不同尾管數(shù)量的全浸入式脈動燃燒器傳熱特性試驗

金晶，許林云，張愛琪，武玉柱，張海鋒

(南京林業(yè)大學(xué)機械電子工程學(xué)院,南京林業(yè)大學(xué)林業(yè)資源高效加工利用協(xié)同創(chuàng)新中心,南京 210037)

近年來設(shè)施園藝迅猛發(fā)展，這種模式能快速提高作物單位面積產(chǎn)值，增加農(nóng)民收益。但由于復(fù)種指數(shù)高，導(dǎo)致土壤環(huán)境惡化，土傳病蟲害頻發(fā)，常引起連作障礙[1-2]。設(shè)施土壤消毒是防治病蟲害、解決連作障礙的有效手段。設(shè)施園藝主要以種植食用蔬菜為主，最安全的消毒方法采用物理消毒法中的蒸汽消毒法[3-5]。脈動燃燒技術(shù)具有傳熱效率高、燃燒器體積小、污染物排放低、燃燒強度大等特點[6-8]，同時設(shè)施園藝受空間范圍限制，現(xiàn)有土壤消毒裝置存在設(shè)備體積大、傳熱效率低、污染物排放高等問題。為此，筆者擬將脈動燃燒技術(shù)與土壤蒸汽消毒技術(shù)相結(jié)合，研制出一種適用于土壤蒸汽消毒機的新型脈動燃燒器。

國內(nèi)外學(xué)者針對脈動燃燒器的傳熱特性進行了大量研究。Thyageswaran[9]利用多維模型模擬Helmholtz型脈動燃燒器直尾管的湍流流動，發(fā)現(xiàn)該流動是復(fù)雜的周期性往復(fù)流動，并介紹了兩種常見的近壁湍流模型計算壁面?zhèn)鳠岱矫娴男阅芎途窒扌?。Jin等[10]研究驗證了脈動流攪動對傳熱的增強效果，研究發(fā)現(xiàn)脈動流對傳熱起到強化作用，隨著雷諾數(shù)的增大，傳熱強化比下降，存在最大強換熱比的最佳脈動頻率。Zbicinski[11]對應(yīng)用于干燥的脈動燃燒器進行數(shù)值模擬計算和實驗，得出脈動流對干燥過程的強度比傳統(tǒng)噴霧干燥高0.25～3倍。李保國等[12-13]研究了Helmholtz型脈動燃燒器直尾管傳熱特性，發(fā)現(xiàn)隨著熱負荷與脈動頻率的增大，尾管傳熱系數(shù)增大且脈動燃燒器產(chǎn)生的脈動尾氣流的傳熱系數(shù)是相應(yīng)雷諾數(shù)非脈動流傳熱系數(shù)的2.3～3.5倍。翟明等[14]對Helmholtz型脈動燃燒器直尾管建立了去耦室壓力控制系統(tǒng)，試驗研究了去耦室壓力變化對脈動燃燒器尾管傳熱的影響。研究發(fā)現(xiàn)隨著壓力振幅增加，煙氣側(cè)傳熱系數(shù)增大，且脈動流的傳熱系數(shù)是相同雷諾數(shù)下穩(wěn)定流傳熱系數(shù)的2～5倍。徐艷英等[15-17]研究了彎尾管Helmholtz型脈動燃燒器的傳熱特性，發(fā)現(xiàn)相同頻率下脈動流傳熱系數(shù)約為相同雷諾數(shù)下穩(wěn)態(tài)流傳熱系數(shù)的2.4～4.6倍；在相同壓力振幅下，脈動流傳熱系數(shù)約為相同雷諾數(shù)下穩(wěn)態(tài)流傳熱系數(shù)的 3.3～4.7倍。

