氨氣-氫氣富燃湍流旋轉(zhuǎn)火焰的大渦模擬

程 康，王 平，毛晨林，Valera-Medina Agustin，王永倩，楊證淳，劉文鋒，田 飛

(1.江蘇大學(xué)能源研究院，鎮(zhèn)江 212013；2.英國卡迪夫大學(xué)工程學(xué)院，卡迪夫 CF24 3AA，英國；3.江蘇大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，鎮(zhèn)江 212013)

氫氣作為一種理想燃料，在儲(chǔ)存運(yùn)輸上存在著一些困難.另一種利用氫的方式是用化學(xué)方法將氫儲(chǔ)存在氨中，氨是一種良好的氫能載體，其中氫的質(zhì)量百分比為 17.8%[1]，氨更容易液化(在室溫下約0.85 MPa)，更容易儲(chǔ)存運(yùn)輸.然而，目前氨氣還不能直接應(yīng)用于現(xiàn)代燃?xì)廨啓C(jī)或其他燃燒系統(tǒng)中，這主要是因?yàn)榘睂恿骰鹧嫠俣鹊蚚2]，化學(xué)計(jì)量比條件下約為甲烷火焰的五分之一，這使得穩(wěn)定純氨火焰比較困難[3]；燃燒后的氮氧化物排放很高.

日本東北大學(xué)的Hayakawa 等[4]的實(shí)驗(yàn)研究表明，在一定范圍的當(dāng)量比和入口流速條件下，氨-空氣預(yù)混火焰可以在旋流下穩(wěn)定.更多研究則集中在了氨與其他反應(yīng)性更強(qiáng)的燃料的混合燃燒上[5-10].氨-甲烷混合物作為其中的一種，受到了廣泛的關(guān)注和研究.然而，與甲烷或其他碳?xì)淙剂蠐交炀鶗?huì)引入碳元素，燃燒后還是會(huì)產(chǎn)生大量的二氧化碳，這會(huì)降低“零碳經(jīng)濟(jì)”的收益.

氫氣化學(xué)性質(zhì)活潑，在氨氣中加入氫氣可以大大改善氨氣的燃燒特性，如提升燃燒速度，減小著火延遲期等，并且氨-氫混合燃燒不產(chǎn)生二氧化碳.因此，氨-氫摻混燃燒有很好的應(yīng)用前景，近年來受到廣泛的關(guān)注.英國卡迪夫大學(xué)的Valera-Medina 等[9，11]通過實(shí)驗(yàn)研究證明，燃料混合物中氨-氫的體積比為7∶3 時(shí)，富燃、貧燃狀態(tài)下模型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室內(nèi)的火焰均可以穩(wěn)定，且當(dāng)量比大于1.3 時(shí)，NO 的排放量顯著降低.

大渦模擬(LES)方法可以準(zhǔn)確描述湍流場的變化，在湍流燃燒的研究中得到了廣泛應(yīng)用.Somarathne 等[12]采用詳細(xì)化學(xué)機(jī)理結(jié)合LES 方法對一個(gè)旋流燃燒器中的氨氣-空氣火焰和氨氣-氫氣火焰進(jìn)行了詳細(xì)計(jì)算.目前的三維數(shù)值模擬主要集中在純氨燃燒和氨氣混合氣的貧燃燃燒上[13]，針對富燃下氨-氫的LES 計(jì)算研究不多.氨氣的燃燒復(fù)雜，包含很多的基元反應(yīng)，氨氣摻混其他氣體時(shí)中間的交叉反應(yīng)更多，然而目前還沒有一個(gè)公認(rèn)的簡化機(jī)理能準(zhǔn)確預(yù)測氨-氫在貧燃和富燃狀態(tài)下NO 的生成.

