不同結構參數對甲醇燃料大氣式燃燒器引射性能影響分析及研究

金靖偉，孫姣，3，張旭，賈雷永，陳文義

（1.河北工業大學化工學院，天津300130；2.河北工業大學工程流動與過程強化研究中心，天津300130；3.天津大學機械學院，天津300350；4.天津鵬程煤礦設備有限公司，天津301914）

不同結構參數對甲醇燃料大氣式燃燒器引射性能影響分析及研究

金靖偉1，2，孫姣1，2，3，張旭1，2，賈雷永4，陳文義1，2

（1.河北工業大學化工學院，天津300130；2.河北工業大學工程流動與過程強化研究中心，天津300130；3.天津大學機械學院，天津300350；4.天津鵬程煤礦設備有限公司，天津301914）

為解決甲醇燃料完全預混式燃燒器啟動溫度高、速度慢、安全系數低等問題，設計了甲醇燃料大氣式燃燒器.采用數值模擬的方法，對其關鍵部件引射器的結構尺寸進行優化及燃燒器燃燒效果分析，著重研究了在不同輸出功率下，噴嘴直徑、噴嘴插入深度、入射角度、引射器喉管長度、喉管直徑以及擴壓管長度對引射器性能的影響，獲得了甲醇燃料大氣式燃燒器引射器的優化結構參數，進一步探索了甲醇蒸汽必要入射溫度.輸出功率在20%～120%之間時，優化后的燃燒器摩爾引射系數維持在4.35以上，引射性能穩定；空氣溫度為293 K時，理論甲醇蒸汽必要入射溫度僅為473 K，燃燒效率可達98%以上，最高溫度達2 300 K以上.

甲醇燃料；大氣式引射器；摩爾引射系數；數值模擬

0 引言

目前，我國廣大農村地區，由于長期燃燒煤炭造成了極大的環境污染和能源浪費，人們對清潔燃料和高效燃燒技術的需求越來越迫切.甲醇燃料來源廣泛，可由傳統化石能源、生物質能源以及可再生能源轉化而來，其完全燃燒時產物僅為二氧化碳和水蒸氣，不會對環境造成污染，是優秀的煤炭替代能源，具有廣闊發展前景[1-3].然而甲醇燃料存在高含氧量、低熱值、常溫為液態、汽化潛熱高等缺點，并且目前甲醇燃料燃燒器的設計仍主要依靠燃油燃氣燃燒器的設計經驗，沒有其特有的理論基礎及設計方法，燃燒技術落后已經成為甲醇燃料高效利用及推廣普及的瓶頸.因此，無論是從解決人們需求還是推廣普及甲醇燃料的角度，對甲醇燃料燃燒器進行深入的研究都是十分必要的.

按甲醇燃料的燃燒方式，可將燃燒器分為霧化燃燒器和汽化燃燒器兩種，霧化燃燒器普遍存在著燃燒效率低、噪聲大、火焰溫度低等缺點；汽化式甲醇燃燒器通過把燃料汽化和燃燒兩個過程分開，避免了高汽化潛熱對火焰溫度的影響，提高了火焰溫度和燃燒效率，但仍然存在與空氣混合不充分、燃燒效率較低等缺點[4].國內外研究者針對甲醇燃燒器的結構及燃燒效率展開了模擬和實驗研究.Kermes V[5]等對比了氣體燃料燃燒器和液體燃料燃燒器的燃燒性能及燃燒產物的測試方法，并指出甲醇燃料燃燒器的設計應重視預熱和回流區強度；鄂加強[6]、張雙利等[7]提出了利用“多場協同”原理對醇基燃料燃燒器燃燒效率和燃燒產物進行協同分析，并做了相應優化；冉景煜、施軍等[8-10]設計了完全預混式甲醇燃料燃燒器，并對其進行數值優化及實驗研究，研究結果表明，燃燒器引射性能穩定，燃燒效率可保持在99.2%以上.預混式甲醇燃料燃燒器是將燃料和空氣先混合后燃燒，可大大提高甲醇燃料的燃燒效率，成為當前甲醇燃料燃燒器發展的新方向.甲醇燃料完全預混燃燒器由于一次空氣引入量較大，易使蒸汽再次液化，需要將汽化室溫度加熱至800℃以上[11].這就導致燃燒器存在啟動溫度高、速度慢、安全系數低等缺點.

