燃燒室結構對液體燃料MILD燃燒影響的數(shù)值模擬

杜 敏， 孫文濤， 王躍成， 張帥平

(江蘇大學 能源與動力工程學院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

面對節(jié)能減排的社會發(fā)展目標，發(fā)展高效清潔燃燒技術成為重要研究內(nèi)容.MILD(moderate or intense low-oxygen dilution)燃燒最早起源于F.J. WEINBERG[1]提出的“超焓燃燒(excess enthalpy combustion，EEC)”，是一種中低氧稀釋反應溫和的容積燃燒或者彌散燃燒[2]，可以有效提高燃燒室內(nèi)的溫度均勻性、燃燒穩(wěn)定性以及降低噪聲和污染物排放[3].該技術目前在工業(yè)領域已經(jīng)得到有效應用[4]，且該技術也被證明非常適用于發(fā)展高效率低污染的新型燃氣輪機[5].因此，MILD燃燒技術十分具有研究與應用價值.

在現(xiàn)有MILD燃燒研究中，一般采用氣體燃料[6]，因為氣體燃料和氧化劑同屬于氣相，兩者在燃燒室中的混合過程相對容易，而關于液體燃料MILD燃燒的研究工作還十分有限，且集中在以高溫預熱空氣來實現(xiàn)MILD燃燒領域，針對常溫空氣條件下液體燃料MILD燃燒的研究則更少. MI J. C.等[7]研究表明，在常溫空氣條件下，提高空氣射流動量，射流卷吸能力會增強.當射流動量提高到反應物被周圍煙氣充分稀釋時，即可實現(xiàn)MILD燃燒.M. FLAMME[8]利用20 kW的單噴嘴燃燒器對2#燃料油、柴油、煤油和正庚烷等液體燃料進行研究，在大氣壓環(huán)境下獲得良好的減排效果，說明了MILD燃燒技術對多種液體燃料均具有良好的適應性.在燃燒室結構方面，M. TORRESI等[9]針對雙旋流燃燒器進行研究，發(fā)現(xiàn)MILD燃燒是建立在高溫煙氣對反應物的稀釋和預熱的條件下實現(xiàn)的.V. M. REDDY等[10-11]根據(jù)高強度旋流達到高倍率煙氣內(nèi)循環(huán)的思路，設計出20 kW的2級燃燒室，強化了反應物在主燃燒區(qū)的稀釋程度，有助于MILD燃燒的建立且降低NOx的排放.崔運靜[12]為了提高煙氣在燃燒室內(nèi)的循環(huán)稀釋作用，設計出利用多個方向的空氣高速射流卷吸高溫煙氣的多級進氣燃燒室，實現(xiàn)了非預熱空氣條件下液體燃料的MILD燃燒.該燃燒室的回流結構可以穩(wěn)定火焰，并將燃燒室內(nèi)的熱量進行移峰填谷，所以燃燒室內(nèi)溫度分布十分均勻，NOx排放顯著降低.研究還發(fā)現(xiàn)，噴嘴附近的液霧與高溫煙氣的混合程度對整個燃燒模式的轉變具有重要影響.在常溫空氣條件下實現(xiàn)液體燃料的MILD燃燒，既可以簡化系統(tǒng)的復雜性，還能在應用中降低設計和制造成本.對于常溫空氣條件下實現(xiàn)MILD燃燒，燃燒室結構和參數(shù)的特殊化設計至關重要，其關鍵在于組織燃燒室內(nèi)高溫煙氣在有限空間內(nèi)被高速射流卷吸并回流，與反應物充分混合后再燃燒.

筆者從簡化燃燒室結構角度出發(fā)，設計適用于常溫空氣條件下的液體燃料MILD燃燒室，并采用數(shù)值模擬方法，對燃燒室重要結構參數(shù)的影響規(guī)律進行研究，獲得各參數(shù)對流場、溫度場分布和NOx的影響規(guī)律.