Valera-Medina 等[7]在研究氨-氫體積比為1∶1的完全預(yù)混燃燒時(shí)發(fā)現(xiàn)，火焰只在很低的當(dāng)量比(0.41～0.56)下穩(wěn)定.為了研究更高的當(dāng)量比對燃燒狀態(tài)及排放特性的影響，就必須采用更加合適的氫氣進(jìn)氣方式，減小回火的風(fēng)險(xiǎn).本文采用動(dòng)態(tài)增厚火焰(DTF)燃燒模型[14-15]對卡迪夫大學(xué)開發(fā)的一新型旋流燃燒器進(jìn)行大渦模擬，分析氨-氫火焰的流場和NO的生成及影響因素.此外還采用CHEMKIN-PRO 軟件包對該火焰進(jìn)行層流火焰計(jì)算和化學(xué)反應(yīng)器網(wǎng)絡(luò)(CRN)分析，分析在當(dāng)量比為1.2、氨-氫體積比為1∶1 時(shí)NO 的生成及排放特性.

1 物理模型和數(shù)值方法

1.1 物理模型

本文所建立的卡迪夫大學(xué)旋流燃燒器模型如圖1 所示.主要包括預(yù)混合段，徑向旋流器，6 個(gè)沿周向均勻布置的氫氣入口，一個(gè)圓柱形燃燒室.氨氣和空氣在燃燒器的預(yù)混合段充分混合后進(jìn)入旋流器，徑向旋流器包含9 個(gè)相同的進(jìn)氣通道，產(chǎn)生的旋轉(zhuǎn)流動(dòng)有助于穩(wěn)定火焰.旋流數(shù)S 代表旋流運(yùn)動(dòng)的強(qiáng)度，計(jì)算公式[16]如下：

圖1 燃燒器示意Fig.1 Photograph of the combustor

式中：Ga和Gr分別為角動(dòng)量和徑向動(dòng)量；r1為旋流器管腔的半徑.狹縫處的速度ws＝Q/(nstsLs)，其中Q是總體積流量，ns、ts和Ls分別是狹縫數(shù)量、厚度和每個(gè)狹縫的長度.預(yù)混氣體單位體積的角動(dòng)量為ρws(r1-ts/2)，(r1-ts/2)是中心軸和狹縫中心之間的距離，總角動(dòng)量Ga表示為Ga＝ρQws(r1-ts/2)＝Q2ρ(r1-ts/2)/nstsLs.平均軸向速度U 定義為U＝Q/πr12，總徑向動(dòng)量 Gr＝ρQU＝ρQ2/πr12，因 此 S＝π(r1-ts/2)r1/nstsLs.本文中r1＝16 mm，ns＝9，ts＝4.6 mm，Ls＝15.8 mm，S＝1.05.氫氣則是由位于旋流器下游的6 個(gè)沿周向均勻布置的圓孔射入旋流器通道內(nèi)，圓孔的直徑為1.5 mm，氫氣的射入角斜向下游呈45°，這樣的進(jìn)氣方式可以減小回火的風(fēng)險(xiǎn).燃燒室的直徑為84 mm，高為314.6 mm.

1.2 數(shù)值方法和化學(xué)反應(yīng)機(jī)理

采用LES 方法進(jìn)行數(shù)值模擬研究，LES 是對大尺度的渦直接模擬，小尺度的渦則采用亞網(wǎng)格應(yīng)力模型進(jìn)行封閉.LES 通過空間過濾的方法，對質(zhì)量、動(dòng)量和能量進(jìn)行求解，空間濾波后的Navier Stokes 方程在文獻(xiàn)[17]中有詳細(xì)介紹.采用DTF 燃燒模型對火焰進(jìn)行求解，在前期工作中Wang 等[18-20]已經(jīng)驗(yàn)證了DTF 模型在求解旋轉(zhuǎn)湍流甲烷、氫氣火焰時(shí)具有的良好性能.

