甲烷自激勵脈動燃燒NOx排放特性的試驗研究

鄧 凱, 鐘英杰, 李 華, 方德明

(浙江工業大學能源與動力工程研究所,脈動技術工程研究中心,杭州310014)

隨著工業的迅速發展以及天然氣的推廣使用,NOx的排放量急劇增加,控制天然氣燃燒產生的NOx已成為重要的研究方向.國外已有相當成熟的技術來控制天然氣NOx的排放,但受投資及運行費用的制約,國內目前很難普及,研究有關NOx減排及適合中國國情的控制技術仍是目前的研究重點.脈動燃燒(pulse combustion)作為高效低污染的燃燒方式,是指在自激勵或強迫激勵的條件下,在燃燒區內表征燃燒過程的狀態參數(如溫度、壓力、氣流速度及熱釋放等變量)均隨時間作周期性波動的一種特殊的不穩定燃燒過程[1].該燃燒方式可降低NOx的排放,具有燃燒強度高、傳熱系數大以及裝置結構緊湊等優點.

國內外學者采用各種類型的脈動燃燒器對脈動參量下的NOx生成進行了試驗研究,J.O.Keller等[2]采用Helmholtz型脈動燃燒器研究了在化學當量比為1.0時甲烷預混氣脈動燃燒下NO的生成,發現NO的生成隨脈動振幅的增大而降低;H.W.Au-Yeung等[3]對Schmidt型脈動燃燒器下的NO生成進行了試驗研究,結果表明,隨脈動頻率和振幅的增加,NO的排放量降低;C.A.Martins等[4]通過試驗研究了Rijke型液化石油氣(LPG)脈動燃燒器的NOx生成,重點分析了脈動對燃料型NOx的影響,結果表明,在脈動燃燒下,燃料型NOx的生成量增加;G.Tashtoush[5]采用聲激勵的脈動方式研究了預混LPG氣體燃燒器中的聲振頻率對NOx排放的影響,結果表明,在聲場作用下NO的排放量降低,且NOx的降低與聲振的頻率和方向有關;S.R.N.De Zilwa等[6]通過揚聲器激勵圓管內火焰產生脈動,研究了貧燃和富燃工況下脈動對NOx排放的影響,發現富燃脈動燃燒下NOx的生成減少,而貧燃脈動燃燒下NOx的生成增加;北京工業大學的武力云等[7-9]通過試驗研究了空氣脈動、燃氣脈動、空氣和燃氣均脈動3種受控脈動燃燒方式下NOx的生成量,結果表明,脈動周期的延長有利于NOx的降低.上述脈動燃燒器大多通過強加聲場、特定聲結構或管路閥門開閉形成脈動,與Rijke型自激勵脈動燃燒器的脈動機理差異較大.Rijke型脈動燃燒器為兩端開口的二分之一波長諧振管,基于熱聲轉化原理——瑞利準則工作,即當放熱量脈動與聲壓脈動之間同相位時,熱聲轉換過程發生,在管中產生一定頻率振幅的自激脈動熱聲耦合.該裝置結構簡單、無需任何運動部件、可燃用各種燃料,是一種重要的脈動燃燒器[10].

雖然Rijke型脈動燃燒器結構簡單,但自激勵熱聲轉換機理復雜,尤其當火焰作為熱源時,火焰放熱量脈動激發聲場、聲脈動作用于管內燃燒過程,使燃燒與聲脈動形成耦合,進而使得 Rijke型脈動燃燒器內NOx生成受到化學反應動力學、傳熱、熱聲轉換、流體混合等多因素耦合作用,規律復雜.目前關于Rijke型自激勵脈動燃燒器內NOx的生成研究較少.

筆者采用 Rijke型自激式脈動燃燒器,對甲烷預混氣脈動燃燒與非脈動燃燒2種狀態下的NOx排放情況進行了試驗研究;借助紋影攝像的方法,對脈動燃燒火焰內部的流場特性進行了分析,探討了脈動頻率、脈動振幅、燃燒功率等對NOx排放的影響,并分析了減排機理,為研究Rijke型脈動燃燒器下NOx的生成規律和機理提供了參考.

