燃料摻混方式對天然氣柔和燃燒器燃燒性能的影響研究

曾潔玙，熊燕,3，鄭祥龍， 劉 艷,3，肖云漢,3

(1.中國科學院先進能源動力重點實驗室(工程熱物理研究所)，北京 100190；2. 中國科學院大學，北京 100049；3. 中國科學院能源動力研究中心，江蘇 連云港 222069)

重型燃氣輪機是能源高效轉化和潔凈利用系統(tǒng)的核心動力設備，正朝著更高參數和高循環(huán)效率方向發(fā)展。燃燒室作為核心部件之一面臨著燃氣溫度提高、污染物排放限制帶來的新挑戰(zhàn)，需同時滿足更高的進出口溫度和壓力、更低的污染物排放和更寬的穩(wěn)定運行范圍等要求。亟需對燃燒組織進行優(yōu)化，從而催生了一系列新的燃燒技術[1-3]。

柔和燃燒(MILD，Moderate or Intense Low oxgen Dilution)又名無焰燃燒，作為一種先進燃燒技術，具有污染物排放低、燃料適應性強和燃燒穩(wěn)定性高的優(yōu)勢。柔和燃燒的實現取決于混合物的溫度和氧濃度，對反應物初始溫度和燃燒過程最大溫升提出了具體要求[4]，Wunning等[5]提出僅當回流比大于臨界回流比才能達到柔和燃燒條件。

如何低壓損實現柔和燃燒所需的高煙氣回流比例是柔和燃燒器的設計重點，高速射流引射回流是實現方式之一[6]，燃料空氣混合氣經由燃燒器頭部環(huán)形布置的噴嘴高速射入燃燒室，通過引射實現煙氣回流。摻混后的煙氣溫度高于自點火溫度，從而燃燒穩(wěn)定性較好；同時，混合氣在反應前被回流煙氣稀釋，降低了峰值溫度，減少了熱力型NOx的生成；而高速射流則使回火發(fā)生的可能性大大降低[7]。但低當量比工況下，不易建立柔和燃燒所需條件，燃燒穩(wěn)定范圍有待提高。

B.Danon等人[8-10]針對柔和燃燒室中的燃料適應性、燃燒室出口溫度、進口速度、預混程度等參數對排放性能和穩(wěn)定低排放運行范圍的影響展開了研究。P.Kutne等人[11]則研究了高壓下煙氣循環(huán)對柔和燃燒器的火焰穩(wěn)定性的作用。J.Zanger[7]、T.Roedige等人[1]針對燃料分級，就帶有旋流值班級的典型FLOX燃燒器在常壓、高壓條件下的燃燒特性開展了研究。而M.severin等人[6]探究了一種柔和燃燒器在高壓條件下有無值班時的火焰穩(wěn)定機制。

張環(huán)[12]、周子琛[13]等針對模型燃燒室的柔和燃燒實現條件和噴嘴布置、射流速度、當量比等參數對燃燒性能的作用展開研究。劉耘州等[14]則研究了模型燃燒器的預混噴嘴旋流強度對燃燒器流動結構和污染物排放的影響。前期研究發(fā)現在預混模式下運行的模型燃燒器低當量比工況條件下穩(wěn)定性較差，運行范圍有限。本文在此基礎上，對已有柔和燃燒器上進行改造，設計了燃料/空氣摻混方式可調節(jié)的柔和燃燒器。實驗測量了燃料摻混方式對火焰穩(wěn)定范圍和污染物排放的影響，并利用光學測量的方法研究了燃料摻混方式對反應區(qū)結構的影響，同時采用數值模擬方法分析了燃燒室的流場結構。

1 研究對象和實驗系統(tǒng)

1.1 燃燒器和實驗臺

1.1.1 燃燒器

模型燃燒器由頭部噴嘴和石英玻璃火焰筒兩部分構成，火焰筒為內徑120 mm，壁厚3 mm、高450 mm的石英玻璃。燃燒器結構如圖1(a)所示，由四個預混噴嘴和四個純燃料噴嘴組成，二者均勻間隔布置在與燃燒室同軸，直徑為80 mm的圓周上，預混和純燃料噴嘴深入火焰筒的深度為15 mm。預混噴嘴結構如圖1(b)所示，燃料由中心燃料管周向布置的四個孔垂直射入來流空氣，二者在預混段混合均勻后，由孔徑可調的噴嘴出口高速射流入燃燒室，以預混噴嘴出口孔徑為10 mm的燃燒器結構作為基礎結構。前期研究表明該預混噴嘴出口混合物混合比較均勻，在出口速度大于68 m/s的情況下，回流比沿軸向分布不再隨射流速度而改變，此結構可實現柔和燃燒所需煙氣回流[12]。純燃料嘴結構如圖1(c)所示，出口孔徑為 2 mm。