在CHEMKIN-PRO 平臺(tái)上建立了預(yù)混層流火焰模型和CRN 模型，對NH3/H2/空氣富預(yù)混燃燒進(jìn)行計(jì)算研究.CRN 模型的示意圖如圖2 所示，本文所使用的CRN 由兩種理想反應(yīng)器組成：完全攪拌反應(yīng)器(PSR)和塞流反應(yīng)器(PFR).PSR 反應(yīng)器是一種假定流場完全紊流，混合速率高的理想反應(yīng)器.PFR 是假定理想氣體穩(wěn)定、一維、無黏流的理想反應(yīng)器.反應(yīng)器網(wǎng)絡(luò)采用PSR 表示入口附近的混合區(qū)、中央回流區(qū)、主火焰區(qū)；采用PFR 表示火焰后區(qū)域.在旋轉(zhuǎn)湍流燃燒室的主區(qū)域，由于回流區(qū)較強(qiáng)，反應(yīng)物和溫度分布較均勻，選擇PSR 可以保持足夠的停留時(shí)間和高湍流水平[21].進(jìn)氣條件與三維模擬相一致，中央循環(huán)區(qū)的再循環(huán)率分別設(shè)定為最大值65.3%，平均值16%.

圖2 CRN模型示意Fig.2 The CRN model of the combustor

一個(gè)良好的化學(xué)動(dòng)力學(xué)機(jī)制，對理解火焰的燃燒特性和化學(xué)反應(yīng)特性很重要.對于含氨火焰，不僅要研究火焰的結(jié)構(gòu)，更要能準(zhǔn)確預(yù)測各個(gè)狀態(tài)下各種組分的生成和消耗過程，這對控制污染物的排放十分重要.過于復(fù)雜的機(jī)理對于計(jì)算資源的要求很高，但過于簡化的機(jī)理會(huì)忽略中間重要的反應(yīng)導(dǎo)致預(yù)測精度不夠.毛晨林等[22]通過Cantera 程序?qū)σ痪S層流火焰開展了系統(tǒng)性的分析，對比了3 種(Xiao，UT-LCS，Li-II)不同的機(jī)理，發(fā)現(xiàn)Xiao 機(jī)理在計(jì)算NH3/H2/air的層流火焰速度和預(yù)測NO 的排放上表現(xiàn)較好，且Xiao 機(jī)理最節(jié)省計(jì)算資源.因此，本研究選擇Xiao等提出的 28 組分和 91 步反應(yīng)機(jī)理用于三維NH3/H2/air 湍流火焰模擬[23].

1.3 一維層流預(yù)混火焰結(jié)構(gòu)

模擬在T＝288 K、p＝0.1 MPa 條件下進(jìn)行，當(dāng)量比為1.2，空氣的流量為254 L/min，NH3和H2的體積流量均為51 L/min.

使用CHEMKIN-PRO 軟件中的預(yù)混火焰模型分別計(jì)算了當(dāng)量比為1.2 的甲烷非拉伸層流火焰和當(dāng)量比為1.2 的氨-氫(體積比為1∶1)非拉伸層流火焰.甲烷的絕熱火焰溫度為2 136 K，層流火焰速度為0.342 m/s，層流火焰厚度為0.43 mm，氨-氫的絕熱火焰溫度為2 080 K，層流火焰速度為0.420 69 m/s，層流火焰厚度為0.5 mm.對比兩種火焰，發(fā)現(xiàn)氨-氫層流火焰厚度略厚于甲烷火焰，層流火焰速度大于甲烷火焰.從圖3 的層流火焰結(jié)構(gòu)可以看出除NO 的不同外，甲烷火焰和氨-氫火焰的結(jié)構(gòu)是相似的，DTF模型[15]可用于計(jì)算當(dāng)前狀態(tài)下的氨-氫火焰.

圖3 當(dāng)量比為1.2時(shí)甲烷和氨-氫的層流火焰結(jié)構(gòu)Fig.3 Laminar flame structures of CH4 and NH3-H2 when R＝1.2

1.4 LES計(jì)算網(wǎng)格

數(shù)值域由圓柱形燃燒室和帶鈍體的噴嘴、徑向旋流器、進(jìn)氣管道等組成.設(shè)定進(jìn)氣管壁、旋流器為絕熱、無滑移條件，在燃燒室壁面上設(shè)置了850 K 的恒定溫度.網(wǎng)格劃分上使用全結(jié)構(gòu)化分塊網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)目為217 萬，圖4 所示為網(wǎng)格局部視圖，在氫氣的入口處布置了足夠數(shù)目的網(wǎng)格，在火焰區(qū)域，網(wǎng)格的大小約為0.4 mm.參考前期的湍流火焰LES 計(jì)算算例[19]及上述的層流火焰數(shù)據(jù)，本文采用的網(wǎng)格是可以滿足LES 計(jì)算要求的.

