旋流對沖正庚烷液池著火溫度影響機理研究

陸祖安，楊金玲，鄒?春，李文宇，賈匯橋，夏文祥，史海洋

旋流對沖正庚烷液池著火溫度影響機理研究

陸祖安1，楊金玲2，鄒?春2，李文宇2，賈匯橋2，夏文祥2，史海洋2

(1. 廣東美的廚衛(wèi)電器制造有限公司，佛山 528000；2. 華中科技大學(xué)煤燃燒國家重點實驗室，武漢 430074)

采用數(shù)值模擬方法對正庚烷液池在不同入射速度和不同轉(zhuǎn)速下的著火溫度進(jìn)行了數(shù)值模擬．結(jié)果表明：在一定的入射速度下，正庚烷著火溫度隨轉(zhuǎn)速的增加而單調(diào)下降．根據(jù)擴(kuò)散和化學(xué)反應(yīng)的影響，正庚烷液池在旋轉(zhuǎn)對沖中的著火機理可分為3種類型：第1類型中，擴(kuò)散對著火溫度的影響占主導(dǎo)地位；在第2種類型中，一個重要特征是形成了回流區(qū)，此時擴(kuò)散和化學(xué)反應(yīng)共同主導(dǎo)著火溫度．第3種類型中，化學(xué)反應(yīng)在著火過程中起主導(dǎo)作用．

稀薄燃燒；旋流；正庚烷；著火特性；回流區(qū)

稀薄燃燒(lean combustion)是應(yīng)用非常廣泛的高效低污染燃燒方式，幾乎應(yīng)用于所有燃燒技術(shù)領(lǐng)域，包括燃?xì)廨啓C、鍋爐、熔爐和內(nèi)燃機[1]．由于燃料稀釋，導(dǎo)致火焰溫度較低從而減少了熱力型NO的形成．此外，對于碳?xì)浠衔锶紵?，通常采用過量的空氣形成燃料的稀薄，這使得燃料能完全燃燒，大幅降低了碳煙和CO的排放．然而，燃料的被稀釋會導(dǎo)致其著火困難，引起燃燒的不穩(wěn)定性．旋流是一種有效的穩(wěn)燃方式，幾乎所有的燃?xì)廨啓C燃燒室都采用了旋流器來穩(wěn)定燃燒．因而，在稀薄燃燒中加入旋流可以提高貧燃火焰的穩(wěn)定性．正庚烷是一種具有代表性的正構(gòu)烷烴，也是研究柴油著火的替代燃料，因此研究旋流對于正庚烷的著火特性，對于柴油機的高效低排放研究有著非常重要的理論意義．

Smooke和Giovangigli[2]采用數(shù)值模擬的方法研究了沒有預(yù)熱的極稀薄條件下的甲烷-空氣剛性反向旋轉(zhuǎn)對沖雙預(yù)混火焰的穩(wěn)定性，通過旋流可以在當(dāng)量比約0.40實現(xiàn)穩(wěn)定燃燒．這個結(jié)果極大地突破了常溫常壓下約為0.50的公認(rèn)可燃性貧燃極限[3-5]．

Nishioka等采用數(shù)值模擬方法研究甲烷-空氣[6]、氫氣-空氣[7]的旋轉(zhuǎn)對沖雙預(yù)混(rotating counterflow twin premixed flame)火焰中旋流對穩(wěn)燃的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)當(dāng)量比小于0.45時，在回流區(qū)形成一個反應(yīng)區(qū)，此時火焰的局部燃燒速度為負(fù)，說明火焰是朝著已燃?xì)怏w方向傳播．由于燃燒氣體能夠持續(xù)提供熱量，因而即使在很高的拉伸率下火焰也不易熄滅．這種機制導(dǎo)致旋轉(zhuǎn)的雙預(yù)混火焰可以通過回流區(qū)產(chǎn)出的高溫?zé)煔鈦砭S持自身燃燒的穩(wěn)定．

