逆噴式Y型重油噴槍的流量特性及燃燒性能研究

楊國華，呂文豪，向 軼，池保華

(1.西北工業大學 航天學院，陜西 西安 710072；2.西安航天動力研究所，陜西 西安 710100；3.西安航天源動力工程有限公司，陜西 西安 710100)

隨著煉油技術的不斷進步，劣質重油的高效清潔利用已成為全球煉油行業的焦點，出現了加氫裂化、催化裂化、延遲焦化等一批新工藝，有效提高了石油產品的附加值[1-2]。目前在冶金、內燃機、工業窯爐等領域仍有燃用重油的應用，結合國內外越發嚴格的環保標準，對重油噴槍的性能提出了新的要求。為改善重油噴槍的霧化和燃燒質量，研究者們做了大量的工作，包括設計噴槍新結構、改變油品特性等[3-4]。氣流霧化油噴槍的工質為氣液兩相，采用蒸汽或壓縮空氣將油霧化，經過多年的發展，已經在原有內混式、外混式和中間混合式結構的基礎上，發展出了聯合霧化、超聲波霧化、低壓空氣霧化等多種型式[5]，但由于重油存在高黏度、高密度和高膠質的特點，使得其燃燒過程普遍存在點火難、升溫慢、燃燒不完全、NOx排放高等問題[6]，因此開發一種出力大、霧化好、燃燒效率高、污染物排放低的新型重油噴槍是很有必要的。

Y型噴槍具有調節比大、耗氣量小、出力大、霧化質量好的優點，本文結合重油的特點，設計了逆噴式Y型重油噴槍，通過研究該噴槍的流量特性和燃燒性能，獲得工質流量隨工質壓力變化的規律，掌握燃燒過程中火焰形態及污染物排放情況，可以為這種新型噴槍的設計運行調節提供理論依據。

1 實驗設備和工況

1.1 逆噴式Y型重油噴槍結構

逆噴式Y型重油噴槍的主要結構如圖1所示。其核心部件噴頭如圖2所示，分為氣孔、油孔、混合孔和出口四個部分，其直徑分別為d1、d2、d3和d4。霧化氣體和重油分別從氣孔和油孔進入，逆向撞擊后在混合孔中完全混合成兩相流，最終從出口噴出，形成霧化液滴。通過對d1、d2、d3和d4值的改變，調整噴頭結構，可以獲得不同的流量特性和霧化效果，直接影響后續的重油燃燒性能。

圖1 逆噴式Y型重油噴槍結構

圖2 噴頭結構

1.2 噴霧單元

在本實驗中，由兩根噴槍組成一個噴霧單元，且兩根噴槍出口之間呈90°夾角，如圖3所示。在實際應用中，考慮到火焰穩定、分布合理、低氮燃燒等因素，需要對多個噴霧單元進行排列，形成不同的布置形式，本文根據工質特點和燃燒性能要求，設計了均布型和三分割型兩種布置形式，如圖4所示。

圖3 噴霧單元示意圖

圖4 多個噴霧單元布置形式

1.3 實驗系統及工質

熱態實驗臺的系統流程如圖5所示，重油在噴槍中經蒸汽霧化后，噴入燃燒爐爐膛充分燃燒。本次實驗采用25#變壓器油模擬重油，其物性參數表見表1。

圖5 熱態實驗臺系統流程圖

表1 25#變壓器油物性參數

1.4 實驗工況及步驟

基于圖2所示的噴頭結構，改變噴頭出口直徑d4值，可以在相同的流量下得到不同的出口流速，使噴頭出口的兩相流擁有不同的動量，d4值越大，噴頭出口動量越小。本實驗設計了3種d4值，結合圖4所示的兩種噴霧單元布置形式，共設置4種工況，見表2。

表2 實驗工況設置

實驗步驟為：實驗進行初期，使用柴油噴槍點火并烘爐，爐溫達到500 ℃時投入重油噴槍，待運行穩定后撤出柴油噴槍；逐漸提高重油壓力及霧化蒸汽壓力，達到表2中的預設工況后，正式進行實驗。實驗過程中先調節霧化蒸汽壓力(記為“汽壓”)，并在同一汽壓下再調節重油進口壓力(記為“油壓”)，觀察并記錄相關流量特性數據。使用Testo 350煙氣分析儀測量尾部煙氣成份，獲得NOx、CO等污染物排放數據。

2 重油噴槍的流量特性分析

2.1 各工況下的重油噴槍流量特性數據

根據實驗步驟，在四種工況下分別進行了逆噴式Y型重油噴槍的熱態實驗，記錄下各種形式噴槍的流量特性數據，見表3～表6。基于表中的實驗數據，可以得出兩種工質的流量隨壓力變化的規律，獲得合理的油汽配比。

表3 “均布型+偏大出口動量”重油噴槍的流量特性數據(工況1)

