； 2 能源與環(huán)境中心，意大利，Gioia del Colle（BA），米蘭 70023）

引 言

隨著經(jīng)濟高速發(fā)展，能源消耗量急劇上升，而以化石燃料為主的能源結構帶來的能源安全問題及溫室氣體排放形成的環(huán)境污染問題，嚴重限制了經(jīng)濟的可持續(xù)發(fā)展[1]。NH3作為一種零碳燃料[2]，得到了廣泛重視和深入研究。NH3在常壓下冷卻或常溫下加壓均可實現(xiàn)液化，易于儲存和運輸[3-4]。作為一種標準的工業(yè)化學品，氨的生產(chǎn)、儲存、運輸和利用的流程已經(jīng)成熟和完善[5]。但NH3作為燃料仍存在燃燒不穩(wěn)定、燃燒效率低和NOx排放高的問題。為了實現(xiàn)NH3的清潔燃燒，人們對NH3的基本性質(zhì)及其在燃燒裝置上的應用進行了大量的研究[6-8]。

為研究NH3湍流燃燒特性，Somarathne 等[9]采用大渦模擬(LES)方法，計算了某燃氣輪機燃燒室內(nèi)氨氣/空氣預混旋轉(zhuǎn)湍流火焰，發(fā)現(xiàn)在該燃燒器中不添加任何助燃劑就可以實現(xiàn)氨氣的穩(wěn)定燃燒。Hayakawa 等[10]則對室溫和常壓條件下燃燒器結構對火焰穩(wěn)定性和排放特性的影響進行了探究，測量了不同當量比和進口流速下，NH3/空氣預混旋流火焰的穩(wěn)定性，同時驗證了旋流燃燒器可以穩(wěn)定氨氣火焰的結論。Zhou 等[11]研究了旋流數(shù)、葉片數(shù)等因素對NH3預混旋轉(zhuǎn)湍流火焰的穩(wěn)定性和可燃界限的影響，實驗表明：隨著旋流數(shù)的增大或葉片數(shù)的增加，火焰更易失穩(wěn)及發(fā)生回火。NH3火焰由于燃燒強度弱，容易被吹滅，為改善NH3火焰燃燒特性，Li 等[12]研究了不同O2含量對NH3燃燒特性的影響，發(fā)現(xiàn)富氧燃燒可有效提高NH3的層流燃燒速度和火焰溫度。

與甲烷等常規(guī)烴火焰相比，NH3的燃燒速度很低[13]，可以在氨氣中添加適量的CH4來提高含NH3燃料的燃燒速度，擴大其穩(wěn)定燃燒的范圍。Xiao 等[14]對NH3/CH4共燃進行了數(shù)值分析，研究實際燃氣輪機燃燒室工況下兩者的摻混燃燒現(xiàn)象，探索工業(yè)上NH3/CH4共燃的可行性。Kurata 等[8]對NH3/CH4燃氣輪機發(fā)電系統(tǒng)在不同功率輸出時的情況進行了研究，證實混合CH4可改善NH3的低燃燒強度，有效提高燃氣輪機燃燒器的火焰穩(wěn)定性。Valera-Medina等[15]則采用一個通用的切向旋流燃燒器測定了NH3/CH4混合物在不同當量比下的火焰穩(wěn)定性和排放，提出了低渦流和不同的噴射策略來優(yōu)化氨氣混合燃料發(fā)電。

雖然迄今已開展了許多氨氣燃燒研究，但主要是對層流場中的NH3火焰進行測量和計算[16-19]。然而，工程實際中的燃燒過程幾乎都是湍流燃燒，且湍流渦旋對氨氣火焰結構的影響要比對甲烷火焰結構的影響大得多[20]。因此，為實現(xiàn)氨氣在燃氣輪機中的清潔燃燒，有必要對NH3旋轉(zhuǎn)湍流火焰的燃燒特性進行實驗測量和數(shù)值模擬研究。

本文針對一個可視化旋轉(zhuǎn)湍流燃燒裝置開展實驗測量，結合NH3/CH4/Air 反應機理[21]的數(shù)值模擬，分析不同氨氣摻混比下貧預混湍流NH3/CH4火焰的穩(wěn)定燃燒范圍和NO 排放特性，以加深對NH3/CH4湍流貧預混合燃燒特性的認識。