為解決甲醇燃料完全預混式燃燒器的上述問題，本文把甲醇燃料特性和大氣式燃燒方式相結合，設計了甲醇燃料大氣式燃燒器，可以通過降低一次空氣混入量來降低汽化室所需溫度，提高燃燒器的啟動速度和安全系數.目前，國內外關于甲醇燃料大氣式燃燒器還鮮有報道.而引射器是甲醇燃料大氣式燃燒器的關鍵部件，直接關系到燃燒效率及燃料的必要溫度.因此，本文針對甲醇燃料大氣式燃燒器引射器的不同結構進行數值研究及結構優化，并對優化后的結構進行燃燒模擬驗證，在既保證較高的燃燒效率，盡可能降低燃料溫度，快速安全啟動.

1 燃燒器模型

1.1 燃燒器的工作原理

圖1為甲醇燃料大氣式燃燒器的結構示意圖，液體甲醇燃料首先進入汽化室6，在汽化室內燃料吸收小部分燃燒熱汽化為甲醇燃料蒸汽，燃料蒸汽通過蒸汽分配環1上的燃料噴嘴3噴入引射器4內和一次空氣混合，再由引射器出口噴出，被點火針5點燃.為保證燃料燃燒時和二次空氣充分混合，燃燒器設計了6套噴嘴和引射器，在燃燒器中成環形分布.燃燒器設計功率為30 kW，通過控制甲醇燃料的流量來控制輸出功率，滿負荷工作時燃料的質量流量為5 kg/h.

圖1 燃燒器結構示意圖Fig.1 Burner structure diagram

燃燒反應主要考慮甲醇和空氣之間的氧化反應，反應方程式如（1）～（3）式，當空氣供給充足時甲醇完全燃燒，生成二氧化碳和水蒸氣；當空氣供給不足時，甲醇不完全燃燒，生成一氧化碳和水蒸氣.由方程式（1）可知，1 mol甲醇完全燃燒消耗1.5 mol氧氣，計算可得1 mol甲醇完全燃燒需7.14 mol空氣.一次空氣系數取α=0.6，大氣引射器的設計摩爾引射系數

1.2 物理模型及網格劃分

引射器依據現有燃氣引射器設計理論進行初步設計[12]，得到引射器流場結構及尺寸如圖2和表1所示.引射器結構為較規則的圓柱體，因此本文采用結構化網格劃分方式，引射器模型網格數量約為40萬.燃燒部分同樣采用結構化網格劃分方式，網格數量約為60萬.

圖2 引射器流場結構及網格示意圖Fig.2 Flow field structure and grid schemes of injector

表1 引射器初步設計尺寸Tab.1 Preliminary design of ejector dimensions

1.3 數學模型

目前，在流體流動問題方面，采用CFD（計算流體動力學）已經能準確的對流場的流動情況進行模擬計算[13-14].基本控制方程為：連續性方程、動量方程、能量方程、物質運輸方程以及K-ε雙方程[13-16].其通用形式為

其中：φ為流動物理量；Γφ為有效擴散系數；Sφ為源項；x，r，θ；u，v，w分別為軸向、徑向和周向的坐標和速度；ρ為流體密度.

1.4 邊界條件及求解方法

引射器部分不考慮重力及化學反應，根據燃燒器的工作原理，甲醇燃料入口設置為質量流量入口，質量流量為4.6×105～2.76×104kg/s（輸出功率在20%～120%之間），成分為100%純甲醇蒸汽，溫度設置為573 K，空氣入口和出口分別設置為壓力入口和壓力出口，壓強0 Pa（表壓），成分設置為O2（摩爾分數0.21），N2（摩爾分數0.79），初始空氣溫度設為293 K，壁面設置為絕熱壁面.燃燒部分主要考慮式（1）～式（3）的化學反應，二次空氣入口和燃燒部分出口分別設置為壓力入口和壓力出口，壓強0 Pa（表壓）.

數值計算使用雙精度算法，選用標準K-ε方程，模型參數設為：1.2[13-16]，基于SIMPLE算法選用分離求解器，松弛因子設為0.7.

