燃氣干衣機半預混旋流燃燒器的一氧化碳排放影響分析

曾吉鵬， 潘登， 林長津， 高乃平

(1. 同濟大學 機械與能源工程學院， 上海 201804；2. 無錫小天鵝股份有限公司， 江蘇 無錫 214028)

目前，在國內洗衣機接近400萬臺的銷售規模下，干衣機的銷量卻不足1萬臺，而國外家庭中兩者通常配套使用，因此，國內干衣機具有巨大的市場潛力[1].干衣機根據制熱方式分為熱泵式、電力式、燃氣式，相比電力干衣機，燃氣干衣機除濕速率更快，烘干的衣服質地蓬松[2-5].根據加拿大標準協會(Canadian Standards Association，CSA)制定的標準ANSI Z21.5.1-2015 CSA 7.1-2015[6]，燃氣干衣機燃燒煙氣中CO折算值不能超過400 cm3·m-3，因此，燃燒器的設計尤為重要.燃燒設備采用半預混燃燒器，其一次空氣系數為0.45～0.75[7-9].研究表明，燃燒器使用旋流火孔在燃燒器前端形成中心回流區，增強煙氣在高溫區的停留時間，促進燃料充分燃燒從而降低CO[10-11].徐佳恒[12]設計一款旋流燃燒器，測試發現煙氣流場中心的回流區保持火焰穩定，有助于燃料充分燃燒.Heywood[13]研究發現燃燒時間持續長、燃燒溫度達到1 400 K時，高溫促使CO與OH氧化生成CO2和H.Zhang等[14]在燃燒器頭部火孔處采用旋流板后，引射器流量均勻性提高1.9%，燃氣混合均勻性提高2.2%.

綜上，本文設計一款CO排放控制在標準400 cm3·m-3以內的半預混旋流燃燒器，并采用實驗和計算流體動力學(CFD)模擬的方法，分析不同燃氣流量和擋環高度對CO排放的影響.

1 燃燒器的設計

燃燒器采用半預混燃燒器的設計思路，同時使用擋環和部分旋流火孔結構.燃燒器由引射器、燃燒器頭部和擋環三部分構成.半預混旋流燃燒器的結構，如圖1所示.

引射器總長度為127 mm，引射器包括漸縮段、混合段、漸擴段三部分.引射器側面圖,如圖2所示.燃氣以一定速度從引射器前的中心噴嘴噴出，在引射器前部區域形成負壓區，進而引射一次空氣.燃氣與一次空氣在引射器內混合，混合氣從燃燒器頭部火孔流出后被通電的高溫點火針點燃.

圖1 半預混旋流燃燒器的結構 圖2 引射器側面圖 Fig.1 Structure of semi-premixed vortex burner Fig.2 Side view of ejector

燃燒器頭部外形是直徑為35 mm、高為2 mm的圓柱體，燃氣與一次空氣經過引射器后，在燃燒器頭部空腔內混合.旋流燃燒器火孔分布在燃燒器頭部圓柱體側面和頂面，其中，側面有15個等距分布的圓形火孔，從圓形火孔噴射出的混合氣與二次空氣形成交叉流形式，從而促進混合氣與二次空氣的混合，同時分散火焰體積，防止火焰局部高溫對燃燒器頭部或火焰筒造成高溫腐蝕；頂面以燃燒器中心線為軸，均勻分布8個矩形旋流火孔，旋流火孔可以加強燃氣空氣混合程度，降低燃氣軸向速度，減少火焰長度，最終增加煙氣在高溫區的停留時間，促進燃料的充分燃燒.該半預混旋流燃燒器火孔總面積為994 mm2，燃氣干衣機額定功率為5 860 W，燃燒器火孔平均熱強度為5.89 W·mm-2.