圖4 全結(jié)構(gòu)網(wǎng)格示意Fig.4 Schematics of global grid and local grid

2 結(jié)果與分析

2.1 流場結(jié)構(gòu)特征

燃燒室下游的溫度場如圖5 所示.從圖中可以看出靠近旋流器出口處存在一個(gè)大的中央回流區(qū)(CRZ)，CRZ 內(nèi)的氣體溫度高，氣體流動(dòng)方向與來流方向相反，這有利于點(diǎn)燃剛進(jìn)入燃燒室的新鮮反應(yīng)氣，提高燃燒的穩(wěn)定性.由于燃燒室壁面的存在，旋轉(zhuǎn)而出的氣流在與壁面碰撞后在燃燒室底部產(chǎn)生了外部回流區(qū)(ORZ).

圖5 瞬時(shí)溫度分布(白線：Ux＝0，黑線：流線)Fig.5 Instantaneous distribution of temperature(white lines：Ux＝0，black lines：streamlines)

研究發(fā)現(xiàn)旋流有助于摻氨火焰的穩(wěn)定燃燒[9,18]，這得益于回流區(qū)的存在，其中回流區(qū)的強(qiáng)度或者氣體質(zhì)量流量再循環(huán)率(逆流氣體質(zhì)量流量與綜合的順流氣體質(zhì)量流量)對流場存在較大的影響.在CRN 分析中需要預(yù)先設(shè)置此再循環(huán)率，但是目前許多的研究將再循環(huán)率設(shè)為固定值，如20%.再循環(huán)率無疑與特定的燃燒器構(gòu)造、旋流數(shù)等因素有關(guān)，有必要根據(jù)不同的狀態(tài)設(shè)定更準(zhǔn)確的再循環(huán)率.為了從旋流產(chǎn)生再循環(huán)的角度理解燃燒的穩(wěn)定特性，計(jì)算了燃燒器沿軸向方向的不同截面處的順流質(zhì)量流量和回流質(zhì)量流量，結(jié)果如圖6 所示，其綜合順流氣體質(zhì)量流量約為定值6 g/s.從圖中可以看出順流和回流的流量呈現(xiàn)相同的特征，即先增大后減小，在x 等于0.1 m 左右時(shí)(以進(jìn)氣截面中心點(diǎn)為原點(diǎn)，鈍體與燃燒室接觸面中心點(diǎn)的x 等于0.088 m)，順流和回流的流量均達(dá)到最大值，此時(shí)再循環(huán)率也達(dá)到最大值約為65.3%.而在0.088 m＜x＜0.2 m 區(qū)間，再循環(huán)區(qū)的平均再循環(huán)率約為16%.繼續(xù)向下游流動(dòng)，回流的流量等于0，再循環(huán)率也降為0，順流流量等于6 g/s，這和設(shè)定的入口條件是一致的.

圖6 質(zhì)量流量和再循環(huán)率分布Fig.6 Distributions of mass flow rate and recycle fraction

2.2 LES計(jì)算得到的NO分布

從圖7 中NH3和H2的瞬時(shí)質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖中可以看出，噴嘴下游至出口氣體的混合是不均勻的，這是受氫氣的進(jìn)氣方式影響的結(jié)果.氫氣以45°噴入空氣流中，在渦流的作用下，氫氣更靠近中央鈍體側(cè)，所以中間區(qū)域氫氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)略高于外側(cè)，且氫氣的濃度大于氨氣的濃度.新型的進(jìn)氣方式實(shí)現(xiàn)了卡迪夫大學(xué)之前的構(gòu)想，更多的氫氣在氨之前燃燒，以幫助分解NH3.火焰后區(qū)域沒有NH3但存在未燃燒的H2，其中一部分就來自于NH3的分解.H2O 和N2的分布圖顯示燃燒室下游的主要組分是N2和H2O.