目前，針對脈動燃燒器傳熱特性的試驗研究中，國內(nèi)外學(xué)者大多只對外側(cè)布置有水套的尾管進行傳熱試驗，燃燒室仍裸露在空氣中，試驗研究的是燃燒器局部的傳熱特性。脈動燃燒器應(yīng)用到干燥加熱、土壤消毒等領(lǐng)域時，應(yīng)最大化地利用熱量，因此燃燒器必須全部浸入水中，且全浸入式脈動燃燒器的工作特性與裸露在空氣中的燃燒器的工作特性區(qū)別顯著，只研究尾管局部的傳熱特性不能代表燃燒器整體的傳熱特性。筆者根據(jù)以往研究初步確定脈動燃燒器傳熱的影響因素為油耗、尾管形式和去耦室，基于30 kW的單個脈動燃燒器進行結(jié)構(gòu)尺寸設(shè)計，確定了3種直尾管數(shù)量分別為單管、雙管和三管，設(shè)計了一種全浸入式脈動燃燒器傳熱特性試驗裝置。試驗過程中將燃燒器整體埋入水中、充分利用脈動燃燒器的熱量，研究不同條件下直尾管數(shù)量對燃燒器油耗、傳熱系數(shù)、蒸汽量、熱效率的影響，確定適用于土壤蒸汽消毒機的新型脈動燃燒器的最佳參數(shù)，具有體積小、傳熱效率高、蒸汽產(chǎn)量大等性能特點。

1 雙化油器脈動燃燒器總體結(jié)構(gòu)方案

1.1 基于指標要求的結(jié)構(gòu)方案分析

根據(jù)土壤蒸汽消毒機總蒸汽量需求為100～150 kg/h，假設(shè)蒸汽量按120 kg/h計算，則最小需要吸收78 kW·h熱量，以脈動燃燒器的換熱效率100%計算，脈動燃燒器的最小總功率為78 kW。根據(jù)工業(yè)蒸汽鍋爐的熱效率65%，則脈動燃燒器最小總功率為120 kW。按目前成熟應(yīng)用于脈沖煙霧機上的單個脈沖發(fā)動機即脈動燃燒器功率為13.9～16.7 kW，則至少需布置8組脈動燃燒器才能滿總蒸汽量要求，這樣必然會造成蒸汽發(fā)生裝置體積過大、結(jié)構(gòu)不緊湊等問題，且會降低系統(tǒng)可靠性。

本課題需設(shè)計適用于土壤蒸汽消毒機的新型脈動燃燒器，由于任何脈動燃燒器，只有在其結(jié)構(gòu)參數(shù)所構(gòu)成的聲學(xué)條件與燃油空氣混合形成的可燃混合氣燃燒時所構(gòu)成的加熱條件，產(chǎn)生耦合效應(yīng)，才能形成自激自吸脈動燃燒振蕩工作?；谶^去大量的研究經(jīng)驗，化油器是影響加熱條件的最關(guān)鍵裝置，因此本課題不另設(shè)計新型化油器，將應(yīng)用于脈沖煙霧機的成熟化油器直接應(yīng)用于本課題所研究的新型脈動燃燒器上，并根據(jù)功率大小匹配多個化油器并聯(lián)的方法實現(xiàn)。

如果按總功率120 kW設(shè)計單個脈動燃燒器，必然使總體積非常龐大，即具有相當大的燃燒室和相當長的噴管才可行，顯然這與擬研制體積小適用于設(shè)施園藝的土壤蒸汽消毒機不相符合。本課題將單個脈動燃燒器功率設(shè)定為30 kW，采用4個脈動燃燒器并聯(lián)工作的方法，滿足土壤蒸汽消毒機總蒸汽量需求；因此，本試驗只需研究單個脈動燃燒器具有最佳的傳熱特性，即可優(yōu)化設(shè)計整個蒸汽發(fā)生裝置。

1.2 脈動燃燒器結(jié)構(gòu)尺寸確定

脈動燃燒器主要由燃燒室與尾管組成，燃燒室大小決定脈動燃燒器功率，根據(jù)功率要求可確定一定值的燃燒室體積；因此影響傳熱特性的關(guān)鍵部位為尾管，同時脈動燃燒器均需連接去耦室，以達到降低噪聲的目的。

