低功率煙葉烘烤甲醇燃燒器引射性能分析*

冀新威，張海明，楊枕霏，官群榮，劉凡一，謝守勇

(1.云南省煙草公司紅河州公司,云南彌勒,652300;2.西南大學工程技術學院,重慶市,400715)

0 引言

煙葉烘烤是煙草農業中的重要環節,對卷煙品質和種植戶經濟效益影響顯著。目前我國煙葉烘烤仍以燃煤為主,每年產生大量的煙塵和有毒有害物質,對環境影響巨大。隨著國家“雙碳”戰略提出,煙葉非煤化、綠色烘烤逐漸受到重視。甲醇燃料作為一種可再生能源,廣泛應用于車輛發動機[1-2]、燃料電池[3-4]、工業鍋爐[5]等領域。近年來不少學者針對煙葉甲醇烘烤進行了探索[6-8],但現有醇基燃料烘烤設備多采用傳統燃油燃燒器改制而成,針對低功率煙葉烘烤用甲醇燃料汽化燃燒器的高效清潔燃燒技術仍缺乏研究。

甲醇燃料常溫下為液態,燃燒方式可分為霧化燃燒和汽化燃燒。由于甲醇熱值低、汽化潛熱高,霧化燃燒過程火焰溫度低、穩定性差。汽化燃燒將汽化過程和燃燒過程分離,能夠顯著提升火焰溫度和燃燒效率,是甲醇燃料清潔高效燃燒的主流研究方向[9]。而引射器作為甲醇燃料汽化燃燒器的重要組件,其引射性能的提升對于燃燒器的發展有重要意義。引射器雖然結構簡單,但是影響引射性能的結構參數卻很多,某些結構參數的改變會導致引射性能的急劇變化[10-12],因此,深入研究各結構參數對引射器引射性能的影響和引射器結構參數改進十分必要。冉景煜等[13-15]結合實驗研究和數值模擬對大負荷甲醇燃料完全預混燃燒器引射器進行了結構設計和改進,發現改進后的燃燒器摩爾引射系數隨著負荷的增加而增加,可以實現負荷25%～120%范圍內燃燒器的自適應配風特性,燃燒器的燃燒溫度隨著負荷的增加先增加而后趨于穩定;鄂加強等[16]通過數值模擬和場協同分析對大功率醇基燃料燃燒器進行改進,發現當過量空氣系數為1.1～1.2時,出口處平均溫度和最高溫度較高,燃燒器性能較好,且在工作壓力為0.18～0.19 MPa時,速度場和溫度場的協同性最佳,醇基燃料燃燒器燃燒效果最好;金靖偉等[17]通過數值模擬,研究了結構參數對甲醇燃燒器引射器的性能影響,發現引射器結構參數的差異會影響燃料對空氣的卷吸作用,從而改變燃燒器的引射系數。

盡管現有文獻對大功率工業級甲醇燃燒器的性能開展了大量研究,對適用于煙葉烘烤的低功率甲醇燃燒器關注較少。煙葉烘烤不同階段熱量需求變化大且需要精確控制溫度,對甲醇燃燒器在各種負荷下的穩定性提出了較高要求。尤其是當燃燒器長期處于低負荷下運行時,甲醇燃料溫度低、流量小,引射空氣量小從而容易導致熄火事故。另外,當環境溫度較低時,引射器出口溫度可能低于甲醇露點溫度,部分甲醇燃料再次凝結成液態,影響燃燒穩定性。針對以上問題,本文結合甲醇燃料燃燒特性和煙草烘烤的應用場景,采用數值模擬方法對低功率甲醇燃燒器引射性能進行分析以及結構改進,研究了不同燃料質量流量下,噴嘴直徑、噴嘴位置、擴壓管長度、喉管長度、一次風入口直徑對燃燒器引射器性能的影響。研究結果有利于進一步發展煙葉烘烤用甲醇燃料清潔燃燒技術,亦可為果蔬等農副產品烘干設備結構設計提供理論指導。

1 數學物理模型

1.1 燃燒器物理模型

圖1和圖2分別為燃燒器結構圖和引射器結構圖。液態甲醇燃料由燃料泵、進料管進入汽化器,經加熱器加熱汽化后進入內噴嘴。甲醇蒸汽經噴嘴節流后,在噴嘴出口處形成負壓區卷吸周圍空氣。甲醇蒸汽和一次風充分混合后,通過擴壓管進入火頭從火孔噴出,經點火針點火形成火焰。燃燒器引射器初步設計參數如表1所示。為保證甲醇燃料燃燒時與二次空氣充分混合,火孔板上沿周向均勻開設9個直徑為3 mm的火孔。根據不同階段煙葉烘烤熱量需求,燃燒器最大設計負荷為60 kW,設計燃料流量分別為0.68 kg/h、3.30 kg/h、7.60 kg/h和9.20 kg/h。

表1 甲醇燃燒器引射器初步結構設計參數Tab.1 Preliminary structural design parameters of methanol burner ejector