表4 “均布型+中等出口動量”重油噴槍的流量特性數據(工況2)

表5 “均布型+偏小出口動量”重油噴槍的流量特性數據(工況3)

表6 “三分割型+中等出口動量”重油噴槍的流量特性數據(工況4)

2.2 油壓對重油流量的影響

重油流量反映了噴槍的出力大小。實際運行中通常采用改變油壓的方式調節重油流量。根據表3～表6的數據，得到重油流量qmf隨油壓pf的變化特性，如圖6所示。可以發現除工況2外，各工況下的qmf都隨pf的增大而增大。工況2的變化曲線與其他工況不同，認為是受汽壓影響所致，但總體上變化幅度不大。

圖6 重油流量隨油壓的變化特性

分析原因，根據Y型噴槍的特點，pf與qmf之間的關系式為[5]

qmf=ρmf×v×A2

(1)

(2)

△p=pf-p3

(3)

式中：qmf為重油流量，kg/h；ρmf為重油密度，取950 kg/m3；v為油孔出口流速，m/s；A2為油孔截面積，m2；pf為油壓，MPa；p3為混合孔壓力，MPa；μf為油孔流量系數，取0.73；△p為油壓和混合孔壓力差值，MPa。

分析式(1)～式(3)，發現重油流量由油壓pf和混合孔壓力p3差值△p決定，根據表3～表6中數據，當油壓pf增大時，△p值增大，△p增大增強了重油進出口之間的驅動力，使油孔出口流速v增加，在油孔截面積A2不變時，重油流量qmf也隨之增大。

結合實驗數據及理論分析，認為逆噴式Y型重油噴槍的重油流量大小與油壓正相關，在操作中通過改變重油壓力即可實現對重油流量的調節。

2.3 汽壓和油壓對霧化蒸汽流量的影響

對于Y型噴槍，霧化蒸汽的流量直接影響噴槍運行時的霧化效果和運行成本，在亞臨界狀態下，流量qmg大小受到汽壓pg和油壓pf的共同影響，而在實際運行中，通過調節汽壓和油壓大小來改變工質流量的操作也最便捷，因此有必要分別研究霧化蒸汽流量隨汽壓和油壓的變化特性。

1)汽壓對霧化蒸汽流量的影響

在本實驗選取油壓相等時的實驗結果分析汽壓變化帶來的影響，分別取工況1中序號3和5(pf=0.897 MPa)、工況4中序號4和6的實驗數據(pf=0.927 MPa)，得到圖7。可以發現在同樣油壓下，汽壓越高，蒸汽流量越大。

分析原因，Y型噴槍的霧化蒸汽流量計算公式如下[6]：

圖7 蒸汽流量的隨汽壓的變化特性

(4)

β=p3/pg

(5)

式中：qmg為霧化蒸汽流量，kg/h；A1為氣孔截面積，m2；κ為絕熱系數，取1.4；ρg為蒸汽密度，取3.36kg/m3；pg為汽壓，MPa；p3為混合孔壓力，MPa；β為混合孔壓力/汽壓的比值。

式(4)為不考慮壓力損失影響下的蒸汽流量計算公式，可以發現qmg主要由p3和pg兩個變量決定，油壓pf通過改變混合孔壓力p3的值來影響qmg。當油壓pf不變時，可認為p3值只受pg影響，此時qmg的變化只與pg有關。根據式(4)，分析表3～表6中數據，當pg增大時，β值也增大，計算得出qmg也隨之增大，由此驗證了圖7得出的結論，即霧化蒸汽流量隨汽壓的升高而增大。

2)油壓對霧化蒸汽流量的影響

霧化蒸汽流量同樣與油壓大小相關。根據表3～表6，選取數據較全的工況1和工況4，得出在相同汽壓下，噴槍的油壓pf對蒸汽流量qmg的影響，如圖8所示。可以發現霧化蒸汽流量隨油壓的升高而減小，分析原因，主要有以下兩點：

(1)油壓pf升高，混合孔壓力p3也相應升高，當汽壓不變時，混合孔壓力和汽壓之間的壓差減小，即驅動力減弱，導致蒸汽流量減小。

(2)從表3和表6的數據看出，兩種工質存在一定的溫度差，重油溫度比蒸汽溫度低10～20 ℃，這就導致部分蒸汽在接觸到重油時會冷凝成水，當油壓增大時，重油流量增大，即冷凝為水的蒸汽量也隨之增大，最終導致蒸汽流量減小[7]。

基于以上分析，發現亞臨界狀態下的霧化蒸汽流量由油壓和汽壓共同決定。在油壓不變時，汽壓越高，蒸汽流量越大；汽壓不變時，油壓越高，蒸汽流量越小。因此在實際操作中需要同時對汽壓和油壓進行調節，以獲得所需的蒸汽流量。