Mejia等[8]研究了旋轉(zhuǎn)圓筒上的稀薄層流預(yù)混甲烷-空氣火焰的穩(wěn)定性，實驗和模擬結(jié)果均表明，旋流對穩(wěn)定模式(圓柱兩側(cè)對稱火焰根部)有較大影響．隨著轉(zhuǎn)速的增加，氣缸上、下兩側(cè)的火焰根部位置有所改變．在小于臨界轉(zhuǎn)速時，在下游火焰的根部幾乎被熄滅，模擬結(jié)果顯示這種熄滅是由熱損失控制的，燃燒器的旋轉(zhuǎn)將低焓的燃燒產(chǎn)物從上游帶到下游，導(dǎo)致下游火焰熄滅；在到達(dá)臨界轉(zhuǎn)速后，兩個火焰根合并，火焰穩(wěn)定在氣缸上游．

Elbaz等[9]對逆旋流甲烷擴(kuò)散火焰的火焰穩(wěn)定性和結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)最穩(wěn)定的火焰可在臨界旋流強度(cr)下實現(xiàn)．在旋流強度小于cr時，火焰呈射流上升狀，在旋流強度大于cr時，火焰呈現(xiàn)被壓縮狀態(tài)．研究結(jié)果表明火焰在臨界旋流強度cr穩(wěn)定燃燒是由于圓錐火焰區(qū)和火焰根部這兩個火焰區(qū)相互作用的結(jié)果．火焰根部需要來自內(nèi)部回流區(qū)氣體的熱量．另一方面，火焰根部又向錐形火焰區(qū)提供熱量和自由基．這些相互作用擴(kuò)展了原來的旋流逆射流擴(kuò)散火焰的穩(wěn)定貧燃極限．

Liu等[10]通過實驗和模擬研究了0.061MPa、0.1MPa、0.3MPa壓力下，高溫空氣對沖正庚烷液池的正庚烷著火溫度．模擬使用OPPDIF進(jìn)行模擬計算，研究發(fā)現(xiàn)在著火過程中H2/CO化學(xué)反應(yīng)和涉及C2～C3自由基的反應(yīng)對正庚烷點火有重要影響．顯然，目前沒有文獻(xiàn)研究旋流對正庚烷稀薄燃燒的著火溫度的影響機理．

因此，本文擬采用數(shù)值模擬的方法探究旋流對于稀薄正庚烷著火溫度的影響機理．

1?研究方法及模型

1.1?模型介紹

1.1.1?模型及控制方程

圖1?旋轉(zhuǎn)正庚烷液池模型

在計算中采用的假設(shè)如下[6]：流動和火焰是穩(wěn)定的、層流的、軸對稱的、反射對稱的；體積力忽略不計；體積黏度可以忽略不計；在能量方程中，壓力所做的功、黏性耗散、杜福爾效應(yīng)和輻射熱損失都可以忽略不計；氣體混合物視為理想氣體；采用低馬赫數(shù)近似；也就是說，整個流場的熱力學(xué)壓力保持不變．

流體動壓力為

能量和物質(zhì)的守恒方程為

1.1.2?邊界條件的確定

在氧化劑側(cè)(w)和燃料側(cè)(F)的邊界條件是邊界條件如下[11]：

＝0時

＝L時

1.1.3?計算方法

模擬中燃料為正庚烷，氧化劑側(cè)為空氣(體積分?jǐn)?shù)分別為79%的N2和21%的O2)，正庚烷液池未燃燒溫度設(shè)定為380K．兩個入射面之間的距離為0.7cm，模擬中采用的機理是有130種物質(zhì)的高溫正庚烷氧化機理[12]．計算方法流程如圖2所示．

1.2?模型驗證

1.2.1?計算方法

使用本文的模型計算文獻(xiàn)[6]中旋轉(zhuǎn)速度分別為50r/s、100r/s、150r/s時的CH4旋轉(zhuǎn)對沖雙預(yù)混的速度分布情況，得到的結(jié)果如圖3所示．

圖3(a)為本文的計算結(jié)果，圖3(b)為文獻(xiàn)中給出的結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)，兩者可以很好地匹配，說明本文模型可以用來計算引入了旋流的工況．

圖2?計算方法流程

1.2.2?正庚烷計算驗證

使用本文的模型，將旋轉(zhuǎn)速度設(shè)為0，計算了文獻(xiàn)[10]中的正庚烷液池著火溫度，得到的結(jié)果見圖4.