1 試驗部分

1.1 試驗設備

圖1為Rijke型燃燒器示意圖.Rijke管由去耦室、固定管、視窗管和可變管經法蘭連接而成.去耦室為立方體,體積為0.125 m3;固定管為直徑100 mm、長400 mm的鐵管;視窗管直徑為100 mm,長為400 mm,左右側面各裝有石英玻璃窗,可觀測火焰特征,并為紋影系統提供光學通路;可變管由四段可互換的鐵管構成,長度分別為1 050 mm、1 200 mm、1 500 mm和600 mm,通過可變管的互換可改變Rijke總長,使Rijke管內產生不同的脈動參數Rijke管管壁均布測試孔,用來測量壓力、溫度以及污染物.

圖1 Rijke型燃燒器示意圖Fig.1 Schematic diag ram of the Rijke tube combustor

去耦室外端連接三段進氣管路,其中一段為中壓鼓風機,提供維持Rijke自激振蕩所需的平均氣流,最高流量可達18 m3/min,其他管路分別為甲烷和空氣進氣管路.甲烷和空氣分別進入燃燒器下端預混室混合,混合充分后由漸縮型噴口噴出燃燒.噴口出口直徑為20 mm,噴口和混合室截面面積擴張比為0.367,噴口內布置有防回火的多孔介質,出口上方35 mm處裝有直徑為45 mm的穩焰圓環.燃燒器主體固定在去耦室內升降裝置上,可上下移動改變熱源位置,以調整到激發Rijke管自激脈動的最佳位置.

圖2為Rijke型自激勵脈動燃燒試驗臺.采用半無限法測量管內脈動壓力,通過CL-YD-200T型微壓氣體壓力傳感器獲得壓力特征,壓力傳感器外加水冷裝置,測試位置沿管軸線方向均勻布置,動壓數據經YE6600程控放大器后,由YE6230高速數據采集器傳輸至計算機.采用K型和B型2種熱電偶測量管內溫度,溫度信號由多通道溫度數據采集儀Fluke2620完成.由外徑 1 mm、I級精度的 K型鎧裝熱電偶測量煙氣區500℃以下區域的溫度,以直徑0.4 mm的單根偶絲自制B型熱電偶完成火焰區內及附近的溫度測試.甲烷流量和一次空氣量采用轉子流量計測量,二次空氣量(即Rijke管內的平均氣流)采用渦輪流量計測量.煙氣從尾部煙道取出,經干燥和過濾后進入M2000燃燒分析儀,采用電化學分析方法同時得出 O2、CO 、CO2、NO 、NO2的濃度,根據GB 13271-2001鍋爐大氣污染物排放標準規定,將測試所得NOx濃度折算為過量空氣系數為1.2(即含3.5%氧濃度的干煙氣)時的NOx濃度.所有測試儀器均經校準和標定,各組參數均多次采樣取均值.

圖2 試驗裝置圖Fig.2 Schematic diag ram of the experimental setup

1.2 紋影攝像系統

圖3 紋影攝像系統示意圖Fig.3 Schematic diagram of the Schlieren photography system

用于火焰圖像測量的紋影系統示于圖3.將Rijke管火焰段置于紋影視場中,狹縫位于主反射鏡(一)的焦點處,光刀置于主反射鏡(二)的焦點處,調整紋影系統同軸,以確保兩主反射鏡間為平行光路,調節狹縫寬度和光刀進給程度,以獲得對比度、靈敏度適宜的紋影圖像.

2 試驗工況與結果分析

2.1 Rijke管自激振蕩特性與試驗工況

在以火焰為熱源的 Rijke管自激振蕩過程中,聲場和燃燒過程形成反饋和耦合,因素復雜且多樣化,對于燃燒參數與管內結構參數應如何匹配以形成穩定的自激脈動尚未形成統一的結論.對于電加熱型Rijke管,自激脈動的產生和維持與管的長徑比、加熱量、加熱面的位置以及平均流速有很大關系.理論上,當管長徑比大于10、距管進口端1/4管長的上下位置處供熱、維持一定的平均流速和供熱量時,自激脈動可被激發并保持穩定.試驗中對維持Rijke管起振的燃燒功率、平均流速、管長和火焰位置進行了探討,獲得了可維持 Rijke管穩定自激振蕩的燃燒工況,燃燒參數見表1.