1 實驗裝置與測量方法

本文研究對象是一個包含徑向旋流器的可視化全預混旋轉(zhuǎn)湍流燃燒裝置(圖1)，主要由預混管道、徑向旋流器、石英玻璃圓柱形燃燒室和出口管道組成。NH3、CH4和空氣經(jīng)減壓閥、質(zhì)量流量控制器(MFC)進入預混管道，在預混管道中完全混合形成一定當量比的預混氣，到達旋流器出口后由點火槍點燃產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)湍流火焰。

圖1 實驗裝置示意圖Fig.1 Schematic of the experimental set-up

為了便于觀察和測量旋流火焰，燃燒室側壁使用耐高溫的石英玻璃，其內(nèi)徑為80 mm，壁厚為3 mm，高度為150 mm。如圖2 所示，燃燒室出口采用了圓錐收縮結構，減小了氣流的流通截面，增加了燃燒室內(nèi)壓力，消除燃燒室上游由于旋流作用而產(chǎn)生的逆壓梯度，避免了燃燒室出口的回流現(xiàn)象[22]。

圖2 燃燒器幾何示意圖Fig.2 Geometric sketch of the burner

徑向旋流器安裝于管道與燃燒室之間，其具體結構如圖3 所示，它采用了8 個固定偏置型平板葉片(厚度1 mm)，沿周向均勻布置，可產(chǎn)生旋流以穩(wěn)定火焰。

圖3 徑向旋流器示意圖Fig.3 Schematic of radial swirler

徑向旋流數(shù)S表征旋流強度[23]，經(jīng)計算本徑向旋流器S=0.71。實驗中，當量比（φ）為實際的燃料/空氣比例與符合化學計量比時的燃料/空氣比例之比。燃料中NH3摻混比(XNH3)為NH3的體積流量與總的燃氣體積流量之比。甲烷和氨氣的熱值分別為40 MJ/m3和14 MJ/m3(標準狀況下)，從氨氣的體積摻混比可以計算得到氨氣的熱量摻混比。

實驗均在常溫常壓條件下進行(溫度T=294 K，壓強P=0.1 MPa)。本文研究的狀態(tài)如表1 所示，當量比φ從0.65 遞增到0.80。繼續(xù)增加φ，NO 排放值將超過煙氣分析儀的量程范圍，因此本文未做測量。所測XNH3從0 以0.05 的間隔遞增至0.60，如繼續(xù)增大XNH3，火焰開始變得不穩(wěn)定，形成抬升火焰直至熄火。在所有實驗條件下，空氣流量均保持在100 L/min(0℃，1 atm 狀態(tài)下，l atm=101325 Pa)，依據(jù)進氣管道的直徑和平均流速計算得到的Reynolds數(shù)在13500～14500之間。

采用德國益康ecom-J2KN 型煙氣分析儀測量出口截面中心處的NOx排放。該煙氣分析儀采用電化學傳感器，測量精度為測量值的5%，分辨率為1 mg/L，NO 和NO2的測量范圍分別為0～5000 mg/L和0～1000 mg/L。通過日本HORIBA 公司S600 數(shù)字式質(zhì)量流量控制器快速精確地控制氣體流量，其對氨氣、甲烷和空氣的最大量程分別為30、30 和250 L/min，誤差在1%以內(nèi)。使用尼康相機拍攝火焰圖像，其像素可達6240×4160。

實驗中每個工況都須等待煙氣分析儀數(shù)值穩(wěn)定后才記錄數(shù)據(jù)。為減小誤差，所有實驗在該條件下重復進行3 次，取其平均值。燃燒器出口下游5 cm 處布置一個長明火，點燃未燃盡的燃料，以消除安全隱患。

