隨機填充型多孔介質的表面燃燒現象

孫穎，王 平*，姜霖松，尹智成，Antonio Ferrante,2

（1.江蘇大學能源研究院,江蘇 鎮江 212013；2.燃燒與環境中心,意大利 巴里70023）

多孔介質燃燒技術又稱為PMC (Porous Media Combustion) 技術，是最近十余年國際燃燒領域發展的一種全新燃燒方式[1]，在民用紅外線燃燒器、工業廢氣燃燒凈化處理和新型超絕熱燃燒技術等領域具有重要的應用前景[2]。與自由空間燃燒相比，預混合氣體在多孔介質中的燃燒具有調節范圍廣、污染物排放低等優點[3]，但燃燒流場復雜，亟須對其燃燒特性開展深入研究。

由于隨機堆積型多孔介質燃燒器結構簡單，由小球直接堆積而成，近年來在過濾燃燒領域得到了廣泛的應用，學者們對此展開了大量研究。Zhdanok等[4]采用實驗的方法研究了甲烷/空氣預混氣體在氧化鋁小球隨機堆積多孔介質內的燃燒，最終確定了火焰面的傳播特性。研究結果表明，實驗工況下的火焰可以在多孔介質燃燒器中穩定向前傳播，火焰傳播速度為0.1 mm/s 數量級。Bakry等[5]研究了預混氣體在一種新型多孔惰性介質(PIM)燃燒器中的燃燒特性，發現當量比是影響過濾燃燒的一個重要因素，隨當量比的增大，峰值溫度會降低，高溫區域變大，但燃燒波的傳播速度會下降。Marbach等[6]通過實驗研究了甲烷/空氣預混氣體在碳化硅顆粒隨機填充床內的浸沒燃燒和表面燃燒特性，發現表面燃燒的燃燒極限更好，且隨著碳化硅顆粒直徑的增大，浸沒燃燒和表面燃燒的火焰穩定性均變差。Devi 等[7]通過側向面多孔輻射燃燒器(SFPRB)研究了沼氣在碳化硅和氧化鋁顆粒組成的圓形多孔層中的燃燒，結果表明在所有工況下，燃燒器的熱分布都是均勻的，這說明多孔介質燃燒器更適合用于熱光伏系統。

在數值模擬方面，鄭成航等[8]采用計算流體力學（CFD）方法模擬研究了甲烷氣體在二維氧化鋁小球堆積床中浸沒燃燒的火焰特性，分析了不同入口速度下的火焰形狀，發現當預混氣體的入口速度較大時，火焰面呈拋物線狀，入口速度較小時火焰面輪廓較為平整。Hashemi 等[9]采用二維模型對甲烷-空氣預混氣體在兩層多孔燃燒器內的火焰穩定性進行了模擬，發現隨著當量比的增加，火焰穩定極限和火焰峰值溫度隨之升高。

針對填充結構中的流場流動特性，學者們利用不同測量手段進行了實驗研究。Lovreglio 等[10]利用核磁共振成像(MRI)技術測量了層流條件下填充床中的速度分布，實驗結果與CFD 模擬結果表現了良好的一致性。Yang 等[11]利用MRI 技術對填充床中孔隙尺度流動的CFD 模擬進行實驗驗證，結果表明模擬的速度場與實測的速度場相似，而局部速度和速度直方圖的比較顯示出較大偏差，這主要歸因于MRI 測量的局限性。Wood 等[12]利用粒子圖像測速(PIV)技術，對填充床中的速度場進行了測量，由于PIV 測量技術能夠提供更高的速度測量精度，速度測量結果與CFD 結果吻合度有明顯提高。

盡管預混氣體在隨機堆積型多孔介質內的燃燒研究已經取得很大進展，但對于多孔介質表面的尾流流場研究甚少。因此，本研究組設計并搭建了一種新型的可視化隨機填充結構尾流燃燒器，通過PIV 系統與尾氣測量系統相結合的方法，測量了冷態狀態下隨機填充型多孔介質的尾流流場，研究甲烷/空氣預混氣體在不同當量比下表面燃燒的火焰形態和CO 排放情況。本工作的目的在于揭示甲烷/空氣預混氣體表面燃燒火焰特性，為后續多孔介質表面燃燒器的優化設計提供相應實驗依據。

1 實驗系統及步驟

1.1 實驗系統

圖1 為測量填充型多孔介質表面流場的實驗系統示意圖，主要分為供氣系統、燃燒器和測量系統3 部分。供氣系統由甲烷氣瓶、空氣氣瓶和質量流量控制器組成。通過計算機的控制，分別使用Horiba 公司的 0～30 L/min 和0～250 L/min 量程的數字式氣體質量流量控制器(MFC)來調整甲烷和空氣兩種氣體的體積流量及比例，以得到不同當量比的實驗工況。