表1 自激脈動燃燒器的試驗工況Tab.1 Test conditions of the Rijke self-excited pulsating tube combustor

Rijke管需采用長徑比大于18.5的直管,火焰位置位于y=1/2L～1/4L之間,如圖1所示.

脈動參數(包括脈動頻率和脈動振幅)的調節分別通過Rijke管的總長、火焰在管內的位置以及放熱量等參數的變化來實現.

根據聲學原理,Rijke管內基波聲學振型脈動頻率表示如下[11]:

式中:n為諧波階數,n=1,2,3,……;ε=0、1,分別對應于兩端同時開/閉口或兩端一開一閉的情況;L′為考慮管口聲學效應的修正后管長,m;L為實際管長,m;D為管子直徑,m;n0為管子開口數,n0=0,1,2;c為考慮空氣溫度變化的聲速,m/s;T為空氣溫度,K.

在試驗裝置中,Rijke管內存在由鼓風機提供的平均空氣流,且去耦室截面相對于Rijke管截面積較大,Rijke管可視為兩端開口的直管,其聲學共振頻率決定于Rijke管管長及管內的溫度分布[12].試驗中所獲得的脈動頻率為82～105.5 Hz,脈動激發后管內頻率穩定且能保持定值.

Rijke管內的脈動振幅受燃燒功率的影響,并沿管軸向位置呈現半正弦波分布,兩端為節點,中間為波谷,火焰處脈動振幅的變化可通過改變燃燒功率和火焰所在軸向位置實現.當火焰位置處于 y=0.249L時,隨著燃燒功率的變化,火焰處的脈動壓力振幅為 143～387.5 Pa;當火焰位置處于 y=0.243L時,火焰處脈動壓力振幅為415～1 012.5 Pa;當火焰位置處于y=0.233L時,火焰區脈動壓力振幅為287.5～775 Pa.

非脈動燃燒工況則通過改變Rijke管的總長,使之長徑比小于18.5,無法產生脈動,以所監控測點的壓力振幅小于20 Pa進行判斷.

圖4給出了管長為2.3 m、在工況5下距管內進口端1/3管長處的聲壓波形圖和頻譜分析圖.從聲壓波形圖中可以看出,壓力波形光滑,呈規則正弦波,振幅穩定,符合Rijke管聲學特性.從頻譜分析圖中可以看出,該狀態下頻率單一,無任何雜波.實測頻率值為85.9 Hz,與根據式(1)計算的理論頻率值(87 Hz)接近,當理論計算時管內溫度取平均值399℃.由于頻率、振幅均可獲得穩定可調值,因此可開展多工況下NOx的排放試驗.

2.2 脈動頻率對NOx排放的影響

圖5列舉了4組不同燃燒工況下NOx的排放隨脈動頻率的變化圖.在相同的燃燒功率下,隨著脈動頻率的增大,NOx的排放量降低,且降低的幅度逐漸變得平緩.在5.4 kW 的燃燒功率下,當脈動頻率從82 Hz變化到105.5 Hz時,NOx的排放量從87×10-6降低至13×10-6.在其他3種燃燒功率下,也可以觀察到隨著頻率增大,NOx的排放呈現不同程度降低.

圖4 聲壓波形圖和頻譜分析圖Fig.4 T he acoustic pressure waveform and frequency spectrum

圖5 NOx的排放隨脈動頻率的變化Fig.5 NOxemission vs.pulsating frequency

根據熱力型、快速型和燃料型NOx的生成機理,快速型NOx基本在富燃情況下生成,而燃料型NOx主要由燃料中的氮氧化而成.由于試驗中空氣過量且燃料中不含氮,因而只考慮熱力型NOx.熱力型NOx與燃燒區的溫度和氣體在高溫區的停留時間相關.當燃燒功率一定時,燃燒所產生的熱量不變,則燃燒區的溫度主要與熱量遷移速度有關,也即與傳熱率有關.而氣體在高溫區的停留時間主要與氣流的混合特性有關,即NOx的生成主要與脈動燃燒器的傳熱和混合特性有關.