1)燃燒室體積。單個脈動燃燒器功率為30 kW，根據(jù)設(shè)計經(jīng)驗，假設(shè)燃燒室容積熱強度為23 000 kW/m3，則燃燒室容積應(yīng)滿足下式：

式中：qr為燃燒室容積熱強度，kW/m3；Pr為脈動燃燒器功率，kW；Vr為燃燒室容積，m3；計算得Vr=1.364×10-3m3。

燃燒室長徑比一般可取2∶1，即Lr=2Dr，計算得燃燒室內(nèi)徑Dr=9.399×10-5m。

對燃燒室內(nèi)徑、長度進行圓整，取Dr=95 mm、Lr=190 mm。

2)尾管。通過初步試驗研究，匹配以上計算確定的燃燒室體積的單尾管直徑D38 mm為宜，且因噴管長度低于600 mm無法啟動，因此確定本試驗的尾管長度為800 mm。眾所周知，傳熱效率及傳熱功率與傳熱表面積存在較強的相關(guān)性。本試驗基于尾管總流通面積相同的條件下，設(shè)置單管、雙管和三管(圖1)作為試驗因素，具體尺寸參數(shù)列于表1中。同時將有無去耦室作為另一試驗因素進行比較研究。

圖1 尾管結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Tailpipe structure diagram

表1 尾管尺寸參數(shù)Table 1 Tailpipe size parameters

1.3 單個脈動燃燒器結(jié)構(gòu)與工作原理

單個脈動燃燒器的結(jié)構(gòu)與組成如圖2所示。由圖2可見，總體結(jié)構(gòu)主要包括燃燒室、尾管、去耦室、化油器、火花塞、打氣筒等部分，基于功率計算確定采用2個化油器(8)，分別位于燃燒室左右兩側(cè)。尾管(5)可通過法蘭(10)與(11)更換形成單管、雙管或三管的脈動燃燒器。

1.油箱 2.高壓發(fā)生器 3.火花塞 4.燃燒室 5.尾管 6.去耦室 7.打氣筒 8.化油器 9.前室 10.尾管上法蘭11.尾管下法蘭。圖2 脈動燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure diagram of pulse combustor

脈動燃燒器啟動時，首先通過高壓發(fā)生器(2)給火花塞(3)通電產(chǎn)生電火花，手動操作打氣筒(7)向化油器(8)內(nèi)部輸送空氣，右側(cè)化油器一側(cè)的前室(9)上有火花塞，則該化油器為啟動化油器，另一側(cè)為從動化油器，氣流經(jīng)過化油器與油箱(1)內(nèi)輸送的汽油混合形成可燃混合氣，流經(jīng)前室(9)被火花塞點火進入燃燒室(4)迅速燃燒，燃燒后的高溫?zé)煔馔ㄟ^尾管(5)及去耦室(6)排向大氣中。

2 傳熱特性試驗裝置與測試系統(tǒng)

2.1 試驗裝置

將圖2所示的脈動燃燒器置于水筒體中，構(gòu)成圖3所示的全浸入式脈動燃燒器傳熱特性試驗裝置。由圖3可見，筒體(8)為組合結(jié)合型式，匹配脈動燃燒器的結(jié)構(gòu)型式，且需將2個化油器置于筒體外，整個筒體處于從上平板封頭(4)至下平板封頭(9)之間，在上下封頭之間還有兩處法蘭連接處，便于拆卸安裝不同尾管及去耦室。