2 計算結果分析

燃燒器能否達到設計要求主要由引射器的引射能力決定，而引射器的引射能力主要由噴嘴及引射器自身結構所決定.文中以計算得出的結構尺寸為基礎，分析研究噴嘴直徑DJ、噴嘴插入深度LY、噴嘴入射角度θ、喉管長度LH、喉管直徑DH及擴壓管長度LD這六方面在不同輸出功率下對引射器性能（摩爾引射系數和預混效果）的影響，以便從中得出規律并對引射器進行設計優化.

2.1 噴嘴直徑對引射器性能的影響

噴嘴直徑分別為1.5 mm、2 mm、2.5 mm、3 mm時，研究噴嘴直徑對引射器性能的影響.由圖3可知，在質量流量一定時，摩爾引射系數隨著噴嘴直徑的增大而減小；在噴嘴直徑不變的情況下，摩爾引射系數隨著輸出功率的增加而增加，當輸出功率超過80%以后增加幅度明顯放緩.由圖4可知，引射器喉管內的負壓隨著噴嘴直徑的減小而增大.通過分析可知，噴出的甲醇燃料動壓頭一部分用于提高引入空氣的動壓頭，一部分用于克服流動阻力損失.在質量流量一定時，噴嘴直徑越小，氣體流速越大，甲醇燃料所攜帶的動壓頭也就越大，帶動喉管內的氣體流動形成更大的負壓，吸入更多的空氣；當噴嘴直徑一定時，流量越小，單位質量的甲醇燃料所攜帶的動壓頭也就越小，更容易受流動阻力損失的影響，導致摩爾引射系數下降.

圖3 不同噴嘴直徑下引射器內部靜壓力圖Fig.3 Internal static pressure diagram of ejector under different nozzle diameters

2.2 噴嘴插入深度對引射器性能的影響

噴嘴直徑DJ=2 mm，噴嘴到引射器入口距離LY分別為0 mm、1 mm、2 mm、3 mm、4 mm、5 mm、6 mm、7 mm時，研究噴嘴插入深度對引射器性能的影響.由圖5可知，當LY取值小于2 mm時，摩爾引射系數隨噴嘴插入深度的增加明顯增大；當LY取值大于2 mm且輸出功率大于60%時，摩爾引射系數基本維持穩定，輸出功率小于60%時，隨著LY的增加摩爾引射系數增大.由分析可知，引射性能除了和引射器喉管內的負壓有關，還和甲醇燃料對空氣的卷吸作用有關[17-18]，卷吸區域呈梯形分布，當射流體的流速及本身物理性質一定時，卷吸能力相對穩定.當LY取值小于2 mm時，吸入室對氣流的阻力變化較大，當LY取值大于2 mm時，吸入室對氣流的阻力相對穩定，因此導致了摩爾引射系數如圖5所示的變化趨勢.

圖4 噴嘴直徑對摩爾引射系數的影響Fig.4 Influence of nozzle diameter on mole ejecting ratio

圖5 噴嘴位置對摩爾引射系數的影響Fig.5 Effect of Nozzle Position on mole ejecting ratio

2.3 入射角度對引射器性能的影響

取噴嘴直徑DJ=2 mm，入射角度分別為0°、15°、30°、45°時，研究入射角度對引射器性能的影響，由圖6可知，摩爾引射系數隨入射角度的增大而增大.經過分析可知，由于噴嘴對入射流體的阻力隨入射角度的增大而增大，在相同輸出功率的情況下，需要給射流體提供更大的壓強能，射流體所攜帶的能量也就更多.由圖7可知，甲醇燃料在噴嘴出口平面的速度基本相同，但其壓強能不同，射流體噴出噴嘴后，壓強能繼續轉化為流體動能，因此射入流體的流速隨入射角度增大而增大，喉管內的負壓也隨之增大，導致摩爾引射系數增大.

