特征參數對微混噴嘴內燃料與空氣混合均勻性影響

陳炫任,王 輝,王 超,張 旭,陳 冬,唐嘉誠

(哈爾濱工業大學 能源科學與工程學院,黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引 言

煤炭在中國能源行業占主要地位,然而當今溫室效應等環境問題日益嚴重,低碳化已是大勢所趨,因此煤炭的潔凈化利用將是未來煤炭產業可持續發展的關鍵。整體煤氣化聯合循環(Integrated Gasification Combined Cycle, IGCC)發電被認為是目前最具發展前景的技術手段之一[1-3]。由于制備方法不同,合成氣的組分多變,可燃組分包括H2和CO,其中,氫氣具有較高的火焰峰值溫度及火焰傳播速度,若直接將合成氣利用于傳統燃氣輪機中,將面臨嚴重的NOx排放超標和回火等問題[4-6]。微混合燃燒技術(Micro-mixing Combustion, MMC)是針對氫及含氫合成氣提出的一種極具前景的燃氣輪機燃燒技術[7]。該燃燒室采用大量毫米級直管噴嘴(噴嘴出口直徑為10 mm級別)代替傳統燃燒室內大尺寸旋流噴嘴,其目的是縮小燃料與空氣的混合尺度,因此稱為微混,通過該方式可降低NOx排放;此外,直管噴嘴可去除噴嘴出口處回流區,提升出口燃氣流速降低富氫燃料的回火風險[8-9]。目前,GE、三菱、NASA等公司以及各研究機構[10-13]已對微混燃燒技術開展了大量研究,結果表明[14-17],微混燃燒器在實驗室規模下表現出良好的排放性能,可將NOx排放濃度降至10×10-6以下,可見將該技術作為重型氫氣燃氣輪機的未來發展方向具有可行性。

由于微混噴嘴尺寸為毫米級別,無法簡單通過增加預混距離來改善燃料和空氣的混合均勻性,因此提升微小尺度下燃料與空氣的混合質量[18]是改善微混噴嘴性能以及降低微混燃燒器污染物排放的關鍵。ARAOYE等[19]研究微混噴嘴非反應流動特性及混合特性,發現混合質量主要取決于主流與射流的動量比,且當混合距離大于10d(d為微混噴嘴直徑)時質量擴散為混合的主導因素,動量擴散影響較小。LIU等[20]通過3種RANS模型對微混模型燃燒器的混合特性進行預測,發現Standardk-ε在沿程上的計算結果普遍高于Realizablek-ε和SSTk-ω兩種模型,且隨預混距離的增加差別逐漸減小。CHEN等[21]研究了結構參數改變對微混噴嘴混合特性的影響,發現縮短預混通道射流方向的直徑可有效提升混合均勻性,但改變燃料孔直徑對混合質量的影響不明顯。

現階段有關微混燃燒技術混合特性的研究較少,且相關文獻主要探究結構參數變化對混合質量的影響規律,為定性分析,無法形成關鍵結構參數與混合特性的半經驗公式。此外,由于微混合噴嘴結構與傳統大尺寸旋流噴嘴存在較大區別,因此不能直接采用傳統燃氣輪機燃燒室的相關公式進行計算。筆者提取單只微混噴嘴的特征參數,計算不同特征參數下噴嘴內混合均勻性,并通過計算結果形成關于特征參數與混合均勻性的半經驗公式,為微混噴嘴設計提供參考。由于微混噴嘴尺寸為毫米級別,內部的物質場很難通過試驗測試,因此本研究通過數值模擬完成,并通過噴嘴出口位置的混合均勻性試驗結果來驗證數值模擬的準確性。

1 數值模擬方法

1.1 幾何模型介紹

1.1.1 模型描述

圖1 單只微混噴嘴結構示意

1.1.2 特征參數選取

根據相關文獻[22],微混噴嘴內燃料與空氣摻混過程的主要影響因素為:雷諾數Re、射流動量比mj、相對預混長度z/d、燃料平均流速v。雷諾數Re表示流動過程的湍流度;射流動量比mj表示空氣和燃料在摻混初始階段的流動特性;燃料入口平均流速v表示預混氣在預混通道內的停留時間;相對預混長度z/d表示預混空間尺寸。