脈動燃燒器(6)完全浸沒在筒體(8)內(nèi)的水中，冷水通過自動進水系統(tǒng)(14)從底部進水口(10)泵入，通過浮球液位計(5)設(shè)定水位，并且維持水位不變，且可從外部通過水位計(7)觀察水位。脈動燃燒器燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔馔ㄟ^尾管和去耦室排出，熱量通過燃燒室、尾管以及去耦室管壁傳遞給冷水，當冷水被加熱至沸騰時產(chǎn)生蒸汽，蒸汽通過蒸汽導(dǎo)管(2)輸出；當筒體內(nèi)部壓力超過設(shè)計壓力時，多余蒸汽通過安全閥(1)排出，以保證試驗裝置的安全，蒸汽溫度與內(nèi)部壓力通過顯示屏(3)顯示，包括溫度計和壓力表。蒸汽發(fā)生裝置安裝在支架(12)上面，試驗結(jié)束后通過排水口(11)排放筒體(8)內(nèi)部剩余的水。水溫、煙氣溫度、油耗、蒸汽量等均通過測試系統(tǒng)(13)測量。

1.安全閥；2.蒸汽導(dǎo)管；3.顯示屏；4.上平板封頭；5.浮球式液位計；6.脈動燃燒器；7.水位計；8.筒體；9.下平板封頭；10.進水口；11.排水口；12.支架；13.測試系統(tǒng)；14.自動進水系統(tǒng)。圖3 傳熱特性試驗裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic diagram of the structure of the heat transfer characteristic test device

2.2 測試系統(tǒng)

為了研究不同油門開度、尾管數(shù)量以及有無去耦室與脈動燃燒器油耗、傳熱系數(shù)、蒸汽量以及熱效率之間的關(guān)系，需要進行油耗、水溫、煙氣溫度、蒸汽量以及燃燒室壓力測試，具體測試系統(tǒng)的裝置組成及測試方法如下。

1)油耗測試系統(tǒng)：油耗采用50 mL滴定管、2位3通閥和秒表測定。測量方法為：在脈動燃燒器穩(wěn)定運行的某一時刻同時按下秒表和2位3通閥換向開關(guān)，使得脈動燃燒器由油箱供油快速轉(zhuǎn)為滴定管供油，30 s后切換回油箱供油，并記錄消耗油量。

2)油門開度設(shè)定：測試中，油門開度調(diào)節(jié)是由化油器的針頭與油孔組合確定(如圖4)，通過手動旋轉(zhuǎn)油門開度調(diào)節(jié)盤，使油針上螺紋桿沿化油器上下移動，從而調(diào)節(jié)針頭與油孔之間的通過間隙，即調(diào)節(jié)出油量。油門開度調(diào)節(jié)盤旋轉(zhuǎn)角度可調(diào)范圍為(0°～540°)，兩個化油器油門開度組合一起，分別設(shè)定為180°&270°(前者180°為右側(cè)化油器開度，后者270°為左側(cè)化油器開度)、270°&270°、270°&360°、360°&360°、360°&450°、450°&450°、450°&540°、540°&540°，其中180°&270°為最小啟動油門，自制化油器開度指示盤如圖5所示。

圖4 油門開度調(diào)節(jié)原理圖Fig.4 Throttle opening adjusting picture

圖5 化油器開度指示盤Fig.5 Carburetor opening indicator plate

3)水溫測試系統(tǒng)：水溫采用TM902C型測溫儀測量，測溫探頭為四氟材料包裹的線型探頭，可沒入水中，測量溫度為-199.9～199.9 ℃，精度0.1 ℃。水溫測點為圖6所示的水中6個測點，將6組測溫儀的線型探頭穿過不銹鋼細管至測點處，其中測點1為處于最高處燃燒室頂部以上部位，此處開有出水口，即反映出水溫度，測點2可反映燃燒室處水溫，測點3、4可反映尾管處水溫，測點5可反映去耦室處水溫，測點6所則可反映初始水溫。測試過程中冷水持續(xù)從底部泵入，從上端出水口流出，形成逆流換熱。