在燃燒器頭部與引射器中間設計不同高度擋環，本研究中擋環高度分別為3,11,16 mm.擋環有兩個作用:一方面可以減弱二次空氣對側面圓形火孔周圍火焰的冷卻作用；另一方面，由于擋環的存在，二次空氣在擋環后方形成低速回流區，在保證二次空氣充足的條件下，擋環起到穩定火焰、促進燃料充分燃燒的作用.

2 實驗測試

2.1 測試系統與裝置

燃氣干衣機CO排放測試系統示意圖,如圖3所示.實驗裝置主要包括變頻變壓器、丙烷氣罐、燃氣干衣機、大氣式旋流燃燒器及實驗測量裝置.測量裝置包括氣相色譜儀、Testo 480型壓力計、濕式流量計和Testo 350型煙氣分析儀.

Testo 350型煙氣分析儀用于檢測煙氣中CO2，CO的體積分數；Testo 480型壓力計可實時檢測丙烷進氣壓力變化；氣相色譜儀用于測定燃氣組分；濕式流量計用于測量燃氣流量.

圖3 燃氣干衣機CO排放測試系統示意圖Fig.3 Schematic chart of CO emission system of gas dryer

2.2 實驗工況

由于市場上液化石油氣(LPG)仍是普及性最廣的氣源，其主要氣體成分為丙烷，為減小實驗測量誤差，實驗使用純度為99.9%的工業丙烷作為燃料氣源，丙烷低熱值為93.18 MJ·m-3.在不同燃氣流量和擋環高度條件下，檢測火焰尾部的CO和CO2體積比，包括4種不同燃氣流量工況(工況1a～4a)，該組測試對應的擋環高度為3 mm，測試過程中通過控制噴嘴前的壓力進行燃氣流量的調節.不同燃氣流量工況的參數設置,如表1所示.表1中：qgas為燃氣流量；P為功率；pin為對應進氣壓力.

表1 不同燃氣流量工況的參數設置Tab.1 Parameter setting for different gas flow conditions

在燃氣流量為0.207，0.245 m3·h-1條件下，分別對擋環高度為3,11,16 mm的工況進行實驗和模擬研究，對應編號分別為工況1b～6b.由于燃燒器頭部安裝有點火針、點火針支架和燃燒器支架等結構，當擋環高度繼續增加時，擋環與這部分結構會產生干涉，影響正常運行.因此，采用模擬方法對擋環高度為20，25 mm的工況7b，8b進行分析.不同擋環高度工況的參數設置，如表2所示.表2中：h為擋環高度.

表2 不同擋環高度工況的參數設置Tab.2 Parameter setting for different retaining ring heights conditions

為了保證燃氣干衣機烘干過程的正常運行，進入滾筒內的煙氣溫度需要控制在一定范圍內；燃燒后的煙氣在火焰筒內混入二次空氣，通過二次空氣的量調整進入滾筒內的煙氣溫度，設計條件下的總過量空氣系數在30左右.由于尾部煙氣中的CO體積分數一般小于1.0×10-4%，很難用儀器直接測量煙氣的組分.因此,CO體積比的測量參考了燃氣干衣機測量標準ANSI Z21.5.1-2015 CSA 7.1-2015中推薦的測量方法，在燃燒器火焰尾部燃盡區取點測量CO和CO2的體積比，該點要求CO2的體積分數在1%～2%內.CO體積比的折算公式為

上式中：數值13.8為上述測量標準中規定的丙烷燃燒煙氣的CO折算系數；φ(CO)AF為煙氣中CO的折算體積比，cm3·m-3；φ(CO)m為煙氣中CO的實測體積比，cm3·m-3；φ(CO2)m為煙氣中CO2的實測體積分數，%.

3 數值模擬

3.1 物理模型

圖4 計算區域物理模型Fig.4 Physical model of computational area

通過數值計算建立計算區域物理模型，如圖4所示.燃燒器外部圓筒為圓臺結構的火焰筒，最大直徑為148 mm，長度為387 mm.火焰筒前部為二次空氣進口，后部為高溫燃燒煙氣出口.由于重點關注燃燒器區域的燃燒狀況，因此，對火焰筒外部區域和尾部煙道未建模.