圖8 油壓對蒸汽流量的影響

2.4 氣孔流量系數

流量系數定義為“流量測量值/流量計算值”的比值，是評價噴槍性能的重要指標，流量系數越大，說明噴槍內部的壓力損失越小。流量系數與噴槍結構、運行參數有關，根據前期的測量結果，逆噴式Y型重油噴槍的油孔流量系數μ2隨工況變化不大，取μ2=0.73。本實驗主要考查重油流量qmf對氣孔流量系數μ1的影響。

圖9 氣孔流量系數隨重油流量的變化特性

2.5 混合孔壓力與汽壓的關系

1)混合孔壓力隨汽壓的變化

對于逆噴式Y型重油噴槍，氣體和液體在混合孔內進行混合，流體性質復雜，混合孔的壓力可由式(1)～式(3)確定，但該式也屬于近似經驗性估算，對于某些工況下的計算精確度不高。為了簡化計算，提高準確度，需針對本實驗中混合孔壓力p3隨汽壓pg的變化特性進行擬合，獲得經驗公式，以預測其變化趨勢。根據表3～表6，得到四種工況下混合孔壓力p3與汽壓pg之間的擬合公式，見表7，該公式可應用于逆噴式Y型重油噴槍的設計和調試。

表7 混合孔壓力與汽壓之間的擬合公式

2)混合孔壓力/汽壓的比值β

混合孔壓力/汽壓的比值β可用于判斷臨界狀態，當β≤0.528時，霧化氣體工質的出口流速達到當地音速，此時霧化氣體工質流量只與氣體壓力相關，不受其下游狀態變化的影響[8]。根據表7，所有工況下均為β>0.528，即霧化蒸汽仍處于亞臨界狀態，其流量受到汽壓和油壓的共同影響。

3 重油噴槍的燃燒性能分析

3.1 重油噴槍燃燒火焰特性

實驗進行期間，從燃燒爐觀察孔記錄下四種工況的火焰圖像，如圖10所示。可以發現四種火焰均穩定性較好，顏色明亮，呈橘黃色，無冒黑煙現象，說明燃燒充分。同時爐膛火焰充滿度較好，說明燃燒均勻，布置合理，燃燒組織良好。因此基于逆噴式Y型重油噴槍的均布型和三分割型兩種布置形式均適用于工業應用。

圖10 四種工況的火焰圖像

3.2 重油噴槍的燃燒污染物排放情況

熱態實驗過程中，通過調節一二三次風的配比及旋流度，使尾部煙氣中的NOx和CO濃度降到最低，O2含量在3%左右，獲得最優工況。采用Testo 350測量了三種均布型噴霧單元在最優工況下燃燒后的尾部煙氣成份，獲得煙氣污染物的排放數據，見表8。

本文主要研究流體在噴槍出口的動量對污染物生成量的影響。混合流體的出口動量與噴頭出口直徑d4相關，d4越小，出口動量越大，重油的噴射速率越大，因此出口動量最終會影響重油的點火燃燒。

從表8中的數據可以看出，三種均布型噴霧單元的NOx排放量相差很小，說明出口動量對NOx生成影響不大。但三種均布型噴霧單元的CO值差異較大，其中工況3的CO排放量最低，原因是在混合流體的出口動量較小時，重油與空氣有更長的接觸時間，燃燒更充分，也說明適當擴大逆噴式Y型重油噴槍的噴頭出口直徑d4可以使重油得以更充分地燃燒。考慮污染物排放因素時，工況3對應的“均布型+偏小出口動量”噴霧單元性能最優。

表8 重油噴槍的燃燒污染物排放情況

4 結 論

通過本文的熱態實驗，獲得了逆噴式Y型重油噴槍的流量特性及燃燒性能，得出的數據可以為該噴槍的工程應用提供參考，結論如下：

(1)噴槍的重油流量大小與油壓正相關，可通過改變油壓實現對重油流量的調節；本實驗中的霧化蒸汽均處于亞臨界狀態，其流量大小受到汽壓和油壓的共同影響，隨汽壓的升高而增大，隨油壓的升高而減小。

(2)噴槍的氣孔流量系數隨重油流量的增大而減小，即在實際應用中應防止提高重油流量后導致噴槍內部壓力損失過大；擬合出了混合孔壓力隨汽壓變化的經驗公式，可用于噴槍的設計調試。

(3)通過實驗中的火焰形態判斷出重油燃燒充分、燃燒組織良好，說明均布型和三分割型兩種布置形式均適用于工業應用；三種均布型燃燒后的NOx排放量相差不大，但CO值相差較大，考慮污染物排放因素時，“均布型+偏小出口動量”的噴霧單元性能最優。

但需要指出的是，燃用該重油噴槍時產生的NOx濃度在280 mg/m3(標準)左右，與50 mg/m3(左右)的大氣污染物超低排放標準有較大差距，因此在實際應用中，還需要增設煙氣脫硝設備，以確保污染物的達標排放。