基于GRI-Mech 3.0機理的甲烷/空氣多孔介質燃燒特性數值分析

王鵬濤，賈 楠，劉鵬中，崔豫泓，牛 芳

(1.煤科院節能技術有限公司，北京 100013；2.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013；3.國家能源煤炭高效利用與節能減排技術裝備重點實驗室，北京 100013)

0 引 言

多孔介質燃燒(Porous Media Combustion，PMC)技術是基于超焓燃燒理論的一種新型燃燒技術[1]。研究表明，與常規燃燒相比，多孔介質中穩定的火焰具有功率密度高、可燃性極限寬、燃燒速率高和污染物排放少等優點。PMC的主要特征是固體基質的傳導系數和輻射系數高于氣體混合物，因此，在多孔介質中存在由于熱傳導和熱輻射而引起的熱循環現象，即在多孔介質燃燒器內形成了一種自組織的熱循環過程[2]。其主要原因有3點：① 多孔介質孔隙發達，內表面積極高，氣體在多孔介質中的流動具有較大的渦結構和高摩擦因數，使氣體和固相之間發生了廣泛的動量和能量交換，一方面可以擴大燃燒反應區，另一方面可以強化氣相介質與多孔介質骨架之間的熱傳遞；② 多孔介質優良的傳熱特性，可以預熱反應物，實現更高的燃燒速度，同時利用冷反應物對燃燒區進行“冷卻”，有利于降低NOx排放；③ 多孔介質高熱容量確保了燃燒過程熱負荷和過量空氣比變化時的高穩定性[3]。

PMC火焰面形狀研究始于1982年KORZHAVIN等關于多孔介質中火焰傳播機理研究，后續針對火焰傳播機理的試驗和數值計算研究較多，并建立了多孔介質燃燒模型。研究表明，多孔介質中的燃燒存在5種穩定的燃燒狀態，包括低速燃燒(LVR)、高速燃燒(HVR)、聲速燃燒(SVR)、低速爆轟(LVD)和常規爆轟(ND)，火焰傳播機制不同[4-6]。針對多孔介質燃燒，HVR和RCR對其實際應用最為重要。KI等[7]研究發現，與自由火焰相比，多孔介質燃燒器中的火焰可以在更大的燃燒速率和當量比范圍內保持穩定。SATHE等[8]對多孔燃燒器進行了理論和試驗研究。前人研究表明固體基質的有效導熱系數控制高孔隙率介質中火焰的速度和穩定性。WANG等[9]研究了預熱空氣對低熱值燃氣(LCFG)燃燒火焰前沿穩定性的數值模擬，并在填充Al2O3泡沫陶瓷的燃燒器中進行了研究。KIM等[10]研究了加熱多孔砂層中貧甲烷-空氣混合物的燃燒特性。

在PMC污染物排放研究方面，除上述反應物對燃燒反應區的“冷卻”可以降低NOx生成外，PMC在降低NOx方面還表現為：在燃燒器出口，由固相向周圍環境的熱輻射降低了固相溫度，而氣相與固相溫度通過體積對流傳熱相耦合，故氣相溫度在后火焰區也會降低。同時，NOx很大程度上取決于氣體混合物的溫度，因此，后火焰區的氣相溫度降低減少了燃燒器出口平面NOx排放。GHAROSHI等[11]測量了新型多孔自由火焰燃燒器的污染物排放，并與多孔燃燒器進行了比較，分析了多孔介質的孔密度、燃速和多孔介質材料對污染物排放的影響，結果表明，多孔自由火焰燃燒器的CO濃度低于多孔燃燒器，中心孔徑的增大使CO排放量減小。CHEN等[12]發現使用多步反應機制,大大增加了計算成本,因此通過只考慮一個能量方程來實現局部熱平衡假設，發現火焰的峰值溫度低于全局機制，當量比在0.6～0.9的NO排放量小于自由火焰燃燒器的NO排放量。SHI等[13]對填充2.5 mm氧化鋁顆粒的平面平行填充床中的氣體擴散燃燒進行了試驗和數值研究，特別關注床層長度(h)對不同過量空氣比(a)和混合氣速度下CO和NOx排放的影響。鄭成航等[14]建立二維氧化鋁(Al2O3)小球堆積床多孔介質燃燒器，研究了低熱值氣體在多孔介質燃燒器中的火焰面特性。低濃度煤層氣因濃度低、不易利用而直接排放[15]，不僅造成能源浪費，還會帶來嚴重的溫室效應[16-19]。