微混噴嘴內雷諾數Re計算公式為

(1)

式中,ρair為空氣入口密度,kg/m3;vair為空氣入口速度,m/s;μ為空氣黏度系數,kg/(m·s)。

相對預混長度z/d計算公式為

(2)

射流動量比mj計算公式為

(3)

式中,ρfuel為燃料入口密度,kg/m3;vfuel為燃料入口速度,m/s。

燃料入口平均流速v計算公式為

(4)

1.2 模型及邊界條件選取

根據計算微混噴嘴內最大馬赫數小于0.3,因此模擬是基于不可壓縮理想氣體假設進行。燃料組分為體積比1∶1的H2與CO合成氣,入口速度為35 m/s,入口溫度15 ℃;空氣入口速度為50 m/s,入口溫度為418 ℃;出口設置為壓力出口。此外,根據前期研究結果[21],Large-eddy simulation(大渦模擬,LES)模型對微混燃燒器冷態計算的預測結果較為準確,故選擇商業軟件fluent中的LES作為湍流模型,所采用的數值模擬設置見表1。數值模擬的能量收斂標準為殘差值低于1×10-6,其余全部殘差小于1×10-3時的迭代結果作為收斂結果。

表1 本文采用的數值模擬設置

1.3 網格劃分及無關性驗證

由于微混噴嘴幾何結構較為復雜,因此采用多面體網格與六面體網格對其進行劃分,使其相比四面體網格在保證相同精度的前提下降低計算成本,同時保證較小的網格扭曲度。計算域的網格劃分結果如圖2所示。此外,在劃分網格時對燃料孔位置及噴嘴出口位置進行了局部加密。根據不同的局部尺寸劃分了103 500、135 100和172 700的3組不同數量的網格。對比噴嘴出口處的軸向速度分布(圖3),發現135 100和172 700方案的結果基本重合。因此,選擇由135 100方案網格作為計算網格。135 100方案網格內部最小網格尺寸為0.05 mm,最大網格尺寸為0.8 mm,平均網格質量為0.89,無量綱壁面距離(y+)近似1。

圖2 微混噴嘴內部網格結構

圖3 網格無關性驗證結果

2 數值模擬準確性驗證

模擬前,需對所采用的運行參數和數值設置進行可行性和準確性驗證。試驗與數值模擬在相同噴嘴結構相同工況下展開。通過背景紋影方法對噴嘴出口位置的混合勻度性進行測試。試驗裝置示意如圖4所示。其中,空氣入口溫度由電加熱爐控制。對于測量系統,采用激光照亮背景,在激光和背景之間設置透鏡,產生平行于光軸的光束。平行光束穿過背景和測量區域,背景為印有隨機分布點的光學玻璃。

圖4 背景紋影測試裝置

對于混合特性試驗,采用等體積流量的CO2代替燃料進行測量。首先拍攝不含CO2的參考圖像,記錄光束無偏轉通過的原始背景圖案。然后由中心管注入CO2,在預混通道內與空氣混合。當光束通過預混氣體時,由于氣體(CO2和空氣混合氣)與空氣折射率的差異,光發生偏轉,這一現象被攝像機捕獲。圖像處理方法可由文獻[23]獲得。

對比60～420 ℃(以60 ℃為間隔)空氣入口溫度范圍內的噴嘴出口處混合均勻度,混合均勻度γa計算公式[24]為

(5)

不同空氣入口溫度下通過試驗測試以及數值模擬計算的混合均勻度結果如圖5所示。由于混合均勻度在0.9以上,因此出口氣流波動會對混合質量產生很大影響。因此模擬結果與試驗結果存在一定偏差?？傮w來看,試驗結果與數值模擬結果的偏差在5%以內,說明數值模擬結果基本可信。