預混路、擴散路燃料分兩路單獨供給，根據兩路燃料的配比，將燃燒器燃燒模式分為預混模式、混合模式和擴散模式三種，依此對應預混燃料占比fp范圍如下：fp=100%, 0%

a) 模型燃燒室

b) 預混噴嘴

c) 純燃料噴嘴

圖1 模型燃燒器結構示意圖

1.1.2 實驗臺介紹

實驗在常溫常壓環(huán)境下進行，實驗系統(tǒng)如圖2所示，由空氣源、模型燃燒器、控制端和測量系統(tǒng)構成。燃料為99.9%純度的甲烷，空氣和燃料流量分別經過渦街流量計和質量流量計由控制臺實時控制電磁閥開度來調節(jié)，渦街流量計的測量精度為5%，質量流量計測量精度為1%；來流進口溫度由內置的熱電偶測量；燃燒室全方位可視化利于觀察拍攝火焰情況和開展燃燒激光診斷；煙氣分析儀的探針伸入燃燒室端口采集煙氣。

圖2 實驗系統(tǒng)示意圖

1.2 實驗測量

本實驗主要測量燃燒室污染物排放，并對燃燒反應區(qū)進行觀測，同時采用普通可見光相機記錄反應區(qū)圖像。

1.2.1 排放物測量設備

采用Testo350加強型煙氣分析儀測量煙氣組分；由電化學傳感器分析CO，NO，NO2，O2含量，電調制非分光紅外傳感器(Non-Dispersed Infrared, NDIR)分析CO2含量。采用爪形探針、固定探針測量位置，煙氣取樣探針配備水冷套以降低測量誤差，分析儀數據記錄設定為5 s一次。CO，NOx的測量精度為±5%，O2的為±0.2%。測量所得NOx和CO體積分數均折算為15%氧濃度下的對應值，以便不同工況下的對比。

1.2.2 火焰拍攝

實驗中采用Cannon EOS 600D數碼相機對火焰圖像進行記錄，設定參數如下：光圈值f/5.6，曝光時間1/13 s，焦距65 mm，ISO 800。

1.2.3 燃燒光學診斷技術

使用OH-PILIF (OH-planar laser induced fluorescence)和OH*-CL(OH*-chemiluminescence)激光測量系統(tǒng)。測量系統(tǒng)如圖3所示。OH*可表征熱釋放強度，OH表征反應強度。

圖3 OH-PILIF/OH*-CL測量系統(tǒng)示意圖

OH是碳氫燃料火焰燃燒區(qū)中形成的中間產物，OH分布可用于區(qū)分未燃和已燃氣體，OH最大梯度位置可表征火焰峰面[15]。OH-PILIF利用Nd:YAG固體激光器產生的三倍頻光(波長532 nm，脈寬3 ns，單脈沖能量500 mJ，脈沖頻率10 Hz)泵浦染料激光器提供紫外光激發(fā)OH基的X2∏→A2∑+(0,1)躍遷中的Q1(8)線。紫外激發(fā)光束經過片光透鏡組擴束為厚0.5 mm的薄光片，透鏡組包括一組圓凸透鏡和一個凹柱面鏡。OH 熒光信號由f=105 mm， f/4.5 紫外線鏡收集；在測量OH基時，存在激發(fā)光和火焰背景輻射干擾，為移除非熒光信號，鏡頭前加了窄帶濾波片BP308/10(≈308±10 nm)，僅接收298～318 nm波段范圍內的OH熒光。利用配備紫外鏡的ICCD(intensified charge-coupled device)相機捕捉圖像。CCD分辨率為1 600×1 200像素，動態(tài)范圍14位，像素尺寸為7.4 μm/pixel。測量中ICCD快門速度設為2 000 ns，延遲時間為200 ns，以保證在每個脈沖的脈寬內測量，“凍結”火焰并減少雜波干擾。通過nm級的可編程同步控制板觸發(fā)和控制激光脈沖、像增強器和CCD相機的同步。對于每個工況，拍攝200張瞬態(tài)圖像，幀頻率為10 Hz，經過背景噪聲、激光能量修正后，進行相應數據處理。

