微噴管氫氣非預(yù)混射流火焰燃燒特性

張　京，李　星，楊浩林，蔣利橋，汪小憨，趙黛青

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微噴管氫氣非預(yù)混射流火焰燃燒特性

張京1,2，李星1,2，楊浩林1,2，蔣利橋1,2，汪小憨1,2，趙黛青1,2

（1中國科學(xué)院廣州能源研究所，廣東 廣州 510640；2中國科學(xué)院可再生能源重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510640）

摘要：采用考慮詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理的數(shù)值計(jì)算，對空氣伴流中微圓管氫氣非預(yù)混射流火焰進(jìn)行了研究。不同流速下火焰OH基元分布數(shù)值計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。結(jié)果表明:當(dāng)微圓管內(nèi)徑保持不變時(shí)，隨著燃料速度減小，火焰最高溫度逐漸降低。當(dāng)燃料速度接近熄滅極限速度時(shí)，火焰最高溫度開始急劇下降；微圓管氫氣非預(yù)混射流火焰存在最小流速對應(yīng)的熄滅極限；隨著管壁材料熱導(dǎo)率降低，火焰中心軸線上的最高溫度逐漸升高，噴口處壁面溫度也升高；管壁材料熱導(dǎo)率對火焰熄滅極限速度影響不顯著。

關(guān)鍵詞：微噴管非預(yù)混火焰；氫；熱傳導(dǎo)；熄滅極限；數(shù)值模擬

引 言

基于燃燒的微型能源系統(tǒng)具有體積小、能量密度高等優(yōu)點(diǎn)，且應(yīng)用前景廣泛，受到了越來越多關(guān)注[1-3]。其中微熱光電系統(tǒng)（micro thermophotovoltaic system，MTVP）通過光電效應(yīng)將高溫微燃燒室的輻射能直接轉(zhuǎn)化為電能，無復(fù)雜的運(yùn)動部件，是這種類型微能源裝置的顯著特點(diǎn)。而微燃燒器是MTVP系統(tǒng)的核心部分，在設(shè)計(jì)燃燒器時(shí)，維持穩(wěn)定燃燒和輸出最大的熱效率之間的平衡成為一個(gè)關(guān)鍵問題[4]。微型燃燒器的面積/體積比遠(yuǎn)大于傳統(tǒng)燃燒器，因此尺寸減小時(shí)，反應(yīng)物在燃燒室的停留時(shí)間變短，燃料來不及充分反應(yīng)而影響火焰穩(wěn)定性。另一方面，壁面散熱損失也成為影響其燃燒效率和可燃極限的一個(gè)重要的因素[5]。因此，研究微尺度下火焰穩(wěn)定性、熱損失途徑成為關(guān)鍵問題。

國內(nèi)外學(xué)者在微型燃燒器散熱、穩(wěn)燃相關(guān)科學(xué)問題上已經(jīng)開展了一些研究工作。Maruta等[6]對“瑞士卷”型微小燃燒器進(jìn)行了研究，表明利用壁面回?zé)峥梢源龠M(jìn)熱回流穩(wěn)燃。蔣利橋等[7-8]開發(fā)了一種新型多孔壁面的微燃燒器。鐘北京等[9-10]通過實(shí)驗(yàn)研究了微細(xì)管內(nèi)甲烷-氧氣預(yù)混氣的燃燒特性，并且分析了燃料流量及混合比對壁面溫度的影響。范愛武等[11-13]對具有鈍體及凹腔的微型燃燒器進(jìn)行了研究，結(jié)果表明采用鈍體或凹腔可提高火焰的穩(wěn)定性。潘劍鋒等[14]研究發(fā)現(xiàn)采用截面突變的微燃燒室能夠增大穩(wěn)定燃燒火焰范圍的效果。楊衛(wèi)娟等[15-16]對帶縮放的變直徑微燃燒器及催化燃燒特性進(jìn)行了研究。