為了探究不同擋環高度對CO排放的影響，建立擋環高度分別為3，11，16 mm的旋流燃燒器模型.不同擋環高度的旋流燃燒器局部模型圖，如圖5所示.

(a) h=3 mm (b) h=11 mm (c) h=16 mm 圖5 不同擋環高度的旋流燃燒器局部模型圖Fig.5 Local model diagram of vortex burner with different retaining ring heights

圖6 擋環高度為3 mm的燃燒器頭部非結構網格Fig.6 Unstructured mesh for burner head at 3 mm retaining ring height

網格劃分的質量和數量將直接影響數值模擬的結果，該模型結構復雜、燃燒器圓孔較多，不適合劃分結構化網格，因此,在保證網格質量下,將模型進行四面體非結構化網格劃分.網格劃分時,在燃燒器頭部火孔、燃氣進氣口附近進行網格加密處理.擋環高度為3 mm的燃燒器頭部非結構網格，如圖6所示.

3.2 數學模型

商業軟件ANSYS FLUENT可以模擬燃燒反應中的組分以及流場的變化[15-16],采用Species transport模擬燃氣燃燒過程中的化學反應及組分運輸.為了研究CO生成的過程，采用耗散概念(eddy dissipation concept,EDC)湍流化學模型，該模型可以模擬詳細的多步化學反應.丙烷燃燒的化學反應,如表3所示.表3中：A為指前因子；E為活化能.

湍流模型采用Realizablek-ε模型，該湍流模型可以較好地模擬旋轉流動、圓柱射流現象[17-18]；輻射采用離散坐標(DO)模型；速度壓力耦合采用SIMPLE算法，壓力修正方程及其他差分離散格式為二階迎風格式.

表3 丙烷燃燒的化學反應Tab.3 Chemical reactions of propane combustion

4 實驗結果與討論

4.1 不同燃氣流量對CO排放的影響

當燃燒器擋板高度為3 mm時，在不同燃氣流量(燃燒器功率)的條件下(工況1a～4a)，考察實測和模擬所得火焰筒尾部煙氣CO的體積比.不同燃氣流量對CO實測與模擬結果的影響，如圖7所示.圖7中：φ(CO)AF，φ(CO)s分別為CO折算體積比的實驗值和模擬值.

由圖7可知：實測和模擬所得CO的體積比都隨燃氣流量的增加而增加，當燃氣流量由0.189 m3·h-1增加至0.245 m3·h-1時，尾部煙氣CO實測折算體積比由308 cm3·m-3增加至351 cm3·m-3.這是由于燃氣流量與噴嘴前壓力成正相關，因此，燃氣流量隨著燃氣壓力增大而增加.當噴嘴直徑一定時，通過調節噴嘴前丙烷壓力、增加丙烷流量，使反應物丙烷濃度上升，導致局部氧含量相對下降，增加了丙烷燃燒的不完全性，從而使煙氣中CO的體積比增加.CO體積比的模擬結果與實測結果變化趨勢相符，體現了模擬能對實驗進行良好預測.

燃氣流量的變化將影響引射器的一次空氣系數，故將旋流燃燒器在燃氣流量分別為0.189，0.207，0.226，0.245 m3·h-1的4個工況1a～4a下，進行計算流體動力學(CFD)模擬；然后，統計燃燒器火孔出口處丙烷(C3H8)與氧氣(O2)的體積分數，計算一次空氣系數.不同燃氣流量對燃燒器一次空氣系數的影響，如圖8所示.圖8中：η為體積分數；λ為一次空氣系數.