圖1 實驗系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

燃燒器裝置示意圖如圖2 所示。燃燒器外徑30 mm，內徑25 mm，高80 mm，用高溫陶瓷膠密封在鋼板平面上，可直接觀察到高溫氣體在多孔介質表面的燃燒情況。氣體入口處用高溫陶瓷膠沿著內壁均勻固定4 個等尺寸的拉西環。拉西環材質是氧化鋁陶瓷，外徑10 mm，內徑5 mm，高10 mm。其用于支撐泡沫陶瓷，在燃燒器下方形成一個自由的擴張空間，使得預混氣體以較均勻的速度進入多孔介質層。泡沫陶瓷的材質是SiC，兩塊泡沫陶瓷的厚度均為20 mm，孔隙率分別為20 ppi 和10 ppi。雙層泡沫陶瓷的作用是預防燃燒過程中的回火現象，并使混合氣體進一步混合均勻。燃燒室內填充有直徑5 mm，孔隙率為41.7%的氧化鋁小球。

圖2 燃燒器示意圖Fig.2 Schematic diagram of burner

測量系統包括PIV 測量系統和尾氣測量系統。其中PIV 系統主要由雙脈沖YAG 激光器、CCD 相機、同步控制器、粒子撒播器和軟件處理系統構成。實驗中所用的YAG 激光器主要參數為：波長532 nm、雙脈沖最高激光強度都為200 mJ、脈沖頻率范圍1～15 Hz。CCD 相機分辨率為2 056×2 056 像素，最大幀數可以達到15 FPS，灰度12 bit 用以識別示蹤粒子，實驗中根據實際情況光圈可調。同步控制器通過外部觸發的方式負責控制YAG 激光器和CCD 相機保持同步，從而實現流場的瞬態測量。通過綜合考慮實驗測量中示蹤粒子的跟隨性和散射性以及在氣態燃燒場的耐高溫性，選取直徑為5 μm 的TiO2粒子。PIV 測量軟件中的參數設置如下：頻率設為10 Hz，兩幅連續圖像之間的時間間隔(曝光時間延遲Δt)設為32 μs，每次實驗采集的圖像為500 對。尾氣測量系統由ecom-J2KN 煙氣分析儀和煙氣探管構成，采樣探頭可承受1 200 ℃的高溫，固定在燃燒器上方15 cm 處。

1.2 實驗步驟

本文涉及的實驗分為兩個部分，一個是在不點火的情況下，通過PIV 系統對不同空氣流量下的尾流流場進行冷態測試。空氣經過MFC 調節到預定流量，激光器發射激光照射到流場中，粒子便會發生散射，這樣高速攝像機就能捕捉到粒子在流場中的位置。利用高速攝像機采集圖像，計算速度場。將每對幀劃分為 32×32 像素的詢問區域，利用50%的重疊計算速度，得到 7 326 個矢量的速度矢量圖。

另一種是燃燒態實驗。首先調整甲烷與空氣的 MFC 的示數分別為1.4 和17.65 L/min，利用點火器進行點火，產生表面火焰。預熱5 min后，再調整甲烷與空氣的MFC 示數為實驗工況下的流量。利用高速攝像機捕捉瞬時火焰宏觀結構，分析不同當量比下的表面火焰特性。同時，通過煙氣探管采集煙氣，利用煙氣分析儀測量其中CO 含量和流場溫度。本研究的實驗工況如表1 所示。

表1 實驗工況Tab.1 Experimental conditions

2 實驗結果與討論

2.1 結合PIV 對尾流流場的分析

2.1.1 云圖分析

通過獲得的流場圖，將各工況下平均場中的渦量(ω)和應變率(s)進行比較。其中，X-Y平面上X軸的速度分量為Vx，Y軸的速度分量為Vy。由于渦量描述了流體旋轉的程度，應變率描述了流體單元變形的速率，除了比較速度，比較流場的渦量和應變率對于了解流動特性也很重要。鑒于本實驗中僅測量了兩個速度分量，因此根據這兩個速度分量計算渦量(ω)和應變率(s)，計算式如下[13]：

