微型熱光電系統燃燒器結構對燃燒過程的影響

李 博，吳 健，徐 斌，苗家軒，李 明

(河南科技大學車輛與動力工程學院，河南洛陽471003)

0 引言

近幾年，隨著傳統化學電池越來越難以滿足電子元件長使用周期的性能需求，針對高能量密度、輕量化、結構緊湊的動力源的探索越來越多。由于HC 燃料本身擁有的高能量密度，因此，實現HC 燃料的能量轉化擁有廣闊的研究前景［1－2］。微型熱光電系統(MTPV)即是利用氣體燃料(HC 燃料)燃燒的熱能激發微型燃燒器的外壁面產生光輻射，并被光電元件接收直接轉換為電能的微型動力裝置。其主要結構包括微型燃燒器，可選擇波長輻射器和光電池組成。其能量密度高、工作時間長、沒有運動部件等優點使其具有廣闊的應用前景［3－5］。

作為系統總的能量源，強化燃燒過程對提高微型熱光電系統能量輸出和實現較低排放有重要的意義。文獻［6］分析了多孔介質燃燒模型對微燃燒器燃燒過程的強化作用。文獻［7］提出的變孔隙率模型豐富了提高燃燒器燃燒強度的方法。文獻［8－9］分析了微燃燒器燃燒截面的突變對燃燒強度的增強作用。然而針對結構尺寸對燃燒器燃燒過程及排放成分的研究并未在文獻中詳細說明。本文在此基礎上，使用4 種不同結構形狀的微型燃燒器進行試驗，分析燃燒器結構變化對內部燃燒強度的影響，進而分析外壁面溫度分布及排放成分的變化，為微型燃燒器的定型及微型熱光電系統實際應用提供參考依據。

1 試驗方法

使用CH4氣體作為燃料，純度為99.2%的工業O2作為助燃劑。試驗裝置示意圖如圖1 所示，圖2 為試驗中使用的4 種不同結構尺寸的微燃燒器。表1 為微型燃燒器結構尺寸，材質為Al2O3陶瓷。燃燒器內部填充直徑為3 mm 陶瓷小球，孔隙率為0.4。試驗中，氣體燃料流量通過MKS 質量流量計控制，CH4/O2混合比為1∶ 1.5。

圖1 微型熱光電系統示意圖

燃燒狀況通過測量微燃燒器外壁面溫度的分布情況及煙氣成分進行考察。本試驗以紅外測溫儀為測溫儀器，在外壁面沿微燃燒器入口段軸線方向分別布置16 個測溫點。煙氣成分通過收集冷卻再測試分析的辦法，使用testo-350XL 型煙氣分析儀對煙氣中的未燃HC、CO 進行了測量，分析燃燒器內燃燒狀況。試驗中采用Avantes 公司生產的高靈敏度光譜分析儀對燃燒器表面光譜輻射強度進行測量。

表1 Al2O3 陶瓷管的編號及尺寸

圖2 試驗條件下的不同結構燃燒器

2 試驗結果及分析

2.1 燃燒器壁面光譜輻射強度

根據著名的斯體芬－波爾茲曼定律，能量的輻射力與溫度的4 次方成正比。因此，當輻射壁面溫度提高時，系統對外的光譜輻射強度會顯著增強。圖3 為氧化鋁材質燃燒器在不同壁面溫度下的對外光譜輻射強度。由圖3 可以看出:隨著輻射表面溫度的提高，輻射強度隨之增大;當輻射表面溫度小于1 000 K 時，輻射強度隨溫度升高而增大的幅度較小;當輻射表面溫度高于1 000 K時，輻射強度隨溫度升高而增大的幅度明顯增大。同時，在本文測試條件下，對于Al2O3陶瓷材料而言，在1 600 ～2 000 nm 波長區域，輻射強度最大。因此，應當保證燃燒器輻射表面溫度在1 000 K以上，以保證有較高的輻射強度;同時，在選擇燃燒器材質和熱光電轉換晶片時，應選使燃燒器高強度輻射波長范圍與熱光電轉換晶片吸收輻射能力強的波長范圍一致，以保證較高的熱光電轉換效率［10］。