1 數(shù)值模擬

1.1 物理模型

在常規(guī)燃油噴霧燃燒時，燃油液滴會在噴嘴附近快速蒸發(fā)并燃燒，火焰穩(wěn)定在燃料噴嘴附近的狹窄區(qū)域，在噴嘴出口處形成的高溫區(qū)域會導致NOx排放的增加.而在熱燃燒產(chǎn)物再循環(huán)的MILD燃燒情況下，反應區(qū)分布在燃燒室的整個容積中，峰值火焰溫度及其波動相對較低，導致這種燃燒模式下的液滴蒸發(fā)速率較低.因此，為了維持液體燃料的MILD燃燒模式，燃料噴霧需要在燃燒室內(nèi)有較長的停留時間.基于此，設計出利用高速空氣射流在爐內(nèi)循環(huán)形成的渦流，來引導爐內(nèi)高溫煙氣摻混反應物的燃燒室結構.

燃燒室結構及坐標軸方向如圖1所示，其中：h為燃燒室高度；Δs為空氣和燃料噴嘴相對間距；sair為空氣噴嘴距燃燒室中心線的距離.設計輸入熱功率為20 kW，形狀為長方體，坐標原點位于煙氣出口下底面中心位置.

圖1 燃燒室結構

空氣和燃料噴嘴均分散布置在燃燒室底面對角線上，考慮到液體燃料的密度和黏度較高，為達到充分混合效果，將4個空氣噴嘴設置在上底面，燃料噴嘴設置在下底面.煙氣出口設置在燃燒室上底面中心位置，煙氣出口直徑D=30 mm.燃燒室的容積熱強度為

(1)

式中：ξ為燃燒效率；qF為燃料質(zhì)量流量；Hu為燃料熱值；p*為燃燒室入口壓力；VC為燃燒室體積，根據(jù)式(1)確定燃燒室體積為6.46×10-3m3.

1.2 計算模型及邊界條件設置

數(shù)值模擬采用Fluent軟件，網(wǎng)格采用三維結構化網(wǎng)格，使用ICEM軟件進行劃分.因燃燒室為對稱結構，為了節(jié)省計算時間，采用1/4模型進行計算.湍流模型采用標準壁面函數(shù)條件下的Realizablek-ε模型，能準確模擬MILD燃燒反應條件下的流動特征.為了適應復雜的燃燒特性，綜合動力學因素和湍流因素，燃燒模型采用有限速率/渦耗(finite-rate/eddy-dissipation)模型.該模型化學反應速率取渦耗散速率和Arrhenius的較小值，即由下面2個表達式中較小的一個給出:

(2)

(3)

燃料噴嘴為空氣霧化形式[13]，空氣噴嘴和燃料噴嘴的空氣均為常溫射流，且質(zhì)量流量比值為4 ∶1. 單個燃料噴嘴燃料量為0.05 g·s-1，燃空當量比為0.33，霧化角設置為60°，射流直徑設置為2 mm，霧化平均粒徑設為50 μm.煙氣出口為壓力邊界，定壓101.325 kPa.燃燒室壁面采用輻射壁面條件，環(huán)境溫度為293 K.使用SIMPLE算法計算壓力速度耦合.由于燃料不含N成分，所以預測NOx使用熱力型、快速型和N2O中間體型3種NOx生成路徑.

1.3 模型驗證

為了驗證所選模型的可靠性，采用模擬方法對V.M.REDDY等[10-11]的試驗進行模擬，如圖2所示，其中：T為溫度；d為徑向位置，是監(jiān)測點距中心線的距離與燃燒室半徑之比.可以看出模擬結果與試驗結果[10-11]吻合度較高.

圖2 模擬結果與試驗結果對比

1.4 判斷依據(jù)

常溫條件下的MILD燃燒主要通過強烈高溫煙氣循環(huán)來增大爐內(nèi)的反應區(qū)和高溫區(qū)體積，所以內(nèi)部循環(huán)率成為衡量設計MILD燃燒室煙氣循環(huán)強度的重要參數(shù).根據(jù)J. A. WüNNING等[14]的研究，內(nèi)部循環(huán)率定義為

(4)

式中：qE、qA分別為內(nèi)部循環(huán)氣體、空氣的質(zhì)量流量.

qE的計算公式為

qE=?Azρvzdxdy，

(5)

式中：vz為速度；在高度為z的截面上，Az為vz>0區(qū)域的面積.