筆者建立3D多孔介質燃燒器模型，并基于詳細的GRI-Mech 3.0機理[20-22]，開展甲烷預混多孔介質燃燒火焰面形狀、反應速率及污染物排放特性的研究。

1 計算模型及網格劃分

1.1 物理模型

建立三維圓柱形多孔介質燃燒器物理計算模型，物理模型長度440 mm，直徑90 mm，圓柱內均勻密布直徑6 mm的氧化鋁堆積小球，其外觀結構如圖1(a)所示，圓柱體表示燃燒器的外殼，灰色小球為氧化鋁小球。多孔介質燃燒器的空腔率為0.41，隱藏圓柱體外殼，可以得到多孔介質燃燒器內部氧化鋁小球堆積情況(圖1(b))。

圖1 氧化鋁小球堆積床多孔介質燃燒器結構示意Fig.1 Structure diagram of porous medium burner

設置1 300 K時氧化鋁小球密度為3 707 kg/m3，定壓比熱容1 298 J/(kg·K)，導熱系數6.13 W/(m·k)，并設置燃燒器邊壁的熱損失為600 W/m2。

1.2 網格劃分及網格無關性檢驗

采用ICEM軟件，基于幾何拓補學理論，利用O型網格技術對多孔介質燃燒器模型進行幾何拓補分塊。圖1(c)為多孔介質燃燒器計算域網格示意。

拓撲結構邊上節點數不同，生成的網格數量大小不一。為了排除網格數量對模擬結果的影響，進行了網格獨立性檢驗。分別劃分了網格數量為10萬、20萬以及30萬3種網格，并對同一種工況進行了冷態數值計算檢驗。提取并對比多孔介質燃燒器中心軸線上10個點的速度值，結果表明3個網格的冷態速度計算結果偏差小于0.5%。這是由于本計算模型尺寸較小，且本物理模型直徑與高度的設計在理論上避免了燃燒器結構對氣流發展的影響，故3種網格下氣流發展均較充分。為了降低計算成本，本研究選用10萬網格。

2 計算方法

針對多孔介質的計算流體力學控制方程是由連續性方程、動量方程、能量方程組成。

1)連續性方程:

(1)

式中，ρ為流體密度，kg/m3；t為時間，s；u為x、y、z方向上u、v、w的速度矢量，m/s。

2)動量方程:

多孔介質模擬方法是將流動區域中固體結構的作用看做附加在流體上的分布阻力，在數學模型中體現為，在動量方程中增加一個源項Si來進行模擬，該源項由2部分組成：黏性損失項和慣性損失項。

x-動量方程：

(2)

y-動量方程：

(3)

z-動量方程：

(4)

式中，μ為黏度，N·s/m2。

對于簡單的、各項同性的多孔介質，各個方向的阻力特性相同，故將源項Si表達為

(5)

其中，α為各方向上的滲透率，m-2；C2為慣性損失系數，m-1。計算式分別為

(6)

(7)

其中，DP為粒子平均直徑，m；ε為空腔率。

3)能量方程:

(8)

式中，T為溫度，K；k為流體的傳熱系數，W/(m2·K)；c為比熱容，J/(kg·K)；ST為流體內熱源及流體機械能耗散轉化的熱能，J。

湍流模型采用Realizablek-ε雙方程湍流模型，選擇P1輻射模型計算多孔介質燃燒場的熱輻射。同時，在連續相方程中添加組分輸運方程求解反應流。

選擇組分輸運模型(Species Transport Model)研究甲烷多孔介質燃燒化學反應過程。組分輸運模型中用于描述湍流與化學反應相互作用的模型包括渦耗散模型(Eddy-dissipation Model)、有限速率模型(Finite Rate Kinetic Model)、有限速率/渦耗散模型(Finite Rate/Eddy Dissipation Model)。其中渦耗散模型假設氣相化學反應時間尺度遠小于湍流作用下氣相物質之間的混合時間尺度，認為氣相化學反應動力學控制步驟為擴散；有限速率模型考慮溫度對化學反應的影響，但忽略湍流對化學反應影響；有限速率/渦耗散模型分別基于層流有限速率模型和渦耗散模型發展而來。該模型根據實際情況，對比分別由有限速率和渦耗散計算出的2個反應速率，選用較小者作為反應速率。本文采用有限速率/渦耗散模型，并考慮甲烷的詳細化學反應動力學，基于GRI-Mech 3.0機理開展針對甲烷的燃燒數值分析。