2 數(shù)值計算方法

2.1 化學反應器網(wǎng)絡分析法

采用化學反應器網(wǎng)絡(CRN)模型對NH3/CH4/Air貧預混燃燒進行計算。如圖4 所示，本文所使用的CRN由兩種理想反應器組成：完全攪拌反應器(PSR)和塞流反應器(PFR)。PSR 反應器是一種假定流場完全紊流，混合速率高的理想反應器。PFR 是假定理想氣體穩(wěn)定、一維、無黏流的理想反應器[24]。反應器網(wǎng)絡采用PSR 表示入口附近的混合區(qū)、中央回流區(qū)、主火焰區(qū)；采用PFR 表示火焰后區(qū)域[25]。在旋轉(zhuǎn)湍流燃燒室的主區(qū)域，由于回流區(qū)較強，反應物和溫度分布較均勻，選擇PSR 可以保持足夠的停留時間和高湍流水平[26]。各區(qū)域穩(wěn)態(tài)條件下的燃燒模型用相應的化學反應器表示：PSR1表示入口出口附近的混合區(qū)；PSR2代表主火焰區(qū)，設置為20%再循環(huán)；PSR3 代表中央再循環(huán)區(qū)，設置為30%再循環(huán)；PFR表示火焰后區(qū)域，如圖4所示。設置PSR1反應溫度為294 K，PSR2 和PSR3 反應溫度為1700 K，停留時間均為3 ms。毛晨林等[27]研究認為Okafor 機理[21]模擬NH3/CH4/Air 火焰精度更高，所以本研究采用Okafor 機理在ANSYS-Chemkin 平臺上進行CRN 計算分析。進氣條件與實驗狀態(tài)相一致，溫度T=294 K，壓強P=0.1 MPa。其驗證范圍為當量比0.65～0.80，摻混比0～0.80。

圖4 化學反應器網(wǎng)絡模型布局圖PSR1—混合區(qū);PSR2—主火焰區(qū);PSR3—中央回流區(qū);PFR—后火焰區(qū)Fig.4 Layout of chemical reactor network model

2.2 一維層流預混火焰計算

采 用Cantera 程 序[28]并 結 合Okafor 機 理[21]，對 一維的NH3/CH4/Air 預混層流火焰進行計算。Cantera是一個面向?qū)ο蠊ぞ叩拈_源包，可進行層流火焰、點火、化學動力學分析和其他燃燒問題的研究。

一維計算域長度取為40 mm，初始網(wǎng)格數(shù)為200 個，計算過程中網(wǎng)格根據(jù)相關參數(shù)自動優(yōu)化，入口溫度和壓強與實驗狀態(tài)相一致。使用Newton 積分算法，可計算得到整個計算域網(wǎng)格節(jié)點處的溫度、速度、機理所包含組分的摩爾分數(shù)等數(shù)值[27,29]。

3 結果與分析

3.1 實驗結果

3.1.1 火焰宏觀結構的改變 圖5顯示了φ=0.70時NH3/CH4/Air 預混旋流火焰在不同氨氣摻混比下的火焰圖像。純甲烷空氣火焰呈藍色，當向燃料中添加部分氨氣，火焰的藍色逐漸被橙色取代。繼續(xù)增加氨氣含量，NH2α光譜效應增強[30]，火焰橙色加深。

圖5 φ=0.70時不同氨氣摻混比下的火焰圖像Fig.5 Flame images for different mixing ratio of NH3 at φ=0.70

如圖5所示，距燃燒室底部約1/3高度處存在一個顏色暗淡的間隔區(qū)，其產(chǎn)生是由于冷態(tài)可燃混合氣從旋流器出口高速旋轉(zhuǎn)射出，氣流撞壁，一部分向上流動形成中央回流區(qū)并在其中得到一個主火焰區(qū)，另一部分向下流動并燃燒，而在撞壁處沒有燃燒反應。此外，燃燒室橫截面積在旋流器出口處突然擴大，也導致燃燒室下方外側形成一個角落回流區(qū)，此處的火焰與燃燒室不銹鋼底座接觸，導致較大的壁面熱損失，在實際應用中還可能會導致部件損壞。隨著混合燃料中氨氣摻混比升高，甲烷含量減少，可燃氣燃燒速度、火焰溫度均降低，在旋流器出口高速氣流的驅(qū)動下，火焰向下游傳播，高度升高并逐漸充滿整個燃燒室。繼續(xù)增加氨氣含量，火焰開始出現(xiàn)不穩(wěn)定現(xiàn)象，上下振蕩，其火焰根部也開始脫離旋流器出口表面，火焰抬升直至發(fā)生吹熄。