圖4(a)為使用本文中模型的計算方法，圖4(b)為文獻(xiàn)中的結(jié)果，二者能夠很好地匹配，說明本文中的模型可以用于正庚烷的模擬計算．

圖3?旋轉(zhuǎn)驗證

圖4?正庚烷著火溫度驗證

2?結(jié)果與討論

本文對表1中的計算工況進(jìn)行了模擬計算，獲得了相應(yīng)的燃燒溫度，結(jié)果顯示在圖5中．在圖5中，相同入射速度下，加入旋流使得著火溫度明顯降低．但是，入射速度為75cm/s、轉(zhuǎn)速為100r/s的工況就已經(jīng)不能著火．

表1?計算工況

Tab.1?Calculation condition

圖5?不同轉(zhuǎn)速的著火溫度

圖6顯示的是3個入射速度下，不同旋轉(zhuǎn)速度條件下的軸向速度分布．在圖6中，軸向速度分布曲線呈現(xiàn)3種形態(tài)，分別是凸型、近似線性以及凹型．軸向速度呈近似線性分布對應(yīng)的旋轉(zhuǎn)速度被定義為臨界轉(zhuǎn)速cr(紅色線)．當(dāng)轉(zhuǎn)速小于cr時，軸向速度分布曲線呈凸型分布，在這個階段，轉(zhuǎn)速越大，凸起程度越小，本文定義此模式為第1種著火模式；當(dāng)轉(zhuǎn)速大于cr時，軸向速度分布曲線呈凹狀，并且轉(zhuǎn)速越大，曲線的凹陷程度越大，本文定義此模式為第2種著火模式．

2.1?第1種著火模式下著火溫度的主要影響因素

圖7顯示的是轉(zhuǎn)速小于臨界轉(zhuǎn)速情形下，著火溫度分別為1245K、1252K和1266K時3個不同入射速度-旋轉(zhuǎn)速度組合的軸向速度分布(圖例兩個數(shù)字分別代表入射速度(cm/s)和旋轉(zhuǎn)速度(r/s))．從圖7可以看出，當(dāng)著火溫度相同時，3種不同的入射速度-旋轉(zhuǎn)速度組合的軸向速度的分布曲線都會在著火核心區(qū)附近發(fā)生重合．而拉伸率的定義就是在這個位置，也即旋轉(zhuǎn)速度小于臨界旋轉(zhuǎn)速度時，正庚烷的著火溫度由拉伸率確定．經(jīng)過計算3個著火溫度隨對應(yīng)的拉伸率分別是415s-1、514s-1和610s-1．因此，在第1著火模式下，相同的入射速度，隨著旋轉(zhuǎn)速度的增加，其拉伸率降低，導(dǎo)致著火溫度的降低．

圖8顯示的是著火溫度為1245K時3個不同入射速度-旋轉(zhuǎn)速度條件下的溫度分布．這3組不同的組合下，溫度分布幾乎完全相同．

2.2?第2種著火模式下著火溫度的主要影響因素

在第2種著火模式下，分別計算了著火溫度為1162K和1196K的3種入射速度(cm/s)-旋轉(zhuǎn)速度(r/s)組合的軸向速度．從圖9中可以看到，與第1種模式不同，在第2種模式中速度曲線不會出現(xiàn)重合的部分．這表明3種組合的拉伸率也是不同的，對于著火溫度1162K，3種組合的拉伸率分別是260s-1、310s-1和325s-1；而對于著火溫度為1196K，3種組合的拉伸率分別時264s-1、394s-1和420s-1．顯然，拉伸率在第2種著火模式下并不能唯一決定著火溫度.