圖7 不同燃氣流量對CO實測與模擬結果的影響 圖8 不同燃氣流量對燃燒器一次空氣系數的影響Fig.7 Influence of different gas flow rates on Fig.8 Influence of different gas flow rates measured and simulated CO concentration on primary air coefficient of burner

(a) 工況1a (b) 工況2a (c) 工況3a (d) 工況4a圖9 不同燃氣流量下CO生成反應速率分布圖Fig.9 Distribution chart of CO formation reaction rate under different gas flow rates

由圖8可知：隨著燃燒器燃氣流量的增加，其一次空氣系數隨之減小；當燃燒器燃氣流量為0.189 m3·h-1時，一次空氣系數為0.75，當燃氣流量增加到0.245 m3·h-1時，一次空氣系數為0.59；在燃燒器燃氣流量增大過程中，C3H8的體積分數不斷增加，但是O2的體積分數有微弱減小.這是由于一次空氣系數與引射器結構、火孔結構、燃氣流量有關，雖然燃氣流量的增加使引射器引射能力增強，但受限于引射器結構的影響，引射器不能成比例地吸入足夠多的一次空氣.因此，混合氣中氧氣的體積分數不斷下降，一次空氣系數隨著燃氣流量增加而減小.

CFD數值模擬的不同燃氣流量下CO生成反應速率分布圖,如圖9所示.圖9中：υ(CO)為CO生成反應速率.由圖8,9可知：燃氣流量的增加導致一次空氣系數減少，燃氣與空氣混合程度降低，火焰增長反應區域變大；CO生成反應主要集中在燃燒頭側面火孔和燃燒頭前端，在低燃氣流量工況1a下，CO反應生成區域明顯小于高燃氣流量工況4a，因此，反應生成的CO體積分數更低.

圖10 不同擋環高度對CO實測折算體積比的影響Fig.10 Influence of different heights of retaining ring on measured converted CO concentration

4.2 不同擋環高度對CO排放影響

當燃氣流量為0.207，0.245 m3·h-1時，在不同的擋環高度條件下，火焰筒尾部煙氣CO的實測折算體積比，如圖10所示.由圖10可知：在兩組燃氣流量條件下，火焰筒尾部煙氣的CO實測折算體積比均隨著擋環高度的增加而降低；在低燃氣流量(0.207 m3·h-1)的工況下，擋板高度的增加對降低CO實測折算體積比的作用更明顯.

不同擋環高度下，CO折算體積比實驗值與模擬值的對比，如表4所示.由表4可知：CO折算體積比的實驗值和模擬值都隨著擋環高度的增加而下降，變化趨勢相符.因此，引射器和燃燒器頭部之間的擋環結構對CO排放具有重要影響.

表4 不同擋環高度CO折算體積比實驗值與模擬值的對比Tab.4 Comparison of measured and simulated values of converted volume concentration of CO at different retaining ring heights

通過觀察氣體流場及溫度場的模擬結果，分析不同擋環高度對CO排放的影響.當燃氣流量為0.245 m3·h-1，擋環高度分別為3,11,16 mm時，燃燒器火焰筒內軸截面的速度矢量圖,如圖11所示.圖11中：v為燃燒筒內氣流速度.

由圖11可知:燃燒器頭部使用旋流擋片,以及在引射器和燃燒頭之間設置擋環，都將影響燃燒頭周圍的二次空氣流場.由于燃燒器頭部頂面的旋流擋片，原本軸向噴射出的氣體部分軸向速度轉換為徑向速度，從而增大了煙氣流場的橫截面積.同時，增加擋環高度后，側面火孔處(擋環后方)及燃燒頭前端的二次空氣有明顯回流旋渦現象，回流氣體減緩了二次空氣與丙烷混合氣的流速.因此，提高擋環高度可以改變二次空氣流場，起到增強燃氣-空氣混合,以及延長丙烷燃氣反應時間的作用，有利于CO繼續氧化為CO2，從而控制CO排放.