1.2.4 光學測量平面

OH-PILIF測量平面示意圖如圖4所示，圖中所示x-y平面為P截面，P截面旋轉45°過純燃料噴嘴的平面為D截面，測量過程中，激光位置不變旋轉燃燒器，測量高度可到噴嘴出口下游160 mm處。OH*-CL圖像在垂直兩個截面的方向進行拍攝。

圖4 激光測量截面示意圖

1.3 實驗工況

在常溫常壓(P=0.1 MPa,Tin=300 K)環(huán)境下研究燃料空氣摻混方式對燃燒性能的影響，實驗工況如表1所示。保持空氣量不變，減少燃料量以降低當量比。

通過改變燃料在預混噴嘴和純燃料噴嘴間的分配比例來實現不同燃料摻混方式的轉變，如表1工況1所示，將預混燃料占比fp由0%起每隔20%逐步增至100%，相同預混燃料占比條件下，同步減少兩路燃料量，降低當量比。為獲得燃燒反應區(qū)信息，選擇表1工況2、3作為典型工況，進行燃燒光學診斷。

表1 實驗工況表

2 數值模擬方法

采用數值模擬方法對燃燒室流場進行模擬分析。

2.1 幾何模型及網格

采用ICEM進行燃燒器建模和網格劃分?？紤]到燃燒器的結構對稱性，選取1/4流域進行建模，噴嘴結構進行了簡化。對幾何模型進行六面體網格劃分，計算域和網格結構如圖5所示，坐標原點為燃燒室頂端圓心， 流場方向為x軸正方向。

對如表2所示冷態(tài)工況在預混噴嘴軸上進行軸向速度的網格無關性驗證，如圖6所示，100萬和200萬網格計算結果幾近重合。為保證計算精度節(jié)約計算成本選用100萬網格進行模擬計算。

a) 計算域

b) 預混噴嘴進口

c) 純燃料噴嘴進口

圖5 計算域及網格結構

圖6 網格無關性驗證

2.2 數值模型及邊界條件

用FLUENT軟件進行模擬計算。本文采用穩(wěn)態(tài)隱性不可壓縮求解器，SIMPLE壓力-速度耦合算法；標準壁面函數的Realizable k-epsilon湍流模型；渦耗散概念(EDC)燃燒反應模型；壓力、動量、能量、組分方程都采用二階迎風格式。噴嘴入口采用質量流量入口邊界條件；煙氣出口采用壓力出口；周期面設置為旋轉周期性壁面；燃燒室壁面和噴嘴壁面設置為絕熱壁面。

為驗證數值模擬結果的可靠性，以表2所示冷態(tài)工況進行模擬比對。冷態(tài)下提取火焰筒截面P不同高度位置的軸向速度徑向分布曲線(特征長度D=10 mm為預混噴嘴出口直徑)如圖7，圖中橫坐標為無量綱化徑向坐標(特征長度R=60 mm為火焰筒半徑)可見模擬值除了射流下游速度峰值部分，基本實現了與實驗值的重合，認為模型能夠較好捕捉流場分布。熱態(tài)下，選擇典型工況進行模擬以獲得反應區(qū)流場結構輔助分析。模擬工況見表2。

表2 模擬比對工況表

圖7 冷態(tài)模擬驗證

3 結果與分析

3.1 摻混方式對污染物排放的影響

3.1.1 NOx和CO排放

圖8、圖9是熱負荷約為54 kW時，不同燃料摻混方式下NOx、CO隨當量比變化曲線圖。工況如表1工況1所示。圖中預混模式下貧熄當量比在0.57附近；混合模式和擴散模式下的貧燃熄火極限都遠小于0.5，降至0.2左右，混合和擴散模式的當量比測量區(qū)間取為0.5到0.8。

圖8 各摻混方式下的NOx排放

圖9 各摻混方式下的CO排放

各摻混方式下，NOx普遍隨當量比的增加而增加，火焰溫度升高熱力型NOx增加。CO隨當量比的減少，略微降低后劇增。非預混模式下CO劇增轉折時的當量比仍遠離熄火極限。在過度貧燃料區(qū)域，火焰無法傳播，燃料會發(fā)生高溫熱解形成部分氧化產物，產生大量CO[16]。

可以看到，盡管各摻混方式下的污染物排放趨勢相同，但排放值存在較大差異。由圖8可知隨著預混燃料占比fp的減少，NOx排放整體上移，排放上限由10 mg/m3@15% O2增至30 mg/m3@15% O2，且NOx隨當量比的增幅逐漸變緩，到擴散模式時(見圖8fp=0%的曲線)NOx排放隨當量比降低先減少后增加，且當量比區(qū)間內排放值變化很小。