圖8?第1種模式下不同轉(zhuǎn)速、著火溫度相同時溫度分布

從圖9的軸向分布可以看到，在靠近燃料側(cè)區(qū)域軸向速度出現(xiàn)了負(fù)值．對圖9(b)的局部進(jìn)行放大，見圖9(c)．可以明顯地觀察到，在著火核心后出現(xiàn)了內(nèi)部回流區(qū)，并且內(nèi)部回流區(qū)出現(xiàn)的位置也會隨著拉伸率的增加而遠(yuǎn)離燃料側(cè)．根據(jù)文獻(xiàn)[1]，存在內(nèi)部回流區(qū)會對著火溫度有重要影響．

為了探究內(nèi)部回流區(qū)對著火的作用，本文分別進(jìn)行了入射速度125cm/s，旋轉(zhuǎn)速度分別40r/s、80r/s、100r/s的著火溫度的敏感性分析，見圖10．

圖10　　入射速度125cm/s時不同轉(zhuǎn)速下的溫度敏感性系數(shù)

根據(jù)圖6(b)，圖10中轉(zhuǎn)速為40r/s的工況下沒有內(nèi)部回流區(qū)產(chǎn)生，而轉(zhuǎn)速為80r/s、100r/s的工況下形成了內(nèi)部回流區(qū)，但內(nèi)部回流區(qū)的位置不同，轉(zhuǎn)速80r/s時回流區(qū)更靠近燃料側(cè)，轉(zhuǎn)速100r/s時回流區(qū)離燃料側(cè)相對更遠(yuǎn)．在敏感性中，當(dāng)轉(zhuǎn)速從40r/s增大到80r/s后，在促進(jìn)著火的反應(yīng)中C2H4+OH＝C2H3+H2O(R254)、aC3H5+HO2＝OH+C2H3+CH2O (R334)、CH3+HO2＝CH3O+OH(R96)的敏感性上升.當(dāng)轉(zhuǎn)速進(jìn)一步增大到100r/s后，促進(jìn)著火的CH3+ HO2＝CH3O+OH(R96)反應(yīng)的敏感性急劇升高至第一位．這表明隨著旋轉(zhuǎn)速度增加，HO2基團(tuán)對著火的促進(jìn)顯著增強．結(jié)合物質(zhì)分布圖11(O2，N2，NC7H16幾種物質(zhì)對應(yīng)右側(cè)坐標(biāo))，可以看到隨著旋轉(zhuǎn)速度增大，回流區(qū)形成并且也向著遠(yuǎn)離燃料側(cè)方向移動，這導(dǎo)致著火核心逐漸遠(yuǎn)離燃料側(cè)．而且，在轉(zhuǎn)速為80r/s時回流區(qū)內(nèi)的HO2濃度明顯低于轉(zhuǎn)速為100r/s的回流區(qū)內(nèi)的HO2濃度，從而導(dǎo)致在100r/s的回流區(qū)能夠提供更多的HO2參與的(R96)和(R334)反應(yīng)，進(jìn)而促進(jìn)了著火．

圖11?入射速度125cm/s時不同轉(zhuǎn)速下物質(zhì)的摩爾分?jǐn)?shù)

3?結(jié)?論

(1)第1種著火模式：轉(zhuǎn)速小于臨界轉(zhuǎn)速時，著火的軸向速度分布呈凸?fàn)?，并且轉(zhuǎn)速增加，凸起減?。四Ｊ较抡榈闹饻囟扔衫炻蕸Q定．

(2)第2種著火模式：轉(zhuǎn)速大于臨界轉(zhuǎn)速時，著火的軸向速度分布呈凹狀，并且轉(zhuǎn)速增加凹陷程度增加．在這個模式中，在著火核心后形成了內(nèi)部回流區(qū)，隨著旋轉(zhuǎn)速度增大，回流區(qū)形成向著遠(yuǎn)離燃料側(cè)方向移動，導(dǎo)致著火核心逐漸遠(yuǎn)離燃料側(cè)，使得回流區(qū)內(nèi)的HO2濃度更高，對著火促進(jìn)作用更大．在這個模式下，正庚烷著火溫度的影響主要是由拉伸率和內(nèi)部回流區(qū)共同決定．

［1］ Akane Uemichi，Kento Kouzaki，Kazunori Warabi，et al. Formation of ultra-lean comet-like flame in swirling hydrogen-air flow[J].，2018，196：314-324.