實驗發(fā)現(xiàn)，當φ=0.60 時，旋轉(zhuǎn)湍流情況下NH3/CH4火焰無法點燃；當φ=0.65 時，火焰在XNH3≤0.4 時能夠穩(wěn)定存在，但繼續(xù)增大XNH3火焰開始變得不穩(wěn)定；對φ=0.70，0.75，0.80 情況，其穩(wěn)定燃燒邊界分別是XNH3=0.50，0.60，0.60。周永浩等[31]有類似的燃燒極限研究，得到了相同摻混比下，燃燒的貧富燃邊界。

在本旋轉(zhuǎn)湍流燃燒器中，隨著當量比增加，氨氣火焰穩(wěn)定燃燒的范圍有所擴大，但與層流火焰相比[32]，湍流火焰的穩(wěn)定燃燒范圍更窄。相同當量比下，氨氣摻混比越高，反應速率越低，在強湍流情況下，旋轉(zhuǎn)湍流對火焰面產(chǎn)生較大的拉伸，導致局部熄火現(xiàn)象的出現(xiàn)，情況嚴重時甚至出現(xiàn)整體熄火。本實驗中，當量比為0.70 且摻混比大于0.60 時，湍流火焰難以穩(wěn)定燃燒，而在文獻[29，33]中，當量比為0.70且摻混比為0.80時，對于層流火焰，燃燒仍能繼續(xù)進行。

3.1.2 NO 排放 氨氣作為燃料時，NOx排放是一個突出的問題[15,29]。燃燒室內(nèi)產(chǎn)生的NOx主要為NO，其數(shù)量級遠大于NO2和N2O，所以本文僅關注NO 的排放特性，對火焰廢氣中的NO 濃度進行測量，以深入了解NOx排放特性。

如圖6所示，不同當量比下的NO排放曲線呈現(xiàn)相同的趨勢，隨著NH3摻混比的增加先升高后下降。與NH3/CH4/Air 火焰相比，CH4/Air 火焰的NO 排放幾乎為零。在燃料中加入少量氨氣，NO 排放顯著增加，此時NO 主要來自于氨氣中N 的燃燒(燃料型NO)和空氣中N2的燃燒(熱力型NO)。繼續(xù)增加NH3摻混比，火焰燃燒溫度降低，熱力型NO 開始下降，因此總體NO 增加的趨勢趨于緩慢，直至到達一個峰值后NO 開始下降。貧燃狀態(tài)下，當量比的升高導致NO 的總體排放量明顯增加；而在不同的當量比下，NO 排放的峰值也不同，峰值對應的NH3摻混比也略有增大。例如，φ=0.70 時，最大值出現(xiàn)在約XNH3=0.30 處，而φ=0.80 時，最大值出現(xiàn)在約XNH3=0.40 處。這表明當量比對NO 排放的影響非常明顯，這與文獻[34-35]中的結論相一致。

圖6 實驗測得的NO排放隨XNH3和φ的變化Fig.6 Experimentally measured NO emission as function of XNH3 and φ

3.2 計算結果與實驗結果對比

圖7 為不同當量比下NH3/CH4/Air 摻混火焰的NO 排放計算結果與實驗結果的對比，其中計算結果分別來自于CRN 分析和Cantera 一維火焰的計算，兩者采用的反應機理都是Okafor 機理[21]。由圖可見，不同方法計算得到的NO 排放趨勢相同，隨著NH3摻混比的增加先增加后下降，且隨當量比的增加，NO 排放量峰值對應的氨氣摻混比也增大。氨氣燃燒產(chǎn)生燃料型NO 和熱力型NO，NO 的排放趨勢是兩者共同作用的結果。相較于純CH4火焰，NH3摻混比較低時，增加NH3摻混比，燃料中N元素增加，NO 排放增加，此時燃料型NO 的增加更加敏感。然而，繼續(xù)增加NH3摻混比，NO 的排放開始下降，這是由于隨NH3摻混比的增加，燃燒溫度下降，產(chǎn)生的熱力型NO 下降；同時燃燒室內(nèi)的N、NH、NH2含量增加，與NO發(fā)生反應，導致NO排放整體呈下降趨勢。