因為空氣進口向下，入口速度為負值，所以內(nèi)部循環(huán)氣體的質(zhì)量流量為所有速度向上的質(zhì)量流量減去下底面反應物進口的質(zhì)量流量.由于燃料種類、燃燒條件等差異，目前MILD燃燒的判據(jù)還沒有形成完全一致的標準，通過綜合分析國內(nèi)外的研究成果[15]發(fā)現(xiàn)，目前MILD燃燒的判據(jù)主要如下：① 燃燒室內(nèi)沒有明顯的火焰鋒面；② 爐內(nèi)的溫度峰值較低且溫度分布均勻；③ 煙氣中污染物(NOx或CO)排放質(zhì)量分數(shù)低.判據(jù)中的溫度均勻性、峰值溫度、污染物排放質(zhì)量分數(shù)等還沒有形成統(tǒng)一的量化標準.因此，在本研究中，C10H22燃料的MILD燃燒將以爐內(nèi)的溫度和煙氣中污染物NO的排放質(zhì)量分數(shù)為判據(jù)，即當峰值溫度和煙氣中污染物NO的排放質(zhì)量分數(shù)都相對較低時(峰值溫度不高于1 900 K、燃燒室內(nèi)溫度分布均勻且煙氣中的污染物NO的質(zhì)量分數(shù)不高于10-4)，則認為C10H22燃料的燃燒過程已經(jīng)接近或處于MILD燃燒狀態(tài).

2 數(shù)值模擬結果與分析

2.1 燃燒室高度的影響

模擬中，保持燃燒室體積不變，空氣噴嘴與燃燒室內(nèi)壁面的距離保持不變，所有工況僅改變?nèi)紵业母叨萮進行熱態(tài)燃燒模擬計算.燃燒室4種工況的高度h分別為200、240、260、280 mm.通過對計算結果分析得到燃燒室高度變化對燃燒室設計的影響.燃燒室高度對內(nèi)部中心面溫度、流線及高度截面上溫度的影響如圖3所示，可以看出，燃燒室內(nèi)呈明顯的循環(huán)狀態(tài)，設計的燃燒室結構流場符合預期.

圖3 燃燒室高度對內(nèi)部中心面溫度、流線及高度橫截面上溫度的影響

燃燒室高度對溫度和NO排放的影響如圖4所示.其中wNO為NO的質(zhì)量分數(shù).

圖4 燃燒室高度對溫度和NO排放的影響

從圖4可以看出：當燃燒室高度為240 mm時，燃燒室內(nèi)的峰值溫度和平均溫度最低，NO排放也最低；隨著燃燒室高度增大到260 mm和280 mm時，燃燒室內(nèi)的峰值溫度和平均溫度穩(wěn)步上升，導致NO的排放也增加；當燃燒室高度減小到200 mm時，峰值溫度和平均溫度高于240 mm高度時的值，NO的排放也明顯增加.導致上述結果的原因在于燃燒室高度的變化影響空氣進口射流速度的衰減，相應地會影響到內(nèi)部循環(huán)率的大小，如圖5所示.相比于高度240 mm工況，隨著高度的增加(260 mm和280 mm工況)，空氣射流在到達下底面后，對燃料的組織攜帶作用變?nèi)?，燃料液滴大部分聚集在燃燒室下部空間，導致此位置燃燒反應劇烈，形成局部高溫區(qū)域，促進了熱力型NOx的生成.對于高度200 mm的工況，內(nèi)部循環(huán)率大于高度240 mm工況，但是由于空氣射流到達下底面后回流速度過大，導致在長方體燃燒室噴嘴附近的壁面夾角以及左側的壁面位置出現(xiàn)局部循環(huán)漩渦，燃料聚集在此形成局部高溫區(qū)域，所以峰值溫度和NO排放都要高于高度240 mm的工況.

