用于可燃伴生氣的同軸-旋流燃燒器設計與仿真

李 云，樊夢芳，劉亮德

（中國石油工程建設有限公司華北分公司，河北任丘062550）

地熱能在開采時按照其儲存介質不同大體可分為水熱型和巖熱型兩種[1-2]。其中開采水熱型地熱能時往往會出現伴生氣，在我國，伴生氣主要由氮氣，甲烷和二氧化碳組成，另含有少量其他可燃氣體和稀有氣體[3]。若伴生氣不予以處理便直接排放，一是會加重溫室效應；二是在排放時如果出現甲烷聚集現象，會引起爆炸，存在巨大的安全隱患[4]；三是未能利用可燃氣的熱值，造成了能量浪費。因此，如何合理利用伴生氣中的可燃性氣體成為地熱能開發技術中的關鍵問題。

為了讓伴生氣能夠得到合理利用，達到節能減排的效果，趙忠等人[4]設計了簡易分離器，將地熱水和伴生氣分離，發現僅氣水分離后，整個換熱系統的換熱效率便得以提升。MORIDIS 和PANG 等人[5-6]通過仿真和實驗研究發現，在開采地熱能的過程中采用回灌熱水的方法（熱刺激法）能夠有效提高熱采率，但是LUI Y 等[7]在研究中指出，目前制約熱刺激法的關鍵問題是實現經濟性，即找到廉價且穩定的熱源[7]，而含有較高濃度甲烷的地熱水伴生氣就是一種廉價且穩定的熱源，如何將其穩定燃燒，釋放其熱能是目前亟待解決的難題。

前文指出，地熱伴生氣中主要可燃氣體為甲烷，針對甲烷燃料在工業中的燃燒利用問題，張曉宇等[8]設計了一種同軸噴嘴點火器，工質為純甲烷和空氣，該設備有結構緊湊，點火范圍較寬的優點。ZHU Y 等[9]設計了一種多個燃料噴嘴搭配旋流片的燃燒器，工質為降低了甲烷濃度的天然氣（甲烷濃度82.89%），該燃燒器能夠產生穩定且均勻的低溫火焰并長時間運行。由此可知，同軸噴嘴構型能夠很好的簡化結構，旋流葉片的加入可以強化燃料與氧化劑的摻混[10]，擴大著火區間。

綜上所述，將同軸噴嘴與旋流葉片相結合，設計一種同軸-旋流燃燒器能夠實現對地熱水伴生氣的合理利用，釋放其熱值，達到節能減排的效果。同時，為了提高經濟性，采用空氣作為氧化劑。由于伴生氣中甲烷的濃度，流量等參數并不穩定，所以本文基于上述設計方案，采用數值仿真的方法模擬實際情況中的參數變化，分析其對燃燒穩定性和污染物生成的影響，旨在為后續工程應用提供理論指導。

1 研究對象與物理模型

同軸-旋流燃燒器主要由燃料噴嘴、空氣噴嘴和燃燒室構成。圖1 給出了燃燒器噴嘴的結構示意圖，其中，空氣噴嘴由兩個部分構成：一個是與燃料噴嘴較近，與其噴嘴外壁組合而成的同軸環縫，環縫間距0.5 mm；另一個是離燃料噴嘴較遠的旋流噴嘴，其螺旋角為45°，共12 道，切割面為1.6 mm×1.6 mm 的矩形。燃料噴嘴直徑1.1 mm，共4 個，沿軸向均勻分布。

圖1 同軸-旋流燃燒器噴嘴結構示意圖

伴生氣作為燃燒器的燃料，其甲烷體積濃度為50%~60%，其余為氮氣，流量為5 m3/h，為保證可燃氣完全燃燒，設計燃燒器當量比為0.9。以甲烷濃度為50%設計燃燒器噴嘴結構，然后保持構型和其他運行參數不變，通過調節甲烷濃度和流量的變化，分析其對燃燒器工作性能和污染物生成量的影響。

根據燃燒器構型，建立流體計算域，采用polyhexcore 混合結構網格，對點火區、核心反應區及旋流噴嘴區域進行了局部加密和平穩過渡，如圖2 所示。

圖2 物理模型與網格劃分示意圖

2 計算方法與網格無關性驗證

采用CFD 對燃燒器的工作過程進行仿真計算，采用適合于旋流燃燒的Realizablek-ε 湍流模型[11]；化學反應方面，采用公認為基準的甲烷Gri Mech 3.0多步反應機理[12]和非預混燃燒模型。數值模擬方法驗證在文獻[13]中有詳細說明，這里不再贅述。

設定燃料供氣壓力為305 221.70 Pa，空氣供氣壓力為294 781.81 Pa，以達到所需要的速度和燃燒室壓力，本文所用的其余主要邊界條件見表1，設計下列工況的目的詳見下一節。

表1 主要邊界條件設置

為在確保結果正確的同時節省計算資源，共繪制了三套網格，其網格數量分別是96 萬（Coarse），510 萬（Medium）和740 萬（Dense），用于網格無關性驗證。在計算收斂后，對比燃燒室中心線的總溫和總壓（見圖3）發現，Medium 和Dense 的結果吻合較好，Coarse 的結果與另兩個差別較大，故采用Medium 尺寸的網格進行后續計算。