圖6 噴嘴入射角度對摩爾引射系數的影響Fig.6 Influence of nozzle angle on mole ejecting ratio

圖7 不同入射角度下引射器內部氣體速度分布圖Fig.7 Distribution of gas velocity in ejector under different incident angles

2.4 引射器喉管長度對引射器性能的影響

喉管長度不僅影響摩爾引射系數的大小，而且對燃料-空氣的預混效果也有直接的影響.取噴嘴直徑為DJ=2 mm，入射角度θ=0°、θ=30°，喉管長度分別為40 mm、35 mm、30 mm、25 mm、20 mm、15 mm、10 mm時，研究引射器喉管長度對引射器性能及出口甲醇濃度分布的影響.由圖8可知，在入射角度θ= 0°、θ=30°，輸出功率大于60%時，摩爾引射系數隨著喉管長度的增大而增大，在LH=25 mm時達到最大值，之后隨著喉管長度增大而輕微下降，當喉管長度在10～25 mm時，摩爾引射系數增加明顯；當輸出功率小于40%時，隨著喉管長度的增大，摩爾引射系數同樣呈現先增大后減小的趨勢，在LH=20 mm時達到最大值.由引射器引射原理可知，引射性能跟喉管內靜壓力關系密切，對比喉管在各個長度的各種工況下，從喉管入口起始10 mm區域的平均壓強.如圖9所示，縱坐標表示的是相對壓強，即喉管平均壓強與LH= 10 mm時的平均壓強之比.喉管內的負壓隨著喉管長度的增加呈現先增加后減小的趨勢，輸出功率越大達到最大負壓所需的喉管長度也就越長，和摩爾引射系數的變化趨勢相吻合.

由圖10可知，在入射角度θ=0°、θ=30°，輸出功率為100%時，隨喉管長度的增加，引射器出口中心線上各點甲醇燃料濃度的分布一致性越好.當喉管長度大于30 mm時，中心線上各點燃料濃度的波動變化很小，波動范圍小于2.6%，說明在此條件下燃料-空氣混合效果較好.在實際工況中，由于引射器中的流體會和外界環境發生熱交換，因此在保證摩爾引射系數滿足設計要求和物料充分混合的情況下，盡可能減小引射器的長度，有利于減小和環境之間的熱交換，保證出口氣體溫度.由以上分析可以看出，在入射角度為θ=0°和θ=30°的模型中，摩爾引射系數及出口甲醇濃度分布隨引射器喉管長度的變化趨勢相同，在后續數值計算中取入射角θ=0°觀察趨勢.

圖8 引射器喉管長度對摩爾引射系數的影響Fig.8 Influence of the length of ejector throat on molar ejection coefficient

圖9 喉管長度對喉管內壓強的影響Fig.9 Effect of throat length on pressure

圖10 輸出功率100%時出口中心線上各點甲醇濃度Fig.10 The concentration of methanol at each point on the exit center line with Output power 100%

2.5 引射器喉管直徑對引射器性能的影響

喉管直徑既影響喉管中負壓的大小，又影響著引射器中空氣阻力的大小.取噴嘴直徑DJ=2 mm，入射角度θ=0°，喉管直徑分別為7 mm、8 mm、9 mm、10 mm、11 mm時，研究引射器喉管直徑對引射器性能的影響.由圖11a）可知，在各個工況下，摩爾引射系數均隨喉管直徑的增大呈現先增后減的趨勢，分別在DH=8 mm和DH=9 mm時達到最大值；由圖11b）可知，喉管內壓力隨著喉管直徑的增大而升高.通過分析可知，喉管直徑的增大不利于喉管內負壓的形成，負壓吸氣作用隨之減弱；相反喉管直徑越大，入口對空氣的阻力越小，越有利于引射空氣.引射器的引射性能受喉管內的負壓及喉管入口對空氣阻力雙重因素的影響，考慮到摩爾引射系數在各個工況下的大小及波動情況，喉管直徑DH=9 mm為最優值.

圖11 引射器喉管直徑對引射性能的影響Fig.11 Influence of the diameter of ejector throat on ejector performance