圖5 燃燒室高度對內(nèi)部循環(huán)率的影響

燃燒室高度通過影響空氣射流速度的衰減和燃燒室內(nèi)部的循環(huán)率，決定了燃燒室內(nèi)氣流的循環(huán)情況(見圖5)，隨著燃燒室高度的增加，4種工況燃燒室內(nèi)相同相對高度處的內(nèi)部循環(huán)率均減小，即空氣射流到達燃燒室底面后循環(huán)的作用減弱，過大的燃燒室高度不利于組織燃燒室內(nèi)燃料參與整體的循環(huán).內(nèi)部循環(huán)率的大小一定程度上影響著燃燒室內(nèi)MILD燃燒的形成，但還要根據(jù)具體燃燒室結構和空氣進口速度綜合判別內(nèi)部循環(huán)率對于MILD燃燒的影響，在選定空氣射流工況下，燃燒室最佳高度值為240 mm.

2.2 燃料噴嘴位置的影響

燃燒室高度設置為240 mm，空氣噴嘴與燃燒室內(nèi)壁面的距離保持不變，所有工況僅通過改變?nèi)剂蠂娮斓奈恢梅植歼M行熱態(tài)燃燒模擬計算.燃油噴嘴和空氣噴嘴軸線的相對間距Δs分別為0、7、15和22 mm，燃油噴嘴位置變化對溫度和NO排放的影響如圖6所示，隨著相對間距Δs的減小，燃燒室峰值溫度及平均溫度都降低，相應的NO排放也減少.

圖6 燃油噴嘴位置對溫度和NO排放的影響

燃燒室橫截面平均溫度沿燃燒室高度方向上的變化規(guī)律如圖7所示.兩噴嘴相對間距為15 mm和22 mm的工況，燃燒室橫截面平均溫度差異性表現(xiàn)明顯，燃燒室下部空間溫度明顯高于上部空間溫度，而22 mm工況相對于15 mm工況，相對間距更大，所以燃料射流受到空氣射流的抑制作用更小，所以局部峰值高溫在空間上的位置分布相對偏上，該工況的曲線趨勢與其他工況不同.

圖7 燃油噴嘴位置對橫截面平均溫度的影響

燃料噴嘴位置對內(nèi)部中心面溫度、流線及高度橫截面上溫度的影響如圖8所示.從圖8a、b可以看出：2種工況在燃燒室下部空間出現(xiàn)明顯的高溫區(qū)域，致使大量熱力型NO的生成(見圖6).隨著兩噴嘴距離的減小(Δs=0 mm和Δs=7 mm工況)，高度橫截面上的平均溫度無明顯波動，整個燃燒室內(nèi)部溫度分布均勻(見圖8c、8d)，且峰值溫度均低于2 000 K，此時的NO排放也較低.

圖8 燃料噴嘴位置對內(nèi)部中心面溫度與流線及高度橫截面上溫度的影響

造成上述結果的主要原因在于：由于液體燃料密度和黏度較大，當空氣噴嘴和燃油噴嘴軸線相對間距較大時，空氣射流到達燃燒室底部后對于沖散液滴，并有效組織液滴-煙氣摻混的作用變小，液滴主要聚集在燃料噴嘴附近的渦流中導致反應區(qū)域相對集中，此處燃燒反應劇烈，在燃燒室內(nèi)形成局部高溫.當空氣噴嘴和燃油噴嘴越接近或同軸時，到達燃燒室底部的高速空氣射流沖散并裹挾液滴與煙氣快速混合能力較強，強烈的煙氣卷吸能力，提高了稀釋新鮮反應物的能力，增大了低氧燃燒區(qū)域，使燃燒室內(nèi)燃燒緩和，峰值溫度下降，從而抑制了熱力型NO的生成，降低了排放.