圖5 試驗結果與數值模擬結果對比

3 結果與討論

3.1 微混噴嘴內燃料與空氣的混合機理

為明確微混噴嘴內燃料與空氣的混合機制,通過Ω方法[25]提取微混合管內的三維渦(等值面Ω=0.52)并結合燃料濃度分布分析燃料與空氣的混合過程,結果如圖6所示。三維渦的位置為燃料與空氣的主混合區域。燃料流從燃料孔口噴出,并在橫流空氣作用下形成反向渦對(Counter-Rotating Vortex Pair,CVP),燃料與空氣在微混噴內受CVP渦的裹入作用進行混合。且渦量CVP渦的裹入能力越強,燃料與空氣摻混的速度越快。

圖6 燃料與空氣摻混過程中的三維渦結構

3.2 燃料入口平均流速對混合特性的影響

圖7為在射流動量比mj=0.032、雷諾數Re=1.33×105條件下,相對預混長度z/d及燃料入口平均流速v對混合均勻度γa的影響規律。由圖7可知,隨預混距離增加,燃料與空氣具有更大的摻混空氣,混合均勻度明顯提升。然而燃料速度增大對混合特性的影響不明顯;且在流速較低時混合質量有小幅提升,這是由于當燃料平均流速較低時,燃料與空氣在預混通道內停留時間更長。

圖7 不同預混距離下的混合均勻度

不同射流動量比下的混合質量如圖8所示。在Re=1.33×105、預混距離z/d=3的條件下,提高燃料與空氣動量比可有效提升混合均勻度。在較高的動量比下,燃料與空氣摻混更劇烈,因此在相同摻混距離下混合均勻度更高。此外,由圖8還可知,射流動量比變化時,燃料入口流速對混合均勻度γa的影響可以忽略。

圖8 不同射流動量比下的混合均勻度

圖9為不同雷諾數下的混合特性計算結果,可知相對預混長度z/d=3、射流動量比mj=0.032、噴嘴內部雷諾數增加時,γa總體呈下降趨勢。且與燃料入口速度相比,雷諾數對混合特性的影響更顯著。

圖9 不同雷諾數下的混合均勻度

對比上述特征參數對混合均勻度的影響規律可知(圖7～9),燃料入口平均流速變化時預混通道內混合均勻度的變化在0.03以內,這是由于預混通道環管間距僅1.05 mm,燃料入口速度的變化不會顯著影響燃料的射流深度,因此可忽略燃料入口平均流速v對混合特性的影響。

3.3 雷諾數比對混合特性的影響

為探究雷諾數對混合質量的影響,選取Re=1×105～2×105下的混合均勻度,不同雷諾數下的混合均勻度在預混距離下的分布如圖10所示。為保持其余特征參數不變,通過等比例放大或縮小噴嘴結構改變雷諾數。由圖10可知,混合特性隨燃料與空氣動量比的增加明顯提升,與前文結論一致;此外,對比各雷諾數下的混合質量可知,在預混距離和動量比相同時,各方案的混合均勻度在Re≥1×105時基本不變,這是由于在雷諾數較高時,噴嘴內部流動到達了第二自?；瘏^,即無需保持相同雷諾數即可滿足流場相似原理,此時可忽略雷諾數對混合特性的影響。此外,當射流動量比為0.047,在預混距離z/d=5位置處混合均勻度可達90%以上,表明燃料與空氣在噴嘴出口附近已實現均勻混合。

圖10 不同雷諾數下的混合均勻度在預混距離下的分布

綜合第3.2與第3.3節結論可知:在進行特征參數對混合均勻度進行擬合時,可以忽略相對燃料入口速度及Re≥1×105時雷諾數的影響。由此,進一步分析擬合相對射流動量比mj及相對預混長度z/d對混合均勻度γa的影響。

圖11為不同射流動量比下各位置處的混合均勻度。從曲線整體變化趨勢來看,當相對預混距離z/d≥4時,射流動量比增加對混合均勻度的影響降低。這是由于燃料與空氣的摻混主要受動量擴散與質量擴散主導[19]。在燃料與空氣摻混前半段,動量擴散為混合的主導;但隨混合的進行燃料流與空氣流動量差別減小,最后匯聚成一股流體,因此在混合后半段,質量擴散成為混合的主導因素,動量對混合特性的影響逐漸消失。