2.6 擴壓管長度對引射器性能的影響

同喉管長度相同，擴壓管長度對摩爾引射系數及燃料-空氣的預混效果也有直接的影響.在噴嘴直徑DJ=2 mm，入射角度θ=0°，喉管長度LH=30 mm，喉管直徑DH=9 mm，取擴壓管長度分別為15 mm、20 mm、25 mm、30 mm、35 mm時，研究引射器擴壓管長度對引射器性能及出口甲醇濃度分布的影響.由圖12a）可知，當輸出功率較大時，擴壓管長度對摩爾引射系數幾乎沒有影響，當輸出功率較小時，摩爾引射系數隨著擴壓管長度的增加而稍有下降.通過分析可知，擴壓管長度僅對引射器內氣流阻力產生較小的影響，因此產生了上述引射系數的變化.由圖12b）可知，當輸出功率為100%時，隨擴壓管長度的增加，引射器出口中心線上各點甲醇燃料濃度的分布一致性越好.當擴壓管長度大于25 mm時，中心線上各點燃料濃度的波動變化很小，波動范圍可控制在2.6%以內，說明在此條件下燃料-空氣可以達到較好的混合效果.比較圖10和圖12b）中的數據可知，出口甲醇濃度分布受擴壓管長度的變化影響更明顯，而其主要影響因素為分子的擴散速度，引射器的總體長度越長，擴散越充分，濃度分布也就越均勻.

圖12 引射器引射器擴壓管長度對引射性能的影響Fig.12 Influence of the length of ejector tube on ejector performance

3 引射器結構優化及燃燒效果分析

3.1 引射器結構優化

甲醇燃料大氣式引射器的主要作用是使燃料在被點燃前預先和部分空氣進行混合，在引射器內部甲醇燃料和一次空氣進行動量和能量的交換，使其在引射器出口獲得必要的剩余壓力及溫度，以保證燃燒器的穩定工作.基于上述規律對引射器進行了優化，優化后的引射器結構尺寸如表2所示.

表2 引射器優化尺寸Tab.2 Ejector optimized size

為得到恰當的燃料入口溫度，對優化后的大氣式引射器，在空氣溫度293 K，取燃料入口溫度T分別為423K、448K、473K、498K、523K、548K、573 K時，研究燃料溫度對出口溫度的影響.由圖13可知，在各個工況下，出口溫度隨入口燃料溫度的增加而增加，當入口燃料溫度為473 K時了，各工況下出口溫度維持在甲醇燃料露點340 K以上.由圖14可知，優化后的大氣式引射器，引射性能穩定，摩爾引射系數在4.35～5.01之間，滿足燃燒器需求.隨著輸出功率增大，出口甲醇濃度梯度增大，輸出功率為20%時，出口甲醇濃度梯度為0.58%，輸出功率為120%時，出口甲醇濃度梯度最大為2.86%，波動范圍很小，說明在此模型下，燃料-空氣可均勻混合.

圖13 燃料溫度對出口溫度的影響Fig.13 Effect of Fuel Temperature on outlet temperature

圖14 優化結構在各工況的模擬結果Fig.14 The simulation results of each structure are optimized

3.2 燃燒效果分析

圖15為各工況下引射器出口軸線上CH4O和CO的質量分數分布曲線.由圖15a）可知，甲醇燃料的質量分數隨X方向的增加，呈現出3個階段的變化趨勢.第1階段，甲醇燃料質量分數維持穩定，功率越大穩定區域越長，輸出功率20%時，CH4O的質量分數在X=58 mm時開始出現下降趨勢，輸出功率120%時，CH4O的質量分數在X=70 mm時才開始出現下降趨勢.此區域為火焰的焰核，燃料流速大于火焰傳播速度，是燃料-空氣混合物尚未點燃的冷區；第2階段，甲醇燃料的質量分數明顯下降.此區域為火焰的焰面區，此區域燃燒反應劇烈，跨度在X=70 mm～200 mm之間，大約90%的燃料在這里燃燒；第3階段，甲醇質量分數變化放緩，當X大于300 mm時，甲醇燃料質量分數趨于0.此區域為火焰的燃盡區，燃料在這里完成全部的燃燒過程.由圖15b）可知，甲醇燃料的不完全燃燒主要發生在焰面區，而不完全燃燒產物CO的二次燃燒則分布于焰面區和燃盡區.通過比較各工況下CH4O和CO質量分數的變化情況可知，當輸出功率為40%～60%之間時，燃料和二次空氣混合較好，有較少的CO生成，CO質量分數的最大值為0.79%出現在X=128 mm處，當輸出功率為20%、100%以及120%時，燃料和二次空氣混合較差，CO生成量較大，質量分數的最大值為1.09%出現在X= 116 mm處.通過分析可知，功率較小時氣流速度較慢，二次空氣不能與燃料及時混合，功率較大時，由于所需二次空氣量較大，導致混合不及時.圖16為輸出功率為100%時的溫度分布圖，可以看出火焰分布均勻、燃燒穩定，最高溫度出現在環形分布的引射器中心線上，可達2 332.72 K.通過計算，輸出功率為20%時，燃燒效率達到98%以上，輸出功率為40%以上時，燃燒效率可達99%以上.