圖3 表示的是冷態狀態時，PIV 系統在不同空氣流量下測量的尾流流場平均速度云圖及流線圖、渦量ω云圖和應變率s云圖。氣流從燃燒器出口出來之后，繼續向下游發展，由于填充域表面孔隙的存在使得氣流在其下游區域形成渦旋。靠近燃燒器表面處，存在一些較小的低速區域。這是由于氣流到達燃燒器表面，受到填充顆粒的阻礙產生回流，從而速度降低。如果氣流通過填充顆粒之間的孔隙管道直接流入下游，則會形成高速區域。在高速區中，渦量和應變率整體較大，且主要集中于壁面附近和中心軸附近，在壁面達到最大值，說明流體和壁面之間存在很大的摩擦阻力，摩擦損失嚴重，耗能大[14]。

整體上，渦量和應變率的大小隨著氣體流量的增大而增大，冷態流場整體平均空氣流量增大20 L/min，渦量和應變率隨之增大50%。這是因為流量的增加導致球間空隙的流速增大，從而導致了較大的速度梯度。

2.1.2 流場截面速度分析

為了進一步對多孔介質尾流區域的流動特性作出分析，圖4 給出了空氣流量10、30 和50 L/min時，冷態狀態下尾流流場中的平均軸向速度Umean以及平均速度均方根Urms沿徑向的分布大小。Umean和Urms使用下面給出的表達式計算。

圖4 空氣流量10 L/min、30 L/min、50 L/min時，冷態狀態下流場不同截面處的軸向平均速度分布和軸向平均速度均方根Fig.4 Axial average velocity distribution and root mean square at different sections of the flow field under the unreaction state at the air flow rates of 10 L/min,30 L/min,50 L/min

式中：Vxmean、Vymean分別是X、Y方向上速度分量的平均值；Vxrms、Vyrms是X、Y方向上速度分量的均方根。

靠近燃燒器表面處速度整體呈“波浪形”分布趨勢，但速度并非完全呈軸對稱。速度分布圖中峰出現是因為小球擠壓形成的喉道，谷是因為小球的回流，這與圖3 分析一致。填充床表面Umean波動幅度最大，這是受到多孔介質填充結構尾端孔隙的影響。遠離填充床區域處，軸向截面高度越高，受到結構尾端的擾動越小，Urms曲線波動幅度越小。在最高截面處，3 種空氣流量下的Urms曲線趨于水平。3 種空氣流量下的最高Umean都出現在近壁處，分別為0.3、0.6 和0.7 m/s。這是由于近壁處孔隙率較大的原因，也就是常說的近壁效應。在Y=60 mm 截面處，3 種空氣流量下的速度波動趨于0.2、0.25 和0.32 m/s。

圖3 空氣流量10 L/min(a)、30 L/min(b)、50 L/min(c)時，冷態狀態下流場的速度流線圖、渦量云圖、應變率云圖Fig.3 The velocity flow diagram,vorticity contour diagram and strain rate contour diagram of the flow field under the unreacted state at the air flow rates of 10 L/min (a),30 L/min (b),50 L/min (c)

在不同空氣流量下，流場截面處Umean變化趨勢基本一致。由于增大入口進氣量后尾流流場受壁面處孔隙率分布特征影響，近壁區域速度梯度遠高于遠壁區域。

2.2 不同工況火焰狀態分析

本文在空氣流量分別為10、30、50 L/min時，不同當量比的情況下，對隨機填充型多孔介質表面的火焰結構和燃燒狀態進行分析。圖5 所示為空氣流量10 L/min 條件下，高速攝像機捕捉的不同當量比情況下的火焰狀態。當量比過低時，無法產生表面火焰。當量比調整到φ=0.67時，點火后會出現小型鋸齒狀微弱的淡藍色火焰。通過對冷態尾流流場的分析，發現在點火過程中，由于靠近填充床區域，流速較高，火焰主要集中于填充床的表面，壁面處無火焰。當量比φ=0.76時，填充床表面火焰徑向長度減小，軸向長度被拉伸，且火焰不穩定，在填充床表面高速尾流的影響下上下浮動。當量比φ=0.86時，出現回火，表面燃燒不再存在。

圖5 空氣流量10 L/min時，高速攝像機捕捉的不同當量比情況下的火焰狀態Fig.5 State of flame captured by high-speed cameras under different equivalent ratios at the air flow rate is 10 L/min

圖6 為空氣流量30 L/min 條件下，高速攝像機捕捉的不同當量比情況下的火焰狀態。當量比φ=0.6時，點火瞬間會產生極少量的藍色不穩定火焰，且主要跳動在填充床表面的中央位置，這是因為冷態中觀察到的近壁區高速流場的影響。隨著當量比增加到φ=0.67，燃燒趨于穩定，在高流速下火焰沿填充床的中心向壁面延伸，形成上鋸齒火焰，火焰高度較為均勻，與冷態中分析到的填充床區域處的軸向速度波動趨勢有關。當量比φ=0.73時，火焰高度縮短，向填充床上游移動，尾流出現少量持續的紅色火焰。當量比繼續增大到φ=0.79時，紅色火焰范圍增大并伴隨著噪聲的產生，火焰高度進一步縮短。當量比對流速影響大，高當量比情況下，近壁區域開始產生表面火焰。當量比增加到φ=0.86時，火焰發生回火。