3 燃燒模擬結果分析

3.1 燃燒火焰形狀分析

為研究多孔介質燃燒器的輻射和換熱問題，探究多孔介質內氣固兩相之間的傳熱機理，分析多孔介質燃燒器內火焰形狀。圖2為甲烷/空氣預混氣體入口速度0.4 m/s，當量比為0.833、1.000 和1.250時，多孔介質燃燒器中心截面溫度分布云圖。由圖2可知，多孔介質燃燒器入口附近預混氣體溫度快速上升，并呈現倒V字型，燃燒器中心軸線上溫度上升速率小于燃燒器邊壁附近區域，這是由于中心軸線上預混氣體不受邊壁的黏滯阻力影響，中心軸線附近氣流速度快，預混氣停留時間短，多孔介質向預混氣流的傳熱量小于邊壁處。當溫度大于1 800 K，燃燒器內溫度分布趨于均勻。

圖2 多孔介質燃燒器中心截面溫度分布云圖Fig.2 Temperature distribution in central section of porous medium burner

圖3為不同當量比下多孔介質燃燒器中心截面CH4體積分數分布云圖。對比圖2和圖3可知，預混氣體進入多孔介質燃燒器后，CH4體積分數同樣近似呈倒V字型，相同高度處，由于中心軸線附近溫度低于外側，燃燒反應速率低，CH4消耗速率低，故中心軸線處CH4體積分數高于燃燒器壁面處。隨著反應進行和高度增加，CH4消耗很快，而隨化學當量比的增加，預混氣內CH4體積分數增加，CH4耗盡的距離也有所增加。

圖3 多孔介質燃燒器中心截面CH4體積分數分布云圖Fig.3 CH4 distribution in central section of porous medium burner

3.2 燃燒化學反應速率特性

圖4 多孔介質燃燒器中心軸線上溫度、組分及反應速率變化Fig.4 Variation of temperature,composition and reaction rate along the central axis of porous medium burner

對比圖4不同化學當量比下甲烷/空氣多孔介質燃燒特性的差異可知，基于本文的3個研究工況下，在當量比為1.0時，燃燒溫度峰值及最大化學反應速率均最高。

3.3 燃燒污染物組分分布特性

多孔介質燃燒還具備污染物排放濃度低的特性，圖5為Φ=1.0時多孔介質燃燒器中心軸線上溫度計NO質量濃度變化曲線。由圖5可知，隨著反應的發生，燃燒區溫度上升，有NO生成，且溫度及NO質量濃度達到峰值前，NO生成速率與溫度上升速率基本一致，即該燃燒區內生成的NO主要以熱力型NO為主，當溫度達到峰值2 520 K時，NO質量濃度也達到了峰值0.011 3 mg/m3。隨后，隨著甲烷的消耗，燃燒反應速率不斷下降，多孔介質燃燒區域溫度仍舊保持在2 000 K以上，但NO質量濃度顯著下降，在燃燒器出口處僅為0.006 81 mg/m3。

圖5 多孔介質燃燒器中心軸線上溫度、NO質量濃度(Φ=1.000)Fig.5 Temperature and NO concentration on the central axis of porous medium burner (Φ=1.000)

圖6 多孔介質燃燒器中心軸線上溫度、NO生成與還原反應速率(Φ=1.000)Fig.6 Temperature,NO formation and reduction reaction rate (Φ=1.000) on the central axis of porous medium burner

4 結 論

1)CH4/空氣多孔介質燃燒經歷了預熱—燃燒—燃盡3個階段，在預熱區，燃燒反應未發生，溫度迅速上升，溫度場分布近似倒V字型分布。主燃區形成了一個溫度峰值和化學反應速率峰值，這是由于多空介質骨架強傳熱和強蓄熱特性增加了該區域燃燒反應焓值，強化了燃燒反應過程。隨反應發生，溫度分布逐漸趨于均勻。

2)化學當量比對CH4/空氣多孔介質燃燒整體特性的影響不存在線性關系，主要表現為相比本文的Φ=0.833和Φ=1.200工況，化學當量比Φ=1.000 時，均出現了燃燒溫度和化學反應速率的最高值。

3)多孔介質燃燒場內NO質量濃度先迅速上升后逐漸下降，且上升過程與主燃區溫度上升速率基本一致，這與熱力型NO生成模型密切相關，而后下降過程主要與GRI-Mech3.0機理中還原氣氛下NO的還原反應有關。