以上這些研究多集中在微尺度下預(yù)混火焰方面，對于非預(yù)混射流火焰，其燃料可調(diào)范圍較大、火焰反應(yīng)區(qū)域較長，若用于MTVP系統(tǒng)，可有效增大其功率范圍，提高其適應(yīng)性。近年來國內(nèi)外學(xué)者對微尺度非預(yù)混火焰燃燒特性展開了相關(guān)研究[17-22]指出微火焰和噴管存在熱耦合。本課題組[17-18]早期也曾采用數(shù)值模擬的方法對甲烷微擴(kuò)散火焰燃燒特性和穩(wěn)燃機(jī)理開展了一些研究，發(fā)現(xiàn)微尺度下噴管對火焰的影響不能忽略，但燃燒反應(yīng)僅采用了一步總包反應(yīng)。也有研究者考慮了詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，但僅分析了不同反應(yīng)機(jī)理及壁面條件對微擴(kuò)散火焰結(jié)構(gòu)的影響[19]。以上微尺度非預(yù)混火焰研究主要集中在靜止空氣中，同時(shí)噴管與火焰間的耦合作用及壁面材料散熱對穩(wěn)燃極限的影響也需要進(jìn)一步深入研究。

為了研究伴流條件下微擴(kuò)散火焰結(jié)構(gòu)、壁面等特性對火焰穩(wěn)定極限的影響，本文研究了微圓管氫氣非預(yù)混射流火焰燃燒特性。采用考慮詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理的數(shù)值計(jì)算及實(shí)驗(yàn)，研究了不同燃料速度下火焰結(jié)構(gòu)及微噴管壁面與火焰之間的耦合作用。討論了壁面材料對非預(yù)混射流火焰熄滅極限的影響，并且對其機(jī)理進(jìn)行了分析。

1　實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由供氣裝置、微燃燒器和測量控制儀器組成。如圖1所示，燃燒裝置主體為不銹鋼腔體，腔體內(nèi)有陶瓷小球及蜂窩板以獲得均勻的伴流，中間不銹鋼燃料管的外側(cè)為石英方管（外部尺寸為10 cm×10 cm，壁厚為 4 mm）。采用質(zhì)量流量計(jì)（MKS-GE50A）控制氣體的流量。實(shí)驗(yàn)前采用皂膜流量計(jì)對不同量程的質(zhì)量流量計(jì)進(jìn)行標(biāo)定。采用單反相機(jī)（Nikon 80D）記錄火焰形態(tài)，并結(jié)合激光誘導(dǎo)熒光技術(shù)（laser induced fluorescence，LIF）（LaVision）測量了火焰的OH基元分布。

圖1　實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Experiment system

圖2　物理模型及邊界條件Fig.2 Physical model and boundary conditions

2　數(shù)值計(jì)算

2.1 物理模型

圖2為直角坐標(biāo)系下的數(shù)值計(jì)算物理模型和邊界條件。氫氣通過垂直向上的圓直管噴入均勻流動的空氣中，火焰為軸對稱，計(jì)算域?yàn)橄鄬鹧孀銐虼蟮挠邢蘅臻g。計(jì)算區(qū)域包括管外流體區(qū)域和噴管固體區(qū)域，噴管的內(nèi)徑d為800 μm，管壁厚為200 μm，管長為10 mm。微圓管流道進(jìn)口中心為坐標(biāo)原點(diǎn)。由于采用詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理時(shí)計(jì)算量較大，本研究采用二維模型進(jìn)行研究。

2.2 數(shù)學(xué)模型

由于微圓管燃燒器內(nèi)徑遠(yuǎn)大于通過微燃燒器氫氣分子的平均自由程，即Knudsen數(shù)小于0.001，流體可認(rèn)為是連續(xù)介質(zhì)，適用于無滑移邊界條件的Navier-Stokes方程[23]。流體流動及燃燒過程的基本控制方程包括:質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程以及組分守恒方程。

質(zhì)量守恒方程為

動量守恒方程為

能量守恒方程為

組分守恒方程為

式中，u為流體速度向量，下標(biāo)i代表空間中不同方向的分量；ρ為密度，kg·m-3；μ為動力黏度，Pa·s；cp為比定壓熱容，J·kg-1·K-1；ωn為反應(yīng)速率，mol·m-3·s-1；Dn為質(zhì)量擴(kuò)散率，m2·s-1；Yn為組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，kg·kg-1；hn為焓，J·mol-1；下標(biāo)n代表某種組分；為熱擴(kuò)散率，m2·s-1；T為反應(yīng)區(qū)間溫度，K；λ為熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1；p為流體壓力，Pa；gx為沿x軸方向的重力加速度，m·s-2。