圖6 空氣流量30 L/min時，高速攝像機捕捉的不同當量比情況下的火焰狀態Fig.6 State of flame captured by high-speed cameras under different equivalent ratios at the air flow rate is 30 L/min

圖7 所示為空氣流量50 L/min 條件下，高速攝像機捕捉的不同當量比下的火焰狀態。當量比φ=0.59 左右時，填充結構表面的中心位置出現少量不穩定的微弱藍色火焰，與圖6 中的φ=0.6 時的工況相似。當量比升高到φ=0.7時，火焰逐漸趨于穩定，可以觀察到尾流區域出現藍色上鋸齒狀火焰，藍色火焰末端出現少量紅色火焰。當量比φ=0.82時，火焰出現分層，出現上下兩層火焰，火焰區域呈徑向擴張，軸向長度減小，較高的當量比影響了填充表面區域的速度分布，表面火焰向壁面延伸。當量比進一步增大，φ=0.91時，仍能觀察到雙層結構，下層火焰呈藍色圓環形，上層火焰呈暗紅色錐形，在高流速下，紅色火焰沿徑向逐漸拉伸，填充床內部開始出現燃燒現象，高溫區向下移動。當量比φ=1.03時，此時（φ>1）為富燃燃燒，由于入口速度較高，不再出現回火。

圖7 空氣流量50 L/min，高速攝像機捕捉的不同當量比情況下的火焰狀態Fig.7 State of flame captured by high-speed cameras under different equivalent ratios at the air flow rate is 50 L/min

2.3 CO 的排放分析

為了更好地研究尾流流場在不同工況下的變化，本文利用煙氣分析儀測量了不同當量比下的CO 含量和溫度變化。由圖8 可知隨著當量比的增大，CO 含量總體呈現波動下降的趨勢，且在空氣流量為50 L/min、當量比為0.91 時達到最低值。這是因為燃燒溫度是 CO 產生的一個非常重要的因素，在相同空氣流量隨著當量比的增加，燃燒溫度逐漸升高，導致甲烷的燃燒更加充分，從而減少了CO 的產生。另一方面，隨著燃燒溫度的增加，CO 的可逆反應更加劇烈，其中CO 與 OH 的正向反應速率增加導致CO 的減少。從圖中的溫度分布情況來看，溫度隨著當量比的增加呈現波動上升的趨勢，進一步解釋了CO 濃度總體減少的原因。空氣流量50 L/min，當量比大于0.82 的工況中燃燒穩定，溫度變化小，因此CO 濃度變化也小。在實驗過程中還發現在當量比小于0.7時，3 種空氣流量下的燃燒情況均不太穩定，這也是除了溫度之外導致在該當量比范圍內CO 濃度非常高的原因之一。

圖8 不同工況下的CO 分布與溫度變化（實線代表CO，虛線代表溫度）Fig.8 CO distribution and temperature change under different working conditions (solid line represents CO,dotted line represents temperature)

3 結論

本文在自行設計的可視化實驗臺上，采用PIV 系統和煙氣測量系統，研究了冷態狀態下填充型多孔介質尾流流場的信息，以及甲烷/空氣預混氣體在不同當量比下表面燃燒的火焰形態和CO 排放，得到以下主要結論。

1）冷態狀態下，流場整體平均速度隨空氣流量的增大而增大，當冷態流場整體平均空氣流量增大20 L/min時，渦量和應變率隨之增大50%左右。這是由于流量的增加導致間隙內的速度增大，從而導致較大的速度梯度。

2）由于近壁效應，3 種空氣流量下Umean的最大值均出現在壁面處，近壁區域速度梯度遠高于遠壁區域。靠近填充床表面區域Umean高且波動幅度大，遠離填充床區域，Umean波動趨于穩定。

3）當量比對速度分布影響較大，但其對火焰傳播的影響相對較小，孔隙率大且當量比較大容易出現回火，流速大是不發生回火的原因。

4）出口煙氣的CO 濃度隨著當量比的增加整體波動下降，在穩定燃燒狀態下趨于均勻分布，并在空氣流量50 L/min、當量比0.91 時達到最低值。