(a) 工況4b,h=3 mm (b) 工況5b,h=11 mm (c) 工況6b,h=16 mm圖11 不同擋環高度下火焰筒內軸截面的速度矢量圖Fig.11 Velocity vector diagram of flame tube at different retaining ring heights

(a) 工況4b, (b) 工況5b, (c) 工況6b, h=3 mm h=11 mm h=16 mm圖12 不同擋環高度下火焰筒內溫度分布Fig.12 Temperature distribution in flame tube at different retaining ring heights

不同擋環高度下火焰筒內火焰溫度場分布，如圖12所示.圖12中：T為火焰溫度.

由圖12可知：丙烷燃燒產生的高溫火焰集中在燃燒器頭部前端，并呈錐形分布；在工況6b下，燃燒產生的火焰溫度大多為2 000～2 200 K，且火焰集中橫截面積較大；而在工況4b下，燃燒的火焰溫度大多為1 200～1 900 K，明顯低于工況6b，其火焰呈狹長分布且橫截面積變小.這是因為從側面火孔噴射出的丙烷燃氣與二次空氣來流方向呈90°垂直角，二次空氣將大部分丙烷燃氣吹向燃燒器前端再發生燃燒反應，同時對火焰冷卻效果增強.

結合圖11流場速度矢量圖，由于有16 mm的擋環作用，側面火孔周圍有回流空氣，這部分回流空氣將給側面火孔噴出的丙烷提供燃燒所需的氧氣.因此，使用擋環可以起到穩焰和提高火焰溫度的作用.

為了繼續研究擋環高度對CO生成的影響，增加擋環高度至20 mm(工況7b)和25 mm(工況8b).不同擋環高度下CO的生成反應速率分布,如圖13所示.

由圖13可知：側面火孔處有大量CO生成，這是由于大量的二次空氣對火焰的冷卻作用導致丙烷燃料燃燒不充分.

結合圖11,12可知，增加擋環高度使二次空氣從擋環周圍繞流，且有部分二次空氣回流.因此，在保證丙烷燃燒所需氧氣的同時，減少了二次空氣對側面火孔處火焰的冷卻作用.在工況4b～8b下，CO體積比的模擬值分別為1 169，1 013，903，585，638 cm3·m-3.因此，當燃燒器的擋環高度設計在16～25 mm之間，即擋環高度為20 mm時，CO的減排效果最優.

(a) 工況4b, (b) 工況5b, (c) 工況6b, (d) 工況7b, (e) 工況8b, h=3 mm h=11 mm h=16 mm h=20 mm h=25 mm圖13 不同擋環高度下CO的生成反應速率分布Fig.13 Distribution of CO formation reaction rate at different retaining ring heights

5 結論

設計一款適用于燃氣干衣機的半預混旋流燃燒器.通過實驗測量,探究燃氣流量和擋環高度對燃燒器CO排放的影響，同時,采用CFD模擬方法對實驗工況進行仿真分析，得到以下2點主要結論.

1) 燃燒器燃氣流量是影響CO排放的重要因素之一.本實驗工況范圍內，當擋環高度為3 mm時，通過數值模擬結果分析,得到丙烷燃燒中一次空氣系數及CO生成反應速率的變化規律.燃燒器燃氣流量由0.189 m3·h-1增加至0.245 m3·h-1，一次空氣系數由0.75減少至0.59，CO生成反應區域變大，尾部煙氣的CO實測折算體積比由308 cm3·m-3增加至351 cm3·m-3.

2) 燃燒器的頭部擋環結構對降低CO排放具有重要作用.使用擋環后，二次空氣在燃燒器頭部周圍的回流增強，減緩了二次空氣與丙烷混合氣的流速，從而加強燃氣與空氣的混合程度.當燃氣流量為0.207 m3·h-1，擋環高度分別為3，11，16 mm時，尾部煙氣的CO實測折算體積比分別為319，242，199 cm3·m-3.因此，提高擋環高度對CO的減排效果明顯.通過進一步模擬分析可知，當擋環高度為20 mm時，CO的排放量最低.