考慮到微射流的Reynolds數(shù)Re遠(yuǎn)小于2300，選擇層流模型；燃燒模型選用層流有限速率模型；計(jì)算時(shí)考慮壁面輻射換熱的影響，壁面與周圍環(huán)境的輻射模型選用DO（discrete ordinates）模型。

2.3 計(jì)算方法及邊界條件

數(shù)值計(jì)算使用基于有限體積法的Fluent程序，采用壓力-速度耦合的Coupled算法。氫氣燃燒反應(yīng)動力學(xué)模型包括9種組分（H2、O2、N2、H2O、H、O、OH、HO2、H2O2）和 19步化學(xué)反應(yīng)機(jī)理[24]。擴(kuò)散采用多組分的質(zhì)量擴(kuò)散模型并考慮熱擴(kuò)散效應(yīng)?？紤]微噴管內(nèi)的熱、質(zhì)傳遞，管內(nèi)外壁面采用流固耦合壁面條件；進(jìn)口采用均勻的速度進(jìn)口邊界條件，出口采用1 atm（1 atm=101325 Pa）的壓力出口。設(shè)氣體燃料為純氫氣，燃料的初始溫度為300 K，環(huán)境壓強(qiáng)為101 kPa。

本研究中采用四邊形網(wǎng)格，噴管附近網(wǎng)格進(jìn)行了加密，通過網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證后選擇網(wǎng)格數(shù)為 14萬的網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算研究。計(jì)算了內(nèi)徑為800 μm、伴流空氣速度uco=5 cm·s-1時(shí)幾種不同管壁材料氫氣非預(yù)混射流火焰。

圖3　u=1000 cm·s-1(Re=80.2) 時(shí)火焰形貌(a)、LIF-OH(b)及模擬OH摩爾分?jǐn)?shù)(c)分布Fig.3 Flame image (a), LIF-OH image (b), and computed OH mole fraction (c) of micro jet flame with u = 1000 cm·s-1(Re = 80.2)

圖4　u = 250 cm·s-1(Re = 20.1) 時(shí)火焰形貌(a)、LIF-OH(b)及模擬OH摩爾分?jǐn)?shù)(c)分布Fig.4 Flame image (a), LIF-OH image (b), and computed OH mole fraction (c) of micro jet flame with u = 250 cm·s-1(Re = 20.1)

2.4 模型驗(yàn)證

首先通過比較內(nèi)徑為800 μm不銹鋼微圓管在不同燃料速度下實(shí)驗(yàn)和模擬得到的微火焰結(jié)構(gòu)及組分分布，驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性。

圖3、圖4給出了燃料速度分別為250、1000 cm·s-1時(shí)，此時(shí)對應(yīng)的燃料射流Re分別為20.1、80.2，氫氣非預(yù)混射流火焰圖像及軸向截面OH基元分布的實(shí)驗(yàn)結(jié)果及數(shù)值計(jì)算結(jié)果。基于微火焰的對稱性，見圖(a)，對OH軸向截面分布的實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果各取一半進(jìn)行比較，見圖(b)和(c)?？梢钥闯鐾ㄟ^數(shù)值模擬得到的 OH基元分布與實(shí)驗(yàn)測得結(jié)果吻合較好，這表明本研究所用數(shù)值模型及氫氣詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理能準(zhǔn)確計(jì)算氫氣微噴管射流火焰。

3　計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 氫氣微噴管非預(yù)混射流火焰的結(jié)構(gòu)

3.1.1 氫氣非預(yù)混射流火焰的溫度分布特征 圖 5(a) 給出了采用內(nèi)徑 d=800 μm不銹鋼微圓管在不同燃料速度下整體計(jì)算域內(nèi)微射流火焰溫度分布。氫氣進(jìn)氣速度 u分別為 9、25、250、1000 cm·s-1，對應(yīng)的Re分別為0.72、2、20.1、80.2。這幾種燃料速度介于吹熄極限和最小穩(wěn)定火焰流速范圍間。圖 5(b)為靠近噴嘴部分氣體及固體溫度云圖。

圖5　不同燃料流速下火焰溫度分布Fig.5 Temperature field distributions at different fuel injection velocities