2.3 空氣噴嘴位置的影響

燃燒室高度設置為240 mm，燃料噴嘴和空氣噴嘴同軸對置設置，所有工況僅通過改變空氣噴嘴的位置分布進行熱態(tài)燃燒模擬計算.空氣噴嘴距離燃燒室中心線的距離sair分別為30、40、60、70 mm.各工況內(nèi)部中心面溫度、流線以及燃燒室橫截面上的溫度分布如圖9所示.隨著空氣噴嘴位置的變化，燃燒室內(nèi)部回流渦旋的大小和位置也隨之變化，導致燃燒室內(nèi)燃燒過程的差異.當sair分別為30、40 mm時，燃燒室內(nèi)回流渦旋分布混亂，主要回流區(qū)域分布在燃燒室中部和上部，且回流渦面積相對較小，此時燃燒室內(nèi)整體的內(nèi)部循環(huán)率也均小于sair分別為60、70 mm的工況(見圖10).且由于燃料從下底面進入燃燒室，不利于氣流組織燃料在燃燒室內(nèi)的均勻分布以及與煙氣的混合，導致燃燒反應主要聚集在燃料進口附近，形成局部高溫區(qū)域，峰值溫度分別為2 030、2 230 K，局部高溫的出現(xiàn)也導致2種工況的NO排放偏高，如圖11所示.

圖9 空氣噴嘴位置對內(nèi)部中心面溫度、流線及高度橫截面上溫度的影響

圖10 空氣噴嘴位置對內(nèi)部循環(huán)率的影響

圖11 空氣噴嘴位置對溫度和NO排放的影響

從圖11可以看出：當sair增大到60 mm時，渦流分布變得相對集中，回流區(qū)域面積顯著增大至幾乎覆蓋整個燃燒室區(qū)域，此時的內(nèi)部循環(huán)率也顯著提高，燃燒室內(nèi)氣流對于燃料的均勻分布以及與煙氣的混合作用也增強.得益于空氣射流卷吸效果的增強，此時燃燒室內(nèi)的峰值溫度為1 930 K，局部高溫僅存在于靠近壁面處沒有參與整體循環(huán)的渦流位置.繼續(xù)增大sair到70 mm時，靠近壁面處由于沒有參與整體循環(huán)而出現(xiàn)的局部高溫基本消失，此時燃燒室內(nèi)燃燒反應緩和，溫度分布更加均勻，峰值溫度為1 820 K，平均溫度為1 347 K，有效減小了熱力型NOx的生成，出口NO排放量下降.

與氣體燃料相比，液體燃料密度更大，在設計燃燒室時，要保證足夠強的空氣流場來快速有效組織高溫煙氣摻混和燃料霧滴稀釋，并保證混合后的反應物在燃燒室內(nèi)的均勻分布，所以空氣噴嘴的設置將會影響燃燒室內(nèi)的氣流組織效果，進而影響燃燒室底部燃料的卷吸和稀釋效果.由以上結果分析可知，空氣噴嘴的位置分布決定了燃燒室內(nèi)的回流渦旋的分布位置和大小.空氣噴嘴距離燃燒室出口越遠，回流區(qū)域越集中且面積越大，相應的溫度分布更加均勻且峰值溫度更低，說明此時的燃燒反應更加均勻和緩和，有利于MILD燃燒的實現(xiàn).

3 結 論

1) 燃燒室高度的變化，主要影響空氣射流速度的衰減和燃燒室內(nèi)部循環(huán)率，決定了燃燒室內(nèi)部氣流的循環(huán)情況.在本研究的工況條件下，燃燒室最佳高度值為240 mm.

2) 當空氣噴嘴和燃油噴嘴越接近或同軸時，高速空氣射流沖散并裹挾液滴參與內(nèi)部循環(huán)的能力越強，提高了煙氣稀釋新鮮反應物的能力，增大低氧燃燒區(qū)域，進而使燃燒緩和，峰值溫度下降，熱力型NO排放降低.

3) 空氣噴嘴的位置分布決定了回流渦旋的分布位置和大小，進而影響燃燒室內(nèi)反應物與高溫煙氣循環(huán)的摻混和稀釋效果.空氣噴嘴距離燃燒室出口越遠，燃燒室內(nèi)的回流區(qū)域越集中且面積越大，強烈的回流使反應物在燃燒室內(nèi)均勻分布，此時整體的燃燒反應更加均勻和緩和，有利于MILD燃燒的實現(xiàn).