由圖8可見定當量比下NOx排放隨預混燃料占比的降低而單調增加；此時隨著擴散燃料的增加，局部熱點增多，加劇了熱力型NOx的生成。CO隨著預混燃料占比的降低，低當量比下的增加趨勢減緩，顯示了擴散的穩(wěn)火作用，但除了擴散模式，CO排放在0.6附近都超過了100 mg/m3@15% O2。

3.1.2 反應區(qū)結構

就表1工況2所示典型工況分析預混燃料占比fp對反應區(qū)結構的影響。

各預混燃料占比下對應的排放如圖10所示。燃燒器結構上的偏差造成了測量平面上信號的不對稱分布。圖11、圖12是各預混燃料占比fp下燃燒室內的平均OH*、OH分布圖像。圖中顏色亮度表征的是一組圖片組分濃度的相對值。

圖10 排放隨fp變化曲線(φ=0.63)

OH*僅在反應區(qū)短暫存在，平均OH*自熒光圖像可直觀表征熱釋放率強度分布。綜合兩方向上燃燒室OH*濃度分布可知，隨著預混燃料占比的降低，燃燒室釋熱率峰值增加，熱釋放強度梯度增大；高釋熱區(qū)位置在預混噴嘴下游逐漸集中。

平均OH濃度分布可對特定截面上的火焰峰面進行捕捉[9]，OH濃度表征了反應強度，噴嘴射流下游的暗色區(qū)域是射流區(qū)，亮色區(qū)域為OH基高濃度區(qū)，表征了反應區(qū)位置。隨著預混燃料占比的降低，相對分散的反應區(qū)開始向噴嘴射流處集聚，截面中心、純燃料噴嘴外測也存在反應區(qū)。兩截面間相對亮度的加劇也說明了反應區(qū)空間均布性的惡化。

圖11 垂直P截面(上排)D截面(下排)平均OH*濃度(φ=0.63)

圖12 P截面(上排)D截面(下排)平均OH濃度(φ=0.63)

3.1.3 流場結構

對全預混模式下和擴散模式下的熱態(tài)流場進行模擬，模擬工況如表2熱態(tài)1工況所示，流場結構如圖13、圖14所示，本文以軸向速度小于0的區(qū)域定義為回流區(qū)?？梢奝截面射流間的中心回流區(qū)下游延伸到了X=20D的軸向位置，D截面的回流區(qū)無預混噴嘴射流限制，擴散分布到了整個徑向。對比兩模式下的流場結構，可知預混燃料占比的改變并未影響回流區(qū)整體形狀、高度，回流區(qū)位置主要由預混噴嘴射流主導；隨預混燃料占比的降低，純燃料射流下游形成了局部的小回流區(qū)，會促使整體回流區(qū)向上游移動，逐漸占據燃燒室前半段除了射流下游外的整個區(qū)域。

a) P截面軸向速度云圖和流線

b) D截面軸向速度云圖和流線圖13 擴散模式流場結構(φ=0.7，fp=0%)

a) P截面軸向速度云圖和流線

b) D截面軸向速度云圖和流線圖14 全預混模式流場結構(φ=0.7，fp=100%)

結合OH、OH*分布和流場結構可知，隨著預混燃料占比的降低，高反應強度區(qū)向預混噴嘴射流集中，火焰筒內反應強度不均勻度變大。反應區(qū)的集中帶來局部熱點增多，導致NOx排放加??；非預混模式下，火焰溫度的升高抑制了由燃料熱解生成的CO[16]。

3.2 摻混方式對火焰穩(wěn)定性的影響

3.2.1 穩(wěn)定運行區(qū)間

由圖8可知摻混方式的調整能對穩(wěn)定運行區(qū)間起到優(yōu)化作用，實驗證明非預混模式的貧燃熄火極限可到0.2附近。選取擴散模式研究穩(wěn)定極限和極低當量比下的燃燒性能，工況如表1工況3所示，圖15是擴散模式下初始熱負荷53 kW時，當量比由0.63降至熄火當量比0.15時的污染物排放情況。