4)煙氣溫度測試系統(tǒng)：煙氣溫度是指脈動燃燒器內(nèi)部及其出口處煙氣的溫度，通過測量進出口煙氣溫度，可得到對應(yīng)溫度下的煙氣焓值，進而計算出脈動燃燒器的熱量。煙氣溫度測點3個，對應(yīng)圖6中測點7，8，9，均采用K型熱電偶測溫探頭測試，包括1.5 m長探頭1個，測量范圍為0～1 300 ℃，0.5 m長探頭2個，測量范圍為0～900 ℃，精度均為0.1 ℃。其中，測點7為燃燒室內(nèi)中心位置處，通過焊接1個從燃燒室延伸至筒體外的不銹鋼管，以方便熱電偶插入測量燃燒室內(nèi)溫度。測點8與9為尾管末端點與排煙氣口，分別將熱電耦探頭由煙氣出口伸入至對應(yīng)測點位置進行測量。

圖6 水溫、煙氣溫度測點位置Fig.6 Test positions of waterand smoke temperatures

5)蒸汽量測試系統(tǒng)：蒸汽量測量所用儀器為電子計重稱、50 L容積的塑料水桶，電子計稱量質(zhì)量精度0.001 kg，量程100 kg。具體測試方法為：筒體內(nèi)部水位通過自動補水系統(tǒng)始終保持在設(shè)定水位，在蒸汽發(fā)生裝置產(chǎn)生大量蒸汽后，關(guān)閉自動補水系統(tǒng)，經(jīng)過10 min后再關(guān)閉蒸汽發(fā)生裝置，此時打開自動補水系統(tǒng)，水泵從50 L塑料水桶向筒體補水，待水位到達設(shè)定水位，則補水結(jié)束，此時測量水桶的質(zhì)量差即可得到10 min內(nèi)蒸汽發(fā)生裝置產(chǎn)生的蒸汽量，并由此計算出蒸汽發(fā)生裝置每小時產(chǎn)生的蒸汽量。

6)燃燒室壓力測試系統(tǒng)：脈動燃燒器的燃燒室壓力采用PCM300擴散硅耐高溫壓力變送器(南京沃天科技有限公司)測量，量程為-100～100 kPa，響應(yīng)時間≤1 ms，使用介質(zhì)溫度0～200 ℃。因燃燒室內(nèi)燃燒時溫度高達1 000 ℃以上，壓力傳感器無法直接測量，因此采用半無限管方式，即采用一定長度的金屬管焊接至燃燒室上，金屬管另一端連接壓力傳感器。這樣既可避免高溫?zé)煔鈱鞲衅鞯膿p壞，又可準確傳遞燃燒室壓力，同時還可避免諧振效應(yīng)的出現(xiàn)。

3 結(jié)果與分析

3.1 油 耗

2個化油器不同油門開度組合及不同尾管數(shù)量構(gòu)成的脈動燃燒器對應(yīng)的油耗變化關(guān)系見圖7。各脈動燃燒器無論在哪種條件下，油耗均隨油門開度增大而增加，在180°&270°至450°&450°區(qū)間增幅較大，在450°&450°至540°&540°區(qū)間增幅平緩。單管油耗明顯大于雙管與三管，且與雙管之間呈現(xiàn)相似的曲線變化趨勢關(guān)系，即各油門開度下的油耗差值基本一致，平均相差0.06 kg/h。三管油耗在低油門開度時較明顯低于雙管油耗，但在油門開度高于360°&450°時，油耗基本接近三管，至最大油門開度時完全一致。連接去耦室后，油耗曲線與無去耦室曲線變化趨勢基本一致，只不過油耗量略低一點，平均油耗減少0.016 kg/h。但通過測量筒體外噪聲，增加去耦室后，噪聲降低了20～30 dB，說明去耦室可有效降低脈動燃燒器噪聲，同時還可減少一定量的油耗。

圖7 不同油門開度和不同尾管數(shù)量的油耗Fig.7 Fuel consumption with different throttle openings and different number of tail pipes

油門開度過低，脈動燃燒器總熱值或總熱功率過低，研究與傳熱相關(guān)的各項參數(shù)意義不大。因此以下試驗只設(shè)定處于較高油門開度且又存在一定油耗差值的360°&360°、450°&450°、540°&540°這3種油門開度進行各試驗因素研究。

3.2 脈動燃燒器傳熱系數(shù)