在一個脈動周期內,熱釋放發生的時刻及它的持續時間基本上是由燃料的燃燒特性、空氣及燃料噴注結構和反應物的混合速率決定的.當壓力振幅一定時,特征燃燒時間(包括混合、燃燒及放熱所需時間)大約等于脈動燃燒器基波型聲學振型脈動周期的一半[13],即在功率不變、當量比一定的情況下,脈動頻率越高,相應的特征燃燒時間越短,混合及傳熱速度也就越快.

而脈動燃燒器內的對流傳熱系數主要取決于燃燒產物的質量、管內位置及速度振幅大小,與脈動頻率無關.脈動頻率的增大主要影響氣流的混合特性,當空氣和燃料的流率保持不變時,頻率的增大會降低燃燒器的體積率,導致反應物與前一周期的生成物混合更快,減少了氣體在高溫區的停留時間,進而降低了熱力型NOx的生成,使得NOx的排放降低.

由圖5可知,在85.9～105.5 Hz的脈動頻率下,隨著燃燒功率的增加,NOx的排放量增加.由圖6溫度隨脈動頻率的變化可知,燃燒功率的增加會引起放熱量的增大,使得火焰內溫度升高,進而使得NOx的排放量增加.但是在82 Hz脈動頻率下,出現燃燒功率為4.5 kW時NOx排放量大于5.4 kW的現象,這將在2.4.1節中作進一步討論.

圖6 Rijke管內溫度隨脈動頻率的變化關系Fig.6 Temperature in Rijke tube vs.pulsating frequency

2.3 脈動振幅對NOx排放的影響

自激勵型Rijke管中存在燃燒放熱量與壓力脈動的耦合,只有兩者相位相同時,熱聲過程才能被激勵.而燃燒放熱量的大小與燃燒功率密切相關,則壓力脈動振幅與燃燒功率存在密切的耦合關系,兩者無法解耦.在分析脈動振幅對NOx生成量的影響時,必須同時考慮壓力振幅和燃燒功率2個參量.圖7為NOx的排放量隨脈動振幅的變化關系.圖中各數據點依次對應表1中的工況1～5,脈動振幅隨燃燒功率增大而增大,因此脈動振幅與NOx的關系包含了燃燒功率對NOx的影響.同時,已知NOx的生成隨燃燒功率的增大而增加,則圖中NOx的排放量增加是由壓力振幅和燃燒功率的共同作用所引起的,難以孤立地判斷NOx隨壓力振幅的變化關系因此,本文僅提供試驗數據作為模擬分析的參考,而不進行脈動振幅與NOx生成關系的分析.

圖7 NOx排放隨脈動振幅的變化關系Fig.7 NOxemission vs.pulsating amplitude

2.4 脈動與非脈動燃燒對NOx排放的影響

2.4.1 NOx、CO排放量及溫度的對比分析

由圖5可知,在4組不同的燃燒工況下,脈動頻率為 82 Hz時NOx的排放量最大,脈動頻率為105.5 Hz時NOx的排放量最小.因此,選取了2個典型脈動頻率進行非脈動燃燒與脈動燃燒的比較,對4種燃燒工況(表1中工況2～工況5)下非脈動、脈動頻率為82 Hz和105.5 Hz時NOx、CO排放量以及溫度值進行了詳細分析,結果示于圖8～圖10圖10中x/d的不同取值分別代表火焰上游區、中間區和煙氣區的3個測點.

圖8 脈動燃燒與非脈動燃燒時NOx排放量的比較Fig.8 Comparison of NOxemission between pulsating and non-pulsating combustion mode

結合圖5和圖8可知,對應工況2～工況5的燃燒工況及6組脈動頻率,脈動燃燒下NOx的排放量較非脈動燃燒降低,且隨著頻率增加,NOx的排放量降低.