圖7 NH3、H2、H2O 和N2 的瞬時(shí)質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.7 Instantaneous mass fraction distributions of NH3，H2，H2O and N2

NO 的平均和瞬時(shí)質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布如圖8(a)和8(b)所示.平均場顯示鈍體附近生成了少量的NO，在火焰頂端和壁面附近觀察到大量NO 的生成，沿著該區(qū)域大部分NO 聚集向燃燒室的下游流動(dòng)，下游的NO 被稀釋后濃度有一定的降低.NO 瞬時(shí)場捕捉了存在于火焰頂端和沿著燃燒室壁面的NO 氣團(tuán)的脫離.瞬時(shí)場還顯示旋渦結(jié)構(gòu)和高濃度NO 區(qū)域相對應(yīng)，NO 生成受停留時(shí)間影響，當(dāng)流體在漩渦內(nèi)的停留時(shí)間增加時(shí)，漩渦區(qū)局部NO 的生成量較高.

圖8 NO 的平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布及NO 和OH 的瞬時(shí)質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.8 Time averaged mass fraction of NO，instantaneous mass fraction distributions of NO and OH

對于含氨燃料的燃燒，NO 主要產(chǎn)生于兩種途徑，熱力型NO 和燃料型NO.圖5 的溫度圖中顯示，主燃區(qū)的溫度高于1 900 K，會(huì)通過Zeldovich(1946)機(jī)制產(chǎn)生更多的NO，即熱力型NO.富燃狀態(tài)下，H2先被氧化，釋放出大量的OH，OH 自由基會(huì)促進(jìn)其他自由基的產(chǎn)生，如NH2等，通過NHi＋OX→NO＋HiX，OX 是一種含氧組分(例如OH)，生成大量的NO，即燃料型NO.由于燃料不停向下游運(yùn)動(dòng)，反應(yīng)持續(xù)發(fā)生，火焰頂端和壁面附近出現(xiàn)更高濃度的NO.對比8(c)的OH 圖發(fā)現(xiàn)高濃度NO 對應(yīng)的區(qū)域OH 濃度也很高，這表明當(dāng)?shù)氐母逴H 濃度是燃燒室內(nèi)局部NO 水平升高的主要原因.

為了進(jìn)一步研究NO 和OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)與溫度的關(guān)系，圖9(a)、(b)中分別顯示了圖8(b)中黑框區(qū)域中各點(diǎn)的OH、NO 對溫度的散點(diǎn)圖.可以看出隨著溫度的升高，OH 和NO 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)也隨之增加，外循環(huán)區(qū)及壁面附近溫度較低，導(dǎo)致一定區(qū)域的NO 濃度降低.當(dāng)溫度大于2 000 K，OH 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)最大時(shí)，NO 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)最高.這說明，NO 的生成與溫度和OH 之間存在著正相關(guān).圖9(c)、(d)中顯示的是NH 對N 的散點(diǎn)圖，可以看出N 來自于NH 的氧化.圖9(c)中當(dāng)N 的量趨近于0 時(shí)NO 存在兩種情況，趨近于最高值或最低值，這是由于N 在火焰面上存在著兩個(gè)反應(yīng)，通過N＋OH→NO＋O，促進(jìn)了熱力型NO 的生成；通過N＋NO→N2＋O，將NO 還原成N2，減少了NO 的生成.

圖9 火焰區(qū)OH-T、NO-T 和NH-N 的散點(diǎn)圖Fig.9 Scatter plots of OH-T，NO-T and NH-N in flame zone

圖10 為DTF 模型中動(dòng)態(tài)增厚因子F 和亞網(wǎng)格尺度褶皺因子E 的云圖分布，對照圖8(c)的OH 云圖可以看到F 和E 都是在火焰面處進(jìn)行加厚和褶皺.在火焰外側(cè)，網(wǎng)格尺寸大，所以F 和E 值大，此處的F 和E 的最大值分別為8.07 和2.在燃燒室的大部分區(qū)域F 和E 為1，代表LES 準(zhǔn)確判斷出此處沒有燃燒反應(yīng)，火焰增厚效應(yīng)自動(dòng)消減為0，此處的湍流擴(kuò)散作用得以準(zhǔn)確描述.