圖3 不同燃燒器形狀表面光譜輻射強度

2.2 燃燒器壁面溫度分布

燃燒器的壁面溫度主要取決于燃燒器內部燃燒的反應強度。即燃燒越充分越完善，放熱率越高，燃燒器壁面溫度自然就高。除此之外，壁面溫度分布還受到傳熱過程與散熱損失兩方面的影響。圖4 為在相同孔隙率ε 和甲烷氧氣混合比的條件下，不同形狀的燃燒器外壁面溫度沿燃燒器入口端軸線方向的分布情況。

圖4 不同結構燃燒器壁面溫度的分布

(1)從燃燒器進口端到出口端，壁面溫度呈現先升后降的變化。這表明燃料進入燃燒器后燃燒放熱逐漸加劇，接近出口端時，燃燒放熱逐漸減弱直至排出燃燒器。對于不同結構的燃燒器，出現壁面溫度峰值的位置有所不同，且與燃料流量有關。由圖4 可見:在流量為75 cm3/min 和150 cm3/min 時，平板2 型燃燒器壁面溫度峰值出現的最早，而圓管型燃燒器壁面溫度峰值出現在燃燒器的中后段，平板1型和方管型介于平板2 型和圓管型兩者之間。這是因為:盡管4 種結構的燃燒器流通界面積基本相同，但由于圓管型燃燒器截面流通性較好，燃氣通過較為順暢，使得燃燒放熱較多地集中在接近出口端的中后段;而平板2 型的截面為矩形截面，且比較狹窄，流通性較差，燃燒放熱較多地集中在前段。由圖4b可見:隨著燃料流量的增大，燃氣流速有所增大，使燃燒放熱也向出口端移動，平板1 型、方管型、圓管型壁面溫度峰值的位置均有所后移。因此，不同結構的燃燒器在不同的燃料流量條件下，壁面溫度峰值出現的位置有所不同。

(2)采用多孔介質燃燒方式，燃燒器內部的傳熱過程包括導熱、換熱、輻射3 種能量傳遞方式，燃燒器外壁面溫度取決于燃料的燃燒放熱、傳熱和散熱損失的綜合作用。由圖4a 可見:在75 cm3/min 的燃料流量下，與平板2 型燃燒器相比，平板1 型燃燒器壁面溫度峰值較高，這是因為在較小的燃料流量下，兩種平板型燃燒器燃料的燃燒均集中在中前段，盡管平板2 型燃燒器內火焰中心距燃燒器外壁面較近，傳熱距離較小，熱量能迅速傳遞到外壁面，有助于壁面溫度提高，但由于平板2 型燃燒器的面容比較大，散熱損失較大，不利于燃燒器壁面保持高溫;而平板1 型燃燒器面容比相對較小，散熱損失小。因此，平板1 型燃燒器壁面溫度峰值較高。圓管型燃燒器的燃燒主要集中在中后段，雖然圓管型燃燒器面容比較小，但由于火焰中心距外壁面距離較大，傳熱距離較長，同時隨著燃氣流動，很快流出燃燒器，因而使得圓管型燃燒器壁面溫度峰值較平板2 型燃燒器低，而燃燒器出口處溫度較平板2 型燃燒器高。方管型燃燒器的情況介于平板型和圓管型之間。由圖4b 可見:當流量增大后，平板2 型燃燒器雖然面容比較大，散熱損失較大，但由于燃料流量加大，燃燒量增大，且主要集中在燃燒器前段，使得平板2 型燃燒器的壁面溫度峰值最高，而中后段溫度下降加快。