3.2.1 無去耦室

1)脈動流：在脈動燃燒器正常工作情況下，由測試得到的水溫、煙氣溫度、燃燒室壓力等參數(shù)，經(jīng)過一系列的計算可得到對應(yīng)不同油門開度、尾管數(shù)量的脈動燃燒器的總傳熱系數(shù)、水側(cè)傳熱系數(shù)、煙氣側(cè)傳熱系數(shù)、煙氣側(cè)穩(wěn)態(tài)傳熱系數(shù)[18]，如圖8所示。

圖8 傳熱系數(shù)Fig.8 Heat transfer coefficient diagram

總傳熱系數(shù)通過試驗測得的燃燒室進出口煙氣溫度、理論進出口煙氣焓值、油耗、燃燒室進出口水溫、傳熱面積等經(jīng)公式計算得出，是表示換熱設(shè)備性能的重要參數(shù)，其物理意義為通過單位傳熱面積所傳遞的熱量。水側(cè)傳熱系數(shù)通過各測點水溫、燃燒器尺寸參數(shù)、水密度、動力黏度、體積膨脹系數(shù)等各項參數(shù)計算，可表示脈動燃燒器與水介質(zhì)接觸一側(cè)的壁面向水介質(zhì)傳遞熱量的能力，傳熱系數(shù)越大，傳熱能力越強，水流的溫升速率越快。煙氣側(cè)傳熱系數(shù)通過圓柱體熱阻定律計算，表示脈動燃燒器與煙氣接觸一側(cè)的壁面在脈動流作用下的傳熱能力。煙氣側(cè)穩(wěn)態(tài)傳熱系數(shù)為假設(shè)煙氣流為穩(wěn)態(tài)流動而不是脈動流動的情況下，輻射傳熱系數(shù)與對流傳熱系數(shù)之和。常規(guī)鍋爐的傳熱均為穩(wěn)態(tài)傳熱，在相同工況下將脈動流的平均流速作為穩(wěn)態(tài)流速，比較穩(wěn)態(tài)傳熱系數(shù)和脈動傳熱系數(shù)。

由圖8a可見，無論尾管數(shù)量為單管、雙管或三管不同情況下，均呈現(xiàn)油門開度處于中間開度450°&450° 的總傳熱系數(shù)達到最大，且呈現(xiàn)出三管>雙管>單管的現(xiàn)象，分別為73.37，76.49，79.30 W/(m2·K)。當油門處于最大開度540°&540°時，總傳熱系數(shù)反而減小，單管的總傳熱系數(shù)下降趨勢最為明顯，減小了8.7%，而雙管、三管的總傳熱系數(shù)分別減小了3.0%和5.5%。隨尾管數(shù)量的增加，相對于單管、雙管和三管傳熱面積分別增加了21.9% 和38.1%，而總傳熱系數(shù)平均增加了6.4%和9.2%，說明傳熱面積對傳熱系數(shù)有明顯影響。

由圖8b可知，無論尾管數(shù)量為單管、雙管或三管不同情況下，同樣在油門開度450°&450°時水側(cè)傳熱系數(shù)達到最大值，隨油門開度的變化趨勢與總傳熱系數(shù)并不完全一致，呈現(xiàn)三管>單管>雙管現(xiàn)象，分別為330.36，330.04和330.57 W/(m2·K)，但水側(cè)傳熱系數(shù)差值非常小，幾乎可忽略這三者之間的差值。當油門開度處于最大開度540°&540°時，水側(cè)傳熱系數(shù)與總傳熱系數(shù)出現(xiàn)對應(yīng)的明顯下降趨勢現(xiàn)象，而處于最小油門開度360°&360°時，其值介于這其余兩個開度之間；因此，尾管數(shù)量與油門開度對水側(cè)傳熱系數(shù)影響均較小。