圖7 實驗測量與數(shù)值計算得到的NO排放量對比（沿箭頭方向φ=0.65,0.70,0.75,0.80）Fig.7 Comparison of experimental and simulated NO emissions(along the arrow direction φ=0.65,0.70,0.75,0.80)

此外如圖7 所示，NO 排放的計算結果與實驗值出現(xiàn)倍數(shù)級的誤差，CRN 模擬NO 排放量是實驗結果值的3～4倍，Cantera 模擬結果約為實驗值的2倍，NO 排放量峰值所對應的氨氣摻混比也有一定的偏移。這個誤差產(chǎn)生的原因可能包括：在CRN 和Cantera 計算中沒有考慮到實驗中的輻射散熱和火焰接觸壁面導致的壁面熱損失效應；旋轉(zhuǎn)湍流燃燒器中復雜的湍流-火焰相互作用關系，在計算中也未能加以考慮。

圖8 所示為不同狀態(tài)參數(shù)下，CRN 與Cantera 計算得到的火焰溫度對比。相同當量比下，XNH3較低時，CRN 模擬得到的火焰溫度高于Cantera，而溫度升高將導致NO 排放增加[36]，這解釋了對應狀態(tài)下CRN 分析得到的NO 生成量大于Cantera 計算結果(圖7)。隨著氨氣摻混比增加，兩者溫度逐漸接近，NO的生成量也逐漸接近。

圖8 不同當量比下火焰溫度隨XNH3的變化Fig.8 Flame temperature as a function of XNH3 at different equivalence ratio

兩種方法相比較，Cantera 更接近實驗值，且下降的趨勢與實驗更加吻合，CRN 模擬結果下降更加迅速。在本研究中模擬結果均高于實驗測量結果，由此可見簡化的一維層流火焰計算和CRN 分析，雖然能夠預測NO 排放的變化趨勢，對實際燃燒狀況下的NO 生成進行定性的估算，但并沒有揭示真實燃燒器中旋轉(zhuǎn)湍流流場的進一步細節(jié)。本文采用的是文獻[15,25]中提出的CRN 網(wǎng)絡，結構較為簡單，其預測精度不甚令人滿意。有必要采用更復雜的CRN 網(wǎng)絡來提升此類簡化分析方法的精度，更好地反映湍流-火焰的相互作用關系。

3.3 機理分析

4 結 論

本文對大氣壓力下旋轉(zhuǎn)湍流NH3/CH4貧燃預混火焰的火焰穩(wěn)定性和NO 排放特性進行了數(shù)值計算和實驗測量分析，得到如下結論。

（1）隨著氨氣含量增加，火焰橙色加深。繼續(xù)增加氨氣含量，火焰逐漸不穩(wěn)定，出現(xiàn)抬舉現(xiàn)象，上下振蕩，直至發(fā)生吹熄。氨氣摻混比和當量比是決定燃燒室穩(wěn)定性的關鍵參數(shù)。與層流火焰相比，湍流火焰的穩(wěn)定范圍更窄。

圖9 NH3/CH4燃料混合物燃燒主區(qū)火焰區(qū)域NO生成速率Fig.9 Rate of NO production in flame zone of primary combustion zone for NH3/CH4fuel mixture

（2）貧燃狀態(tài)下，不同當量比NO排放曲線呈現(xiàn)相同的趨勢，隨著NH3摻混比的增加先升高后下降。且隨著當量比增大，NO 排放的峰值對應的NH3摻混比也增大。

（3）純甲烷燃料時，熱力型NO 占據(jù)主要地位，與之相比，含氨燃料燃燒為反應物提供了HNO 基團，與OH、H 基團反應生成大量燃料型NO，同時NH、NH2基團含量增加，消耗了NO，但NO 的凈生成速率仍明顯增加。

（4）實驗結果與計算結果變化趨勢比較一致，但誤差明顯，與CRN 分析相比，Cantera 計算與實驗值更接近。在分析復雜的旋轉(zhuǎn)湍流氨氣火焰時，簡化的計算分析方法有一定的局限性，需要通過更深入的研究來提升此類簡化分析方法的精度。

符號說明

S——旋流數(shù)

V——氣體的體積流量，L/min

XNH3——燃料中NH3摻混比

φ——當量比

下角標

real——實際

stoich——化學計量比