當頻率為105.5 Hz、功率為2.8 kW時,NOx的排放量最低,與非脈動燃燒相比降低了99.0%.分析圖9和圖10發現,該工況下的CO生成降低了13.8%,表明燃燒較為完全;火焰上游區與中間區溫度分別降低了38.7%、65.5%,煙氣區溫度升高了0.57%,表明燃燒器內傳熱率提高,燃燒器整體溫度分布更為均勻,縮短了氣體在火焰峰值高溫區的停留時間,降低了NOx的排放.隨著功率逐漸增大,與非脈動燃燒相比,脈動燃燒下NOx的排放量仍降低,但降低的幅度逐漸減小,同時CO的排放量逐漸增加,表明燃燒的不完全程度逐步增加,燃燒效率降低.

圖9 脈動燃燒與非脈動燃燒時CO排放量的比較Fig.9 Comparison of CO emission between pulasting combustion and non-pulsating combustion mode

圖10 脈動燃燒與非脈動燃燒時Rijke管內時均溫度的對比Fig.10 Comparison of time-average temperature in Rijke tube between pulsating and non-pulsating combustion mode

當頻率為82 Hz時,與非脈動燃燒相比,在2.8 kW、3.6 kW和4.5 kW下NOx和CO的排放降低,燃燒效率升高.但繼續增加功率發現,在5.4 kW下,NOx的排放略有下降,CO的排放量增加,燃燒不完全現象明顯,燃燒效率降低.

由2.2節的分析可知,脈動主要是通過增強氣體的混合與傳熱來影響NOx的生成,當功率較小時,火焰較小,摻混主要作用于火焰面,減少了高溫區的停留時間;同時,脈動也提高了燃燒器內的傳熱率,燃燒器整體溫度分布更為均勻,減少了氣體在火焰峰值高溫區的停留時間,降低了NOx的排放.而隨著功率的增加,火焰的容積率逐漸升高,火焰呈現分布反應模式,且試驗中過量空氣系數較大,有較多空氣摻混到火焰內部,使得火焰內部形成較多過度貧燃區,因而難以支持快速的燃燒反應,火焰傳播速度變小,燃料會發生高溫熱解,形成部分氧化的產物,增加了CO的生成,雖然脈動下NOx的排放仍低于非脈動工況,但燃燒效率降低.

在本試驗工況中,頻率為105.5 Hz、功率為2.8 kW時,可同時獲得低 NOx和高效的脈動燃燒結果,要實現燃燒器的最佳工作參數,需進一步探討脈動參數與燃燒功率的匹配關系.

2.4.2 火焰內流場特性

分形理論是研究非線性問題的有效方法,廣泛應用于物質結構、化學反應和湍流等領域的相關研究[14].脈動燃燒是典型的非線性過程,以表征分形特征的分形維數為手段,研究脈動燃燒的火焰內流場,揭示脈動燃燒特性,該方法具有較強的可行性.

盒維法是應用較為廣泛的分形維數計算方法,其定義為[15]:

式中:DimBF為F上的分形維數;F為Rn上任意非空的有界子集;Nδ(F)是直徑最大為δ、可以覆蓋F的集的最少個數.

針對所獲得的脈動火焰紋影圖像,需借助圖像處理技術實現盒維法,具體方法如下:首先對原始圖像進行灰度圖轉換,選擇適當的圖像分割閾值后,對圖像進行二值化處理,圖11給出了功率為5.4 kW時的非脈動火焰和頻率為82 Hz時的脈動火焰下局部灰度圖及二值圖;在此基礎上,統計二值圖矩陣在不同等分次數下的非零子矩陣的個數,計算矩陣被分割為子矩陣的邊長,取對數后,進行線性擬合,判斷采集圖像是否符合分形特征,最后輸出對應分形維數.