圖3 網格無關性驗證結果圖

3 結果與討論

為了更接近實際情況，分別分析了甲烷濃度變化（工況1~ 3），燃氣總流量降低為4.5 m3/h，即降低燃燒器功率（工況4）和構型變化（工況5）對燃燒產生的影響。

3.1 甲烷濃度對火焰結構的影響

圖4 給出了工況1~ 3 的OH 摩爾分數云圖，由于OH 的分布能夠很好地反映火焰結構，因此可以看出，工況1 的火焰結構整體較為對稱，隨著甲烷濃度的上升，火焰面開始逐漸收縮，并在尾部開始變得不對稱。產生這種情況的原因主要有以下兩點：

圖4 工況1~3 的OH 摩爾分數云圖

（1）隨著甲烷濃度上升，燃氣的平均摩爾質量會降低，在其他條件不變的情況下，根據下列氣體動力學公式[14]可知，燃氣出口的速度會小幅度升高，這會在一定程度上改變點火區域的流場結構。

（2）為了恒定燃燒器的當量比，當甲烷濃度升高時，空氣流量也會隨之升高，但是，環縫與旋流噴嘴的尺寸并未發生變化，所以此時空氣可能會發生節流，其流場結構相比設計流場結構存在較大的差異；使火焰結構變得不對稱。

3.2 燃氣流量對火焰結構的影響

圖5 給出了工況4 的OH 摩爾分數云圖，對比圖4 可發現工況4 的火焰結構與工況1 相似，其火焰的對稱度明顯高于工況2~3，這是由于燃氣流量降低，空氣流量也隨之降低，且空氣噴嘴不會發生節流，旋流噴嘴噴出的空氣對火焰結構影響程度明顯低于工況2 和工況3，由此說明，引起火焰結構不對稱的主要因素來自空氣旋流噴嘴噴出空氣量的大小。

圖5 工況4 的OH 摩爾分數云圖

3.3 構型對火焰結構的影響

已有文獻表明，部分預混結構能夠有效降低甲烷燃燒過程中NOx的產生[15]，因此，本文設計了一種部分預混的噴嘴構型（見圖6），預混噴嘴共4 個，周向均布；除構型外，其余參數與工況1 相同，構成工況5，用于分析構型對火焰結構的影響。

圖6 預混噴嘴構型剖視圖

圖7 給出了工況5 的OH 摩爾分數云圖，從中可看出該構型的火焰結構與另外四種構型明顯不同，并且在計算過程中發現該構型的火焰結構不穩定。為分析其原因，圖8 給出了工況1 和工況5 的噴嘴局部溫度與流線云圖。

圖7 工況5 的OH 摩爾分數云圖

圖8 工況1 和5 的噴嘴局部溫度與流線云圖

可以發現預混噴嘴構型的空氣環縫內流道因為渦流的形成，產生了局部高溫區，并嚴重影響了下游穩焰區域的形成，導致該構型的火焰結構不穩定。

此外，對比圖7 與圖4（a）燃燒室上游的OH 分布情況可發現，預混噴嘴OH 分布面積明顯小于非預混構型。筆者分別對比了兩個構型空氣環縫和旋流噴嘴的質量流量（見表2），可以看出，預混構型由于燃料進入環縫中，導致環縫處空氣質量流量驟減，大量空氣只能從旋流噴嘴噴出，從而壓縮了前端火焰的發展，這是引起工況5 與工況1 火焰結構不同的主要原因。

表2 兩種工況空氣噴嘴流量（g/s）

3.4 燃燒效率與NOx 的產生

本文為簡化模型，設定空氣僅由摩爾分數為21%的O2與79%的N2組成。通過對燃燒室出口CO2、NO 和NO2的監測，可以得到該燃燒器的燃燒效率φ 和NOx生成量，其燃燒效率φ 的計算公式如下：

圖9 給出了所有工況下該燃燒器的燃燒效率與NOx的生成量?？偟膩砜?，該燃燒器在工況變化的條件下，燃燒效率能夠達到86%以上，其效率較高。此外，對比工況1~3 可知，隨著甲烷濃度逐漸升高，燃燒效率逐漸降低，NOx生成量逐漸升高；降低燃燒器功率能夠減小NOx的生成，且對燃燒效率影響較??；部分預混結構雖然能夠一定程度降低NOx的生成，但是同時也會降低燃燒器的燃燒效率。

圖9 不同工況的燃燒效率和NOx 產量對比圖

4 結論

本文針對如何合理利用開采水熱型地熱能產生的可燃伴生氣，設計了一款同軸-旋流燃燒器，通過改變甲烷濃度，燃氣流量和噴嘴構型對該燃燒器的性能進行了分析，結論如下：

（1）旋流噴嘴噴出的空氣會對火焰結構產生顯著的影響，雖然一定程度的旋流能夠強化摻混，但若旋流噴嘴處流量過大可能會使得火焰結構不穩定。

（2）在本文的設計條件下，燃料中甲烷濃度與燃燒效率呈負相關，與NOx生成呈正相關。當流量低于設定工況時，會減少NOx生成且對燃燒效率影響較小。

（3）局部預混結構能夠一定程度降低NOx的生成，但是會明顯降低環縫處空氣的流量，使得大量空氣從旋流噴嘴噴出，導致火焰結構不穩定；此外后續設計中應避免預混區產生渦流，以降低預混結構對著火穩焰區的影響。