計(jì)算結(jié)果表明當(dāng)燃料速度較大時(shí)，火焰高溫區(qū)為典型的層流擴(kuò)散火焰形狀，高溫區(qū)分布在噴口下游。隨著燃料速度的降低，高溫區(qū)逐漸向管口靠近，火焰的最高溫度和火焰高度不斷下降，火焰高溫區(qū)離燃燒器噴口越來越近，火焰包裹在噴口附近，管壁附近溫度明顯變高，見圖5(b)；當(dāng)燃料速度降到較低，即圖中u=25 cm·s-1（Re相對較小）以下時(shí)，火焰高溫區(qū)繼續(xù)縮小，且有部分高溫區(qū)位置下移至燃燒器噴口水平面附近。u=9 cm·s-1時(shí)，接近微火焰熄滅極限速度下限，進(jìn)一步降低進(jìn)氣速度至 u=8 cm·s-1時(shí)，火焰熄滅。

圖6給出了當(dāng)燃料速度u=9～2500 cm·s-1時(shí)，非預(yù)混射流火焰最高溫度隨燃料速度變化。從圖中可以看出，火焰最高溫度隨著燃料速度減小逐漸降低，當(dāng)燃料速度降低到 u=250 cm·s-1時(shí)，火焰最高溫度開始急劇下降。從圖5中可以看到，此時(shí)火焰高溫區(qū)變小，且高溫區(qū)靠近管口，管壁附近溫度升高，火焰與噴管之間傳熱作用加強(qiáng)，如圖4(a)實(shí)驗(yàn)噴管出口附近部分已被加熱至發(fā)紅，管內(nèi)燃料在達(dá)到噴管出口截面之前已經(jīng)被預(yù)熱。

圖6　火焰最高溫度與燃料速度的關(guān)系Fig.6 Variation of maximum flame temperature versus fuel injection velocity

圖7給出了在不同燃料速度下火焰中心軸線上溫度分布，當(dāng)燃料速度u=9 cm·s-1時(shí)，氣體溫度在噴管出口附近(x=10 mm處)達(dá)到峰值，約1239 K。當(dāng)燃料速度增加至1000 cm·s-1，燃料射流的動量增加，流動引起的混合作用越來越強(qiáng)，火焰中心軸線上溫度的峰值點(diǎn)（對應(yīng)高溫區(qū)）逐漸向下游移動，同時(shí)，由于燃料流量上升，總體的產(chǎn)熱率增加，火焰中心軸線上最高溫度也大幅上升。

圖7　不同燃料速度時(shí)火焰中心軸線上溫度分布Fig.7 Temperature profiles along flame axis with different fuel injection velocities

為了研究燃料流速對噴管壁面換熱的影響，圖8給出了不同燃料速度下噴管外壁面軸向溫度分布，橫坐標(biāo)軸從左往右代表噴管入口到出口方向。當(dāng)燃料速度從9 cm·s-1增加到250 cm·s-1時(shí)，火焰最高溫度顯著升高，火焰對燃燒器下游壁面加熱作用增強(qiáng)，壁面溫度曲線由平坦逐漸變得陡峭，壁面溫度整體顯著升高，噴口附近的壁面溫度達(dá)到最高，下游壁面最高溫度升高了 502 K，而燃燒器上游壁面溫度也略有上升，此時(shí)上游壁面對入口附近來流氣體燃料有預(yù)熱效果。而當(dāng)燃料進(jìn)氣速度從250 cm·s-1增加到1000 cm·s-1時(shí)，隨著流速增大，火焰高溫區(qū)離噴管口的距離逐漸增大，壁面溫度整體逐漸下降，外壁最高溫度降低了183 K。

圖8　不同燃料速度時(shí)噴管外壁面溫度分布Fig.8 Outer wall temperature profiles of combustor at different fuel injection velocities