圖11 不同設流動量比下各位置的混合均勻度

3.4 特征參數對混合特性的擬合

根據預混距離與射流動量比對混合特性的影響規律,可對混合均勻度進行擬合,射流動量比和預混長度對混合均勻度擬合結果如圖12所示。

圖12 射流動量比和預混長度對混合均勻度擬合結果

通過PLOY2D函數對射流動量比mj、相對預混長度z/d和混合均勻度γa進行擬合,并采用Leverberg-Marquardt算法對擬合結果進行優化,所得到的擬合公式為

(6)

回歸系數R2可達0.98,對比原始數據與擬合曲面,可以發現擬合效果較優。

3.5 不同運行工況下混合均勻度擬合公式的準確性檢驗

在第3.2～3.4節中,特征參數變化時不涉及運行工況的改變,但是在燃氣輪機實際工作中,需滿足在入口工況發生變化時仍能保證穩定工作,因此需對第3.4小節所得擬合公式進一步檢驗,使其在一定工況范圍內仍能準確預測混合均勻度。由于研究主要為冷態內容,燃料組分不會對混合特性產生顯著影響,因此本文主要研究入口工況包括當量比以及入口空氣溫度。

3.5.1 不同當量比下的混合均勻度擬合結果

為檢驗當量比變化時混合均勻度擬合公式的準確性,對當量比0.5～1.0的混合特性進行模擬,并與擬合結果進行了對比,結果如圖13所示?？紤]到中低熱值合成氣在較低當量比條件下可能會出現不穩定燃燒,因此未考慮當量比低于0.5方案。當量比增加的同時射流動量比相應增加?？芍斄勘茸兓瘯r,混合均勻度擬合公式在所對應的射流動量比范圍內保持了較好的預測結果。

圖13 不同當量比下的模擬結果與擬合結果

3.5.2 不同入口空氣溫度下的混合均勻度擬合結果

空氣入口溫度對燃燒室燃燒特性有顯著影響,因此有必要探究擬合公式在不同溫度下的適用性。圖14為入口空氣在18～818 ℃時的擬合結果與模擬結果對比(由于微混噴嘴尺寸較小,無法通過試驗獲得混合均勻性,因此通過數值模擬結果檢驗擬合結果的準確性)?？諝鉁囟鹊淖兓绊懣諝饷芏冗M而影響射流動量比。由對比結果可知,當相對預混距離z/d≤4時,擬合曲線與模擬結果基本重合;在z/d>4時,二者差別略增加,最大誤差為4.35%。因此總體來看,擬合結果的準確性較高。

圖14 不同入口空氣溫度下的模擬結果與擬合結果

因此,所得到的擬合公式在當量比在0.5～1.0、雷諾數Re≥1×105、空氣入口溫度18～818 ℃的條件下適用,可對微混噴嘴的混合質量進行準確預測,誤差普遍在5%以下。且根據公式所涉及的相對射流動量比及相對預混通道長度對噴嘴結構中的預混通道直徑以及預混通道長度進行相應優化,為單只微混噴嘴設計提供經驗。

4 結 論

1)在燃料與空氣混合過程中,微混噴嘴內會形成反向渦對,燃料在該渦的裹入作用下與空氣混合。

2)預混通道距離及射流動量比變化對微混管內的混合均勻度有顯著影響,且隨預混距離增加,對混合特性的影響降低。

3)由于微混噴嘴的預混通道等效直徑在毫米級,燃料入口平均速度對混合均勻度的影響較小;此外,當雷諾數大于1×105時,噴嘴內流動進入第二自?；瘏^,混合特性不再受雷諾數影響。

4)通過射流動量比及預混通道距離對微混噴嘴的混合均勻度進行擬合,回歸系數R2可達0.98,且當量比為0.5～0.8、空氣入口溫度18～818 ℃時擬合結果誤差能保持在5%以下,可知所得擬合公式對于混合均勻度預測的準確性較高。因此,將該公式可作為設計準則,為微混噴嘴在混合特性提供結構優化方案。