圖8c上部3條曲線為煙氣側(cè)傳熱系數(shù)隨油門開度的變化趨勢關(guān)系，與總傳熱系數(shù)變化關(guān)系非常相似，在油門開度處于中間開度450°&450°達到最大值，分別為98.48，104 和109 W/(m2·K)，而處于最大油門開度540°&540°時分別減小了10.9%，3.8%和7.0%。隨著尾管數(shù)量的增加，三管的煙氣側(cè)傳熱系數(shù)為單管的1.10～1.15倍。

2)穩(wěn)態(tài)流：將脈動燃燒器的脈動燃燒假設(shè)為穩(wěn)態(tài)燃燒，計算所得的穩(wěn)態(tài)流煙氣傳熱系數(shù)為圖8c中下部的3條曲線，穩(wěn)態(tài)傳熱主要依靠輻射換熱與對流換熱進行熱量傳遞，雖然同樣呈現(xiàn)與脈動流相似的現(xiàn)象，即傳熱系數(shù)為三管>雙管>單管的現(xiàn)象，但穩(wěn)態(tài)流煙氣傳熱系數(shù)均非常低，且受油門開度與尾管數(shù)量的影響變化較小，最大傳熱系數(shù)僅為19.94 W/(m2·K)。在油門開度和尾管數(shù)量相同情況下，煙氣在脈動流作用下傳熱系數(shù)為穩(wěn)態(tài)傳熱系數(shù)的5.12～5.66倍，說明脈動流可有效減小煙氣近壁層邊界層厚度，增強煙氣的換熱能力，并可很好地匹配脈動燃燒器運行穩(wěn)定性和增強傳熱性能二者之間的關(guān)系，具有穩(wěn)態(tài)傳熱無可比擬的巨大優(yōu)勢。

3.2.2 有去耦室

高溫高速煙氣由尾管排入去耦室時，煙氣所處空間急劇擴大，煙氣的脈動作用迅速衰減，隨著煙氣的繼續(xù)流動，脈動流煙氣進一步轉(zhuǎn)變?yōu)榉€(wěn)態(tài)流煙氣，這也是去耦室能夠降低排氣噪聲的主要原因之一。因此本研究將去耦室內(nèi)部的煙氣流動看作穩(wěn)態(tài)流動，采用穩(wěn)態(tài)流傳熱的計算方法計算去耦室煙氣側(cè)傳熱系數(shù)，計算結(jié)果如圖9所示。

圖9 去耦室煙氣側(cè)傳熱系數(shù)Fig.9 Heat transfer coefficient of decoupling chamber in smoke side

由圖9可知，不同油門開度及尾管數(shù)量下，去耦室的傳熱系數(shù)均相近，且集中分布在5.13～6.53 W/(m2·K)區(qū)間，因流入去耦室的煙氣溫度已非常低，因此對應(yīng)的換熱性能較弱，但去耦室不僅能進一步利用煙氣熱能，關(guān)鍵還能有效降低排氣噪聲，因此必不可少需增加去耦室。

3.3 蒸汽量

蒸汽量是反映脈動燃燒蒸汽發(fā)生裝置的終極性能指標。在不同油門開度、尾管數(shù)量的脈動燃燒器有無去耦室時的蒸汽量見表2。無論尾管數(shù)量為單管、雙管或三管情況下，蒸汽量隨油門開度的增加均明顯增大，且呈現(xiàn)三管>雙管>單管，說明增加尾管數(shù)量，即增加傳熱面積可有效提高蒸汽量，最大蒸汽量為18.23 kg/h(三管，540°&540°)，分別比單、雙管提高了24.30%和10.81%。

表2 試驗裝置蒸汽量Table 2 Quantity of steam of facility

無去耦室時，隨著油門開度、尾管數(shù)量的增加，相對于油門開度360°&360°，蒸汽量增幅差值基本一致。油門開度360°&360°至中間油門開度的蒸汽量平均增幅為3.06 kg/h，中間油門開度至最大油門開度的蒸汽量平均增幅為1.55 kg/h。其中3種油門開度所對應(yīng)的平均油耗依次為1.98，2.09和2.13 kg/h，油耗增幅分別為0.11和0.04 kg/h。說明隨油門開度的增加，雖然蒸汽量的增幅減小，但是蒸汽量的增幅與油耗增幅一致，蒸汽量與油耗呈正比關(guān)系，即與油門開度、總傳熱系數(shù)變化趨勢一致。連接去耦室后，不同條件下蒸汽量變化趨勢一致，但蒸汽量整體增大了0.04～0.13 kg/h，說明去耦室使脈動燃燒器整體換熱能力進一步增強，排煙溫度進一步降低。