圖9　火焰中軸線上化學(xué)反應(yīng)速率分布Fig.9 Reaction rate along axis

3.1.2 不同燃料速度下化學(xué)反應(yīng)速率分布 圖9給出了燃料速度分別為u=1000、25、9 cm·s-1時(shí)，火焰中心軸線上主要化學(xué)反應(yīng)相關(guān)速率的分布。當(dāng)u=1000 cm·s-1時(shí)，化學(xué)反應(yīng)主要發(fā)生在噴口外下游區(qū)域（噴口水平面在 x=10 mm處），當(dāng) u=25 cm·s-1時(shí)，大多數(shù)化學(xué)反應(yīng)在噴管內(nèi)開始進(jìn)行，而當(dāng)燃料速度繼續(xù)減小到熄滅極限9 cm·s-1時(shí)，反應(yīng)區(qū)域逐漸減小并向管口集中?？梢姰?dāng)燃料速度減小過程中，主要化學(xué)反應(yīng)先向管內(nèi)移動然后逐漸向管口附近集中。

從圖9(b)中可以看到，管內(nèi)發(fā)生反應(yīng)

說明當(dāng)燃料速度降低到臨近熄滅極限速度時(shí)，氧氣已經(jīng)擴(kuò)散到了管內(nèi)，H2與空氣在噴管內(nèi)混合并發(fā)生了反應(yīng)。

3.2 壁面材料對微噴管火焰燃燒特性影響

前面分析表明，當(dāng)燃料速度減小到一定值時(shí)，氫氣非預(yù)混擴(kuò)散火焰與微噴管之間的相互作用將會加強(qiáng)，為了研究壁面材料對微擴(kuò)散火焰的影響，計(jì)算了4種不同的微圓管燃燒器在燃料速度較低時(shí)的非預(yù)混射流火焰及其熄滅極限。

選擇d=800 μm的微圓管進(jìn)行研究，其他參數(shù)維持不變的情況下，僅改變固體熱導(dǎo)率 λ，管壁材料分別為不銹鋼、鋁、銅以及絕熱壁面，常溫下不銹鋼、鋁以及銅的熱導(dǎo)率分別為16.3、202.4、387.6 W·m-1·K-1。假設(shè)壁面材料被嚴(yán)重氧化，壁面發(fā)射率均設(shè)為1。

研究了燃料速度接近最小熄滅極限速度時(shí)壁面材料對微擴(kuò)散火焰的影響。圖10給出了當(dāng)氫氣進(jìn)氣速度接近熄滅極限25 cm·s-1時(shí)，3種不同壁面條件的火焰中心軸線上溫度分布，x=0為燃料入口。從圖10可以看出，當(dāng)管壁材料設(shè)為絕熱壁面時(shí)，火焰中心軸線的峰值溫度最高，其最高溫度明顯高于導(dǎo)熱壁面時(shí)的情況。而熱導(dǎo)率較低的管壁（16.3 W·m-1·K-1），其曲線上最高溫度要略高于熱導(dǎo)率更高的管壁材料（387.6 W·m-1·K-1），說明當(dāng)燃料速度接近熄滅極限速度時(shí)，壁面材料熱導(dǎo)率對擴(kuò)散火焰最高溫度有影響。

圖10　不同熱導(dǎo)率時(shí)火焰中心軸線上溫度分布(u=25 cm·s-1)Fig.10 Temperature profiles along flame axis with different thermal conductivities (u=25 cm·s-1)

圖11為3種不同材料燃燒器外壁面軸向溫度分布。當(dāng)壁面材料熱導(dǎo)率較低時(shí)，管壁軸向的導(dǎo)熱熱阻大，又由于火焰與管壁間的傳熱作用，使得靠近火焰一側(cè)下游區(qū)域壁面溫度比上游區(qū)域高。而當(dāng)熱導(dǎo)率增加時(shí)，壁面散熱增加，管壁本身導(dǎo)熱能力加強(qiáng)，壁面溫度原來較高的區(qū)域向溫度低的區(qū)域熱傳導(dǎo)加強(qiáng)而使得其溫度逐漸下降，而溫度較低的區(qū)域由于壁面導(dǎo)熱作用增強(qiáng)溫度逐漸升高，所以壁面溫度逐漸變均勻。當(dāng)熱導(dǎo)率增加到足夠大時(shí)，沿流動方向壁面溫度變化不明顯。

圖11　不同熱導(dǎo)率時(shí)噴管外壁面溫度分布 (u=25 cm·s-1)Fig.11 Outer wall temperature profiles of combustors with different thermal conductivities (u=25 cm·s-1)