表2 不同燃燒器壁面平均溫度 K

(3)由圖4a 和圖4b 比較可見:隨著燃料流量的增大，燃燒器外壁面溫度升高。表明燃料的流量增大，燃燒放熱量增加，使得壁面溫度提高。對于不同結構的燃燒器，由于燃燒、傳熱的不同，壁面溫度分布也不同?？梢杂闷骄鶞囟葘Σ煌Y構燃燒器的外壁面溫度高低進行比較，表2 給出了不同結構的燃燒器在不同的燃料流量條件下的壁面平均溫度。由表2 可見:平板1 型燃燒器壁面平均溫度最高，圓管型燃燒器壁面平均溫度最低;燃料流量為75 cm3/min時，壁面平均溫度都低于1 000 K;150 cm3/min 時，壁面平均溫度都高于1 000 K。

綜合以上分析，平板1 型燃燒器具有較好的溫度分布，平均溫度較高，可以獲得較高的輻射強度。

2.3 燃燒器煙氣HC、CO 分析

甲烷氣體在微型燃燒器中燃燒，其排氣主要污染物包括CO、HC，還有因氧氣中摻雜的少量氮氣而產生的微量NOx 排放等［11］。由于燃燒器尺寸較小，燃燒空間有限，所以微型燃燒器煙氣中的CO、HC均為未完全燃燒的產物，其生成主要取決于含氧量、溫度、參與反應的時間。表3 和表4 給出了不同結構的燃燒器排氣中HC 和CO 的排放值。

表3 不同形狀燃燒器的未燃HC 排放量 mg/L

表4 不同形狀燃燒器的CO 排放量 mg/L

由表3 和表4 可見:

(1)不同結構的燃燒器HC 和CO 的排放不同，圓管型結構HC 和CO 的排放較高，而兩種平板型結構HC 和CO 排放較低。對平板型燃燒器，由于其燃燒集中在中前部，且燃燒溫度較高，參與燃燒反應的燃料量多，未燃的燃料在后面的流動過程中仍可繼續燃燒反應，因而在流出燃燒器時，排煙中的HC 和CO 含量較少;對于圓管型燃燒器，由于其燃燒過程主要集中在燃燒器的中后部，燃燒溫度較低，燃燒放熱速度相對較慢，且由于離燃燒器出口較近，未燃燃料在燃燒器內停留時間較短，使得較多的燃燒中間產物未能繼續進行燃燒反應，排出燃燒器，因而導致燃燒器排氣中HC 和CO 含量較多。

(2)燃料流量會影響燃燒器排氣中HC 和CO 的排放。燃料流量為75 cm3/min 時，由于燃燒溫度較低，燃燒反應速度較慢，有較多的燃燒中間產物HC 和CO 排出燃燒器;燃料流量為150 cm3/min 時，燃燒溫度提高，燃燒反應速度加快，盡管燃氣流動速度加快，但由于燃燒器溫度較高，燃氣中未完全燃燒的HC 和CO 能夠在排出前繼續反應，使燃燒器排氣中HC 和CO 的排放量降低。從試驗結果看，平板1 型燃燒器HC 和CO 的排放最低。

3 結論

(1)試驗結果證明微型燃燒器結構形狀不同，其面容比和火焰中心到壁面的傳熱距離不同，都會影響到燃燒器外壁面的溫度分布;而較高的壁面溫度可以獲得較強的輻射力。平板1 型燃燒器在試驗的4 種形狀燃燒器中，其外壁面平均溫度最高。

(2)燃燒器的結構形狀及結構參數會影響到燃料在燃燒器內的燃燒過程，燃燒集中在燃燒器的中部，可以獲得較為理想燃燒器壁面溫度分布，提高壁面平均溫度。

(3)燃燒器排氣中CO 和HC 成分反映了燃燒器內部燃燒反應的進行情況。燃燒器的結構形狀及結構參數的變化通過影響燃燒器內的燃燒過程，進而影響排氣中CO 和HC 含量。平板1 型燃燒器CO和HC 排放較低。

(4)燃料流量也會影響燃燒器外壁面溫度以及排氣中CO 和HC 含量，應保證足夠的燃料流量，以保證較高的燃燒溫度，既可以獲得較高的壁面溫度，保證較高壁面輻射力，又可以促進燃燒過程，降低CO 和HC 排放。

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