圖15 CH4O和CO的質量分數分布曲線Fig.15 CH4O and CO mass fraction distribution curve

圖16 輸出功率為100%時火焰溫度分布圖Fig.16 The flame temperature distribution when the output power is 100%

4 結論

本文針對大氣式甲醇燃料燃燒器引射器，采用數值模擬的方法，分析了引射器不同結構參數對摩爾引射系數和預混效果的影響，為保證必要的出口溫度，探索了入射甲醇蒸汽溫度的必要溫度，進而對引射器結構進行優化并模擬研究其燃燒過程.研究結果表明，優化后的甲醇燃料大氣式燃燒器，在保證較高的燃燒效率情況下，克服了完全預混式甲醇燃燒器存在的啟動溫度高，速度慢，安全系數低等缺點.獲得以下主要結論：

1）改變引射器不同結構參數，影響了燃料對空氣的卷吸作用、喉管內靜壓力以及空氣阻力，導致摩爾引射系數發生變化；出口甲醇燃料的濃度梯度主要受分子擴散速度的影響較大，當引射器越長，輸出功率越小時，燃料分布越均勻；引射器出口溫度主要受摩爾引射系數的影響較大，摩爾引射系數較大，引入的冷空氣也就更多，導致引射器出口溫度更低.

2）優化后的引射器，在輸出功率為20%～120%之間時，摩爾引射系數維持在4.35以上，在常用工況下（40%～100%），摩爾引射系數維持在4.7以上，變化率在5.7%以內，引射性能穩定.當空氣溫度為293 K時，理論燃料必要入射溫度僅為473 K，燃燒效率可達98%以上，最高溫度達2 300 K以上.在較高燃燒效率的情況下，降低了燃料溫度，保證了燃燒器快速安全啟動.

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[責任編輯 田豐]

Analysis and study on the effect of different structural parameters on the irradiation of methanol fuel atmosphere burner

JIN Jingwei1，2,SUN Jiao1，2，3,ZHANG Xu1，2,JIA Leiyong4,CHEN Wenyi1，2
（1.School of Chemical Engineering and Technology,Hebei University of Technology,Tianjin 300130,China;2.Research Center of Engineering Fluid and Process Enhancement,Hebei University of Technology,Tianjin 300130,China;3.School of Mechanical Engineering,Tianjin University,Tianjin 300350,China;4.Tianjin Pengcheng Colliery Equipment Co.Ltd.,Tianjin 301914,China）

To resolve the methanol-fueled fully premixed burner's start temperature is over high,slow,and low safety factor,methanol fuel atmospheric burners were designed.Using the numerical simulation method,the structural dimensions of the key components of the ejector are optimized,and the combustion effect of the burner is analyzed.At different output power,the effects of diameter of nozzle,depth of nozzle insertion,incident angle,length of ejector throat,diameter of ejector throat and length of diffuser pipe on the ejector performance are studied emphatically.The optimized structural parameters of the methanol-fuel atmospheric burner ejector were obtained,further exploration of the necessary incident temperature of methanol steam.When the output power is between 20%and 120%,the Mole Ejecting Ratio of optimized burner was maintained at 4.35 or above,and the ejector performance is stable.When the air temperature reaches 293K,theoretically the necessary incident temperature of methanol vapor is only 473 K,combustion efficiency of up to 98%,the maximum temperature of 2 300 K or more.

methanol-fuel;atmospheric ejector;mole ejecting ratio;numerical simulation

TK17

A

1007-2373（2017）02-0075-10

10.14081/j.cnki.hgdxb.2017.02.014

2017-01-19

河北省科技計劃（16824316D）；河北省科技型中小企業創新英才（169A76334H）；河北省科技支撐計劃（11230909D-5）

金靖偉（1990-），男，碩士研究生.通訊作者：陳文義（1963-），男，教授，博導，cwy63@126.com.