圖10 DTF模型的動(dòng)態(tài)加厚因子F 和亞網(wǎng)格褶皺因子EFig.10 Dynamic thickening factor F and sub-grid scale wrinkling factor E of DTF model

2.3 低維數(shù)值分析

一維預(yù)混層流火焰模擬結(jié)果(1D)和CRN 模擬的結(jié)果均顯示NH3在火焰區(qū)域已經(jīng)消耗完全，而在火焰的下游有部分未燃的H2，這和LES 的結(jié)果是對應(yīng)的.圖11(a)中顯示了一維層流預(yù)混火焰模型中的部分組分的變化情況.為了分析LES 模擬和一維模擬下的NO 的排放，將4 種數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對比，如圖11(b)所示.通過對比可以看出，1D 情況下NO 的排放最高，兩種不同再循環(huán)率的CRN 結(jié)果不相同，說明再循環(huán)區(qū)的存在和大小對NO 的排放是有影響的.對比LES 和CRN 的結(jié)果，三者有一定的差異，這是由于旋轉(zhuǎn)湍流情況下的三維流場更加復(fù)雜，再循環(huán)率在各個(gè)位置并不是均勻分布的，且由于局部當(dāng)量比和燃料組分體積比的變化，NO 的生成情況更加復(fù)雜，而這些是CRN 模擬所不能反映出來的.

圖11 一維預(yù)混火焰的組分變化和NO排放的對比Fig.11 Schematics of compositions change and comparison of four NO value

為了進(jìn)一步揭示NO 的生成機(jī)理，分析了在絕熱條件下，當(dāng)量比為1.2，氨-氫體積比為1∶1 時(shí)燃燒的反應(yīng)路徑，重點(diǎn)關(guān)注關(guān)鍵組分的反應(yīng).該項(xiàng)工作是在上述的CRN 計(jì)算中進(jìn)行的，CRN 中的PSR 即零維反應(yīng)器可以用來表示主火焰區(qū).結(jié)果如圖12 所示，可以看出，N 對NO 的生成貢獻(xiàn)最大，HNO 次之，N和 HNO 分別來源于 NH，NH2的氧化.而 N＋NO ?N2＋O，NH ＋NO ?N2＋OH 和 NH2＋NO ?NNH＋OH 反應(yīng)對NO 的消耗起著重要作用.

圖12 NO的生成速率和反應(yīng)路徑Fig.12 Absolute rate of production of NO at the flame and the reaction path analysis related to NO concentration.

3 結(jié)論

本文用LES 方法結(jié)合DTF 模型研究了富燃狀態(tài)下氨-氫體積比為1∶1 時(shí)的旋轉(zhuǎn)湍流火焰，重點(diǎn)分析了流場和NO 的形成及影響因素.結(jié)果表明：

(1)燃料中含氮成分的含量決定了總的高NO 排放水平，NO 主要生成于火焰面上，流場結(jié)構(gòu)對NO的排放有影響，旋渦與NO 分布之間存在一定的相關(guān)性.

(2)NO 的生成與溫度、OH 之間存在著正相關(guān)，燃燒室中的NO 主要由熱力型NO 組成，即通過反應(yīng)N＋OH ?NO＋H 生成，HNO 等組分的氧化也貢獻(xiàn)了一部分，而N，NH 和NH2對NO 的消耗起著重要作用.

(3)通過比較1D，CRN，LES 結(jié)果發(fā)現(xiàn)三者存在差異，而造成這種差異的主要原因是回流區(qū)的存在及大小，以及氣體在局部混合程度的不同.相較于一維模擬和CRN 分析，LES 方法可以描述實(shí)時(shí)流場的變化情況.