圖15 污染物排放隨當量比變化曲線

可見，擴散模式下貧燃熄火極限大幅降低；在低當量比區(qū)間內，NOx和CO都隨著當量比的降低而增加。當當量比低于0.6(0.6處在預混模式下的貧熄當量比附近)，CO急劇增加至1 000 mg/m3@15% O2以上。應是低于此當量比后火焰無法傳播，燃料熱解生成大量CO。對于NOx排放，擴散模式下大范圍存在接近當量絕熱火焰溫度的火焰面，因而不同當量比下峰值火焰溫度基本相同，降低總當量比對于熱力型NOx的抑制作用并不明顯。因折算成了15% O2濃度下的NOx排放量，高當量比下的NOx排放會相對較低。需指出的是NOx生成機理復雜，與溫度、組分濃度密切相關，在燃燒室中，對于化學當量比和富燃區(qū)域快速型機理主導了火焰區(qū)的NO生成，而熱力型NO會隨之在火焰后氣體中大量生成；而貧當量比區(qū)域，中間體NOx生成機理占主導[16]，分析組分分布、流場結構有助于理解排放生成。

3.2.2 火焰穩(wěn)定機制

擴散模式下平均OH*，OH分布隨當量比發(fā)展情況如圖16、圖17所示。

圖16 垂直P截面(上排)D截面(下排)平均OH*濃度(fp=0%)

圖17 P截面(上排)D截面(下排)平均OH濃度(fp=0%)

綜合燃燒室兩方向平均OH*濃度可知，隨著當量比的降低，火焰筒內低釋熱率峰值降低、釋熱區(qū)高度縮短，隨著燃料的減少高釋熱區(qū)由聚集在預混噴嘴射流下游，逐漸發(fā)展向相鄰純燃料噴嘴移動。

可見兩截面上平均OH濃度的分布隨著當量比的降低，截面反應區(qū)分布不均勻度變強，反應高強度區(qū)不再僅集中在預混噴嘴射流附近，燃燒室上游底端、射流間中心區(qū)發(fā)展成為高強度區(qū)。

為分析流場結構與反應區(qū)的關系，在擴散模式下，就表2當量比為0.7、0.4的熱態(tài)工況進行模擬得到如圖13、圖18所示流場結構?？芍斄勘冉档?，受預混噴嘴射流控制的整體回流區(qū)大小位置基本不變，純燃料噴嘴射流渦變小，對中心回流區(qū)的強化作用削弱，中心回流區(qū)的速度梯度相對減小。

a) P截面軸向速度云圖和流線

b) D截面軸向速度云圖和流線圖18 流場結構(φ=0.4，fp=0%)

結合OH、OH*濃度分布和流場發(fā)展情況可知，隨著當量比的降低，燃料量減少，火焰筒內反應集中發(fā)生區(qū)逐漸遠離空氣射流，向射流間中部和純燃料射流附近轉移。盡管整體當量比很低，但純燃料射流處在與高溫富氧回流的對流環(huán)境中，純燃料射流出口始終存在局部低速化學當量比區(qū)域，提供了穩(wěn)定的點火源，擴展了燃燒器的火焰穩(wěn)定性。

本燃燒器預混、混合(fp=60%)、擴散燃燒模式下各典型當量比工況下的實際火焰圖片如圖19所示。

a) fp=100%

b) fp=60%

c) fp=0%圖19 各摻混方式下的火焰圖像

4 結論

本文主要結論總結如下：

1) 當總當量比在0.5～0.8范圍內時，總當量比固定，隨著預混燃料占比fp的增加NOx排放近似單調線性下降。NOx排放上限由擴散模式的30 mg/m3@15% O2降低到預混模式的10 mg/m3@15% O2。

2) 總當量比固定，隨著預混燃料占比減小，回流區(qū)結構基本不變，相對分散的反應區(qū)會部分向預混噴嘴射流附近集中。

3) 非純預混模式有利于增加燃燒穩(wěn)定運行范圍，貧燃熄火當量比由0.57降低到0.2以下。極低當量比下純燃料射流周圍形成的低速高當量比反應區(qū)提供了穩(wěn)定點火源。

4) 擴散模式在0.15～0.5低當量比區(qū)間內。NOx排放隨當量比的降低而增加，由10 mg/m3@15%O2以下快速增長至50 mg/m3@15% O2以上；CO增長約1 700 mg/m3@15% O2。

本文研究的燃料摻混方式中，非預混燃燒模式可實現柔和燃燒器燃燒穩(wěn)定性范圍的擴展，純燃料噴嘴射流的加入使反應區(qū)集中，加劇NOx的排放。保持較大的預混燃料占比(fp>40%)，可在擴展工況運行范圍(φ<0.5)的同時滿足NOx低排放要求。