3.4 熱效率

熱效率是衡量蒸汽發(fā)生裝置性能和運行經(jīng)濟性的重要指標之一，表示每小時輸入系統(tǒng)的燃料全部完全燃燒時，用來產(chǎn)生蒸汽和加熱水的熱量占總熱量的百分率，熱效率越高表示損失的熱量越少，經(jīng)濟性越好。對于鍋爐容量小于0.5 t的工業(yè)鍋爐，燃煤熱效率為55%～79%，燃油熱效率為80%～85%，燃氣熱效率為82%～87%[19]。本課題設(shè)計的試驗裝置熱效率如表3所示。

表3 試驗裝置熱效率Table 3 Thermal efficiency of facility

無去耦室時，隨尾管數(shù)量的增加，不同油門開度下，熱效率均呈現(xiàn)三管>雙管>單管，相對于單管，雙管熱效率增加了3.16%～4.22%，三管熱效率增加了7.90%～9.49%，在油門開度處于中間油門開度450°&450°，三管熱效率高達83.60%，高于燃油鍋爐熱效率。連接去耦室后，試驗裝置熱效率增加了3.40%～3.97%，熱效率變化趨勢與無去耦室時一致。在中間油門開度450°&450°，三管的熱效率高達87.57%，為單管的1.13倍、雙管的1.08倍，且此時熱效率高于燃氣鍋爐熱效率。

與試驗測試結(jié)果比較，測試點只反映了局部，無法全面有效地反映整體現(xiàn)象。經(jīng)綜合分析，三管具有較大的傳熱面積、最低的油耗穩(wěn)定的運行特性、緊湊的結(jié)構(gòu)形式，同時三管不僅傳熱系數(shù)顯著高于其余形式尾管，還可顯著強化脈動燃燒器的換熱性能，提高蒸汽發(fā)生裝置的蒸汽量、整體熱效率，顯示出了巨大的優(yōu)勢。因此脈動燃燒器的最佳組合形式為：油門開度為450°&450°，尾管數(shù)量為三管，設(shè)置去耦室。

4 結(jié) 論

通過研究不同油門開度、尾管數(shù)量以及有無去耦室對脈動燃燒器油耗、傳熱系數(shù)、蒸汽量以及熱效率的影響結(jié)果，可獲得以下結(jié)論：

1)三管具有較大的傳熱面積，相對于單管、雙管具有最低的油耗，且增大傳熱面積可明顯強化脈動燃燒器的傳熱性能、提高蒸汽發(fā)生裝置的整體熱效率，其中三管的煙氣側(cè)傳熱系數(shù)為單管的1.10～1.15倍，相同工況下煙氣側(cè)脈動流傳熱系數(shù)達到穩(wěn)態(tài)流的5.12～5.66倍，三管蒸汽量為單管的1.32～1.67倍、熱效率為單管的1.11～1.13倍，且當油門開度處于中間油門開度450°&450°脈動燃燒器各項參數(shù)達到最優(yōu)值；

2)盡管去耦室換熱性能較弱，但去耦室不僅能降低排煙溫度，提高系統(tǒng)熱效率，還能有效降低排氣噪聲、降低油耗量，因此有必要增加去耦室；

3)本課題研究的基于土壤蒸汽消毒的全浸入式脈動燃燒器的最佳組合形式為：油門開度為450°&450°、三管和設(shè)置去耦室，為下一步土壤蒸汽消毒機設(shè)計奠定了理論基礎(chǔ)。