［2］ Smooke M D，Giovangigli V. A comparison between experimental measurements and numerical calculations of the structure of premixed rotating counterflow methane-air flames[J].，1992(24)：161-168.

［3］ Coward H F，Jones G W. Limits of Flammability of Gases and Vapors[R]. Washington DC：Bureau of Mines，US Government Printing Office，1952.

［4］ Takahashi A，Urano Y，Tokuhashi K，et al. Effect of vessel size and shape on experimental flammability limits of gases[J].，2003，105(1-3)：27-37.

［5］ Shoshin Y L，de Goey L P H. Experimental study of lean flammability limits of methane/hydrogen/air mixtures in tubes of different diameters[J].，2010(34)：373-380.

［6］ Nishioka Makihito，Shen Zhenyu，Uemichi Akane. Ultra-lean combustion through the backflow of burned gas in rotating counterflow twin premixed flames[J].，2011，158(11)：2188-2198.

［7］ Uemichi Akane，Nishioka Makihito. Numerical study on ultra-lean rotating counterflow twin premixed flame of hydrogen-air[J].，2013，34(1)：1135-1142.

［8］ Mejia D，Bauerheim M，Xavier P，et al. Stabilization of a premixed laminar flame on a rotating cylinder[J].，2016，36(1)：1447-1455.

［9］ Elbaz A M，Roberts W L. Stability and structure of inverse swirl diffusion flames with weak to strong swirl[J].，2020，112：109989.

［10］ Liu Wei，Zhu Delin，Wu Ning，et al. Ignition of n-heptane pool by heated stagnating oxidizing flow[J].，2010，157(2)：259-266.

［11］ Bui-Pham M，Seshadri K. Comparison between experimental measurements and numerical calculations of the structure of heptane-air diffusion flames[J].，1991(79)：293-310.

［12］ Smallbone A J，Liu W，Law C K，et al. Experimental and modeling study of laminar flame speed and non-premixed counterflow ignition of n-heptane[J].，2009(33)：1245-1252.

Ignition Mechanism of N-Heptane Liquid Pool in a Rotating Counter Flow

Lu Zu’an1，Yang Jinling2，Zou Chun2，Li Wenyu2，Jia Huiqiao2，Xia Wenxiang2，Shi Haiyang2

(1. Guangdong Midea Kitchen & Water Heater Appliances Manufacturing Co. Ltd，F(xiàn)oshan 528000，China；2. State Key Laboratory of Coal Combustion，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China)

The ignition temperature of a n-heptane liquid pool in a rotating counterflow configuration is investigated numerically at different injection velocities and various rotational speeds. The results show that，at a fixed injection velocity，the n-heptane ignition temperature decreases monotonically with the increase of rotational speed. The ignition mechanism of the n-heptane liquid pool in a rotating counterflow can be divided into three types according to the effects of diffusion and chemical reactions. In the first type，the effects of diffusion are dominant on the ignition temperature. In the second type，a backflow zone occurs，and diffusion and chemical reactions jointly exert comparable influence on the ignition temperature. In the third type，the effects of chemical reactions dominate the ignition.

lean combustion；swirling flow；n-heptane；ignition characteristic；backflow zone

TK11

A

1006-8740(2023)04-0421-08

10.11715/rskxjs.R202305029

2022-05-19．

國家自然科學(xué)基金資助項目(51776081).

陸祖安(1981—)，男，博士，工程師，zuan.lu@midea.com.

鄒?春，男，博士，教授，zouchun@hust.edu.cn.

(責(zé)任編輯：梁?霞)