圖12　不同熱導(dǎo)率對應(yīng)火焰的熄滅極限Fig.12 Quenching velocities of flame with different thermal conductivities

微火焰的穩(wěn)定性在尺度變小時(shí)顯得尤為重要，微燃燒器管徑一定時(shí)，逐漸減小燃料速度至火焰熄滅時(shí)所對應(yīng)的速度即為熄滅極限速度。圖 12為 3種不同熱導(dǎo)率壁面材料的微圓管燃燒器對應(yīng)的熄滅極限速度。當(dāng)材料為不銹鋼時(shí)，非預(yù)混射流火焰的熄滅極限速度為9 cm·s-1，當(dāng)材料為銅時(shí)，熄滅極限速度上升到9.5 cm·s-1；隨著熱導(dǎo)率的升高，火焰的熄滅極限略有上升，但上升的幅度非常小?？梢姡诿娌牧蠠釋?dǎo)率對微噴管非預(yù)混射流火焰的熄滅極限速度影響并不顯著。

4　結(jié) 論

通過考慮詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理的數(shù)值計(jì)算研究了考慮固體壁面時(shí)微射流火焰燃燒特性，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)吻合較好，結(jié)論如下:

（1）當(dāng)微噴管內(nèi)徑一定時(shí)，氫氣非預(yù)混射流火焰最高溫度隨燃料速度減小而降低。當(dāng)燃料速度接近熄滅極限速度時(shí)，火焰最高溫度開始急劇下降，氧分子開始擴(kuò)散進(jìn)入噴管內(nèi)部，并在管內(nèi)發(fā)生反應(yīng)，火焰與噴口處管壁之間換熱效應(yīng)增強(qiáng)。

（2）當(dāng)燃料速度接近熄滅極限時(shí)，隨著熱導(dǎo)率降低，火焰中心軸線最高溫度逐漸升高；熱導(dǎo)率越低，噴口處壁面溫度越高。

（3）管壁材料熱導(dǎo)率對微圓管非預(yù)混射流火焰熄滅極限速度影響不顯著，當(dāng)熱導(dǎo)率從 16.3 W·m-1·K-1增加到387.6 W·m-1·K-1時(shí)，熄滅極限速度僅上升了約5%。

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2016-01-27收到初稿，2016-03-09收到修改稿。

聯(lián)系人:李星。第一作者:張京（1987—），男，碩士研究生。

Received date: 2016-01-27.

中圖分類號:TK 16

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號:0438—1157（2016）07—2724—08

DOI:10.11949/j.issn.0438-1157.20160119

基金項(xiàng)目:國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51336010）；國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目（2014CB239600）；廣東省國際合作項(xiàng)目（2014A050503054）。

Corresponding author:LI Xing, lixing@ms.giec.ac.cn supported by the National Natural Science Foundation of China (51336010), the National Basic Research Program of China (2014CB239600) and the International Cooperation Program of Guangdong, China (2014A050503054).

Combustion characteristic of hydrogen non-premixed micro-jet flames

ZHANG Jing1,2, LI Xing1,2, YANG Haolin1,2, JIANG Liqiao1,2, WANG Xiaohan1,2, ZHAO Daiqing1,2(1Guangzhou Institute of Energy Conversion, Chinese Academy of Sciences, Guangzhou 510640, Guangdong, China;
2Key Laboratory of Renewable Energy, Chinese Academy of Sciences, Guangzhou 510640, Guangdong, China)

Abstract:Non-premixed hydrogen micro-jet flames in co-flow airs were studied by numerical computations with a detailed chemical reaction mechanism. The results of numerical computations agreed reasonably well with the counterparts of the experiments. The results showed that the computed maximum flame temperature decreased with decreasing fuel injection velocity for a fixed micro tube. When the fuel injection velocity was close to the minimum flow velocity sustaining a flame, the computed maximum flame temperature decreased sharply with decreasing fuel velocity. The wall materials had an influence on flame structures at a low fuel velocity. The lower the thermal conductivity of materials, the higher the wall temperature near the nozzle exit. The maximum flame temperature on the axis was relative higher. However, the effect of thermal conductivity on the quenching velocity of flame was not remarkable.

Key words:non-premixed micro-jet-flame; hydrogen; heat conduction; quenching limit; numerical simulation