圖11 火焰內流場紋影圖Fig.11 Schlieren photos of flame inner flow field

圖12為對圖11進行處理后的火焰內流場的分形維數擬合曲線.基于式(2)分形維數的理論定義,在具體算法中[16],通過構造正方形對目標區域進行網格劃分,將圖像逐次二等分:

式中:p為對原圖像進行二等分的次數;δ為對應于圖像進行p次二等分后所得小方格的邊長占原圖像邊長的分數.

圖12 分形維數擬合曲線Fig.12 Comparison of fractal dimensions between pulsating and non-pulsating flames

圖12中曲線的斜率為分形維數,橫坐標 log(2p)對應式(2)中的-log(δ).在該網格劃分下,統計覆蓋圖像目標區域的網格數,即將圖像二值化后所獲得的非零子矩陣的數目N,相應的圖12中縱坐標log(N)對應式(2)中的 log Nδ(F).

圖12中兩組數據點與擬合線完全吻合,由式(2)可知,所對應的紋影圖像符合分形特征,即脈動燃燒和常規燃燒的火焰內流場均具有分形特征,可應用分形理論進行研究.由分形理論的自相似性可知,采集的局部火焰流場性質可以代表整個燃燒區域的流場特征,這樣,由紋影圖像所獲悉的密度場和溫度場的變化可以表征整體火焰區域的狀態.此外,比較圖中2條擬合曲線的斜率可知,在所對應的燃燒狀態下,脈動燃燒的分形維數大于常規燃燒.

分形維數可以很好地反映物體表面的不規則程度,表面結構越復雜,分形維數越大[17].對于火焰表面,分形維數越大,其褶皺、卷曲的程度越高.由于脈動燃燒火焰內流場的分形維數高于常規燃燒對應值,可推斷在脈動燃燒條件下,火焰內流場褶皺、卷曲的程度更高,流動參數的非線性程度更高.根據Rijke管的聲學特性,管內脈動的聲波為駐波,對于沿管軸線方向流動的氣體工質而言,會受到軸向的脈動作用,在火焰區域內部表現為促使火焰沿管徑方向“抖動”,從而使得脈動火焰較常規火焰更為褶皺、卷曲 .

脈動火焰的褶皺與卷曲反映了脈動燃燒過程中聲波對火焰內部流場的影響,紋影圖像表征了火焰區域內密度場和溫度場的變化,根據上文的分析可知,脈動作用強化了燃燒過程的傳熱混合.在化學反應方面表現為增強了反應區的摻混效果,使反應物質湍動能增加;提高了反應速率,促進燃燒反應的進行;并且有效地將燃燒產物輸運至火焰區域以外,進一步增強了燃燒反應效果.同時,反應物的有效摻混降低了火焰區內的溫度以及減少了燃燒產物在高溫區域的停留時間,抑制了氮氧化物的生成.

3 結 論

(1)當脈動頻率為82～105.5 Hz、燃燒功率為2.3～5.4 kW 時,在長徑比大于18.5的 Rijke型脈動燃燒器中,甲烷自激勵脈動燃燒與非脈動燃燒相比能起到降低NOx排放的作用,且降低幅度與脈動頻率、壓力振幅和燃燒功率有關.脈動燃燒下NOx的降低受到兩方面的作用:一方面,由于傳熱性能的提高,管內溫度分布更為均勻,氣體在高溫區的停留時間縮短;另一方面,管內物質的摻混程度較高,氣流混合均勻,火焰峰值溫度降低,因此,NOx的排放降低.

(2)當燃燒功率為2.8～5.4 kW時,在相同燃燒功率和振幅的條件下,脈動頻率在82～105.5 Hz內,隨著脈動頻率的增加,NOx排放降低,這主要是由氣體混合過程中的變化引起的,頻率的增加會降低燃燒器的體積率,導致反應物和前一周期的生成物混合變快,減少了氣體在高溫區的停留時間,使得NOx排放降低.

(3)以火焰為熱源的自激勵型Rijke管中,壓力振幅對NOx生成的影響耦合了燃燒功率的作用,無法單獨判斷.

(4)當脈動燃燒功率為2.8～5.4 kW時,NOx的排放隨燃燒功率的增大而升高.

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