圖1 燃燒器結構圖Fig.1 Structure diagram of burner1.觀火鏡 2.風機 3.燃料泵 4.進料管 5.加熱器 6.內噴嘴 7.隱射器 8.點火針 9.探火針 10.汽化器

圖2 引射器結構圖Fig.2 Structure diagram of ejector1.火孔板 2.火孔 3.火頭 4.混合區 5.燃料氣噴嘴 6.一次風入口 7.燃料入口 8.負壓區 9.增壓區

1.2 燃燒器引射器數學模型

計算流體力學(Computational Fluid Dynamics,CFD)是分析燃燒器引射性能的重要手段,文中使用的控制方程主要有：連續性方程、動量方程、能量方程、物質輸運方程和k-ε雙方程模型,如式(1)～式(5)所示。

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：ρ——流體密度,kg/m3;

p——流體壓力,Pa;

u——流體速度,m/s;

T——流體溫度,K;

μ——流體的層流黏度系數,Pa·s;

μt——流體湍流黏度系數,Pa·s;

cp——定壓熱容,J/(kg·K);

λ——導熱系數,W/(m·K);

Yi——單位質量多組分體系中第i相的物質輸運率,mol/kg;

Di——多組分體系中第i相的擴散系數,m2/s;

k——湍流脈動動能,J;

t——時間,s;

xj——空間坐標第j項分量;

ε——湍流動能耗散率,%;

Pk——平均速度梯度引起的湍流動能產生項,J;

τij——應力張量,Pa。

本文采用標準k-ε模型求解,模型參數設置為：Cμ=0.09,C1ε=1.44,C2ε=1.90,σk=1.0,σε=1.20,湍流參數選取自文獻[14,17],采用標準壁面函數和SIMPLE算法求解壓力速度耦合方程。甲醇燃料進口邊界采用質量流量入口,燃料成分為100%純甲醇蒸汽,溫度設置為573 K;引射器空氣進口采用壓力入口,表壓為0,空氣入口組分設置為：O2摩爾質量分數0.21,N2摩爾質量分數0.79,進口溫度設定為293 K。引射器出口設置為壓力出口,計算中忽略重力及化學反應。

1.3 模型正確性驗證

為了驗證模型正確性,本文采用與文獻[17]中相同的結構參數和模型參數,采用ANSYS Fluent軟件驗證甲醇燃燒器的摩爾引射系數隨負荷的變化關系。摩爾引射系數是衡量引射器引射性能的關鍵參數,主要由甲醇燃料流量和被引射空氣流量決定,定義為

(8)

式中：Qa——空氣的摩爾流量,mol/h;

Qc——甲醇的摩爾流量,mol/h。

圖3(a)給出了模型驗證結果,其中最大相對誤差為2.50%,證明了本研究中數學模型的可靠性。

(a) 模型驗證

由于引射器結構的不規則性,計算中采用的網格為多面體網格,最大網格尺寸為0.6 mm,并在壁面附近添加5層邊界層網格,網格增長率為1.2,模型總網格數量約為35萬,如圖3(b)所示。經過網格無關性驗證后,該網格數量滿足計算精度的要求,如表2所示。

表2 甲醇燃燒器引射器模型的網格無關性驗證Tab.2 Grid independence of the methanol burner ejector

2 結果與分析

已有研究表明引射器結構參數對其引射性能具有重要影響,因此本文主要分析噴嘴直徑DJ,噴嘴位置LJ、喉管長度LD、擴壓管長度LH和一次風入口直徑DA五個參數對引射器引射性能的影響。改進過程中采用單因素分析法,在初始設計參數(表1)的基礎上,逐一分析各個結構參數的影響。

2.1 噴嘴直徑對引射性能的影響

圖4展示了噴嘴直徑對引射器摩爾引射系數的影響。由圖4可知,在相同質量流量下,摩爾引射系數隨噴嘴直徑DJ的增加而減小;在同一噴嘴直徑下,摩爾引射系數隨著甲醇燃料質量流量的增加而降低。圖5展示了不同噴嘴直徑和燃料質量流量下,喉管處靜壓的變化。從圖5可知,喉管處的負壓強度隨著燃料質量流量的增加而增加,隨噴管直徑的增加而減小。引射器引射空氣主要通過燃料帶動混合區內氣體的流動形成負壓區,從而產生負壓吸氣作用以及噴嘴射流的卷吸作用[18-20]。在同一質量流量下,噴嘴直徑DJ越小,燃料流速和攜帶的動壓也就越大,如圖6所示,帶動空氣流動形成的負壓也就越大,從而吸入更多的空氣,獲得較大的摩爾引射系數。而在相同噴嘴直徑下,雖然吸入空氣量隨著燃料的質量流量的增加而增加,但空氣流動阻力也快速增加,導致單位質量甲醇燃料所卷吸的空氣量減小,因此隨著甲醇燃料流量的增加,摩爾引射系數呈下降趨勢。

圖4 噴嘴直徑對摩爾引射系數的影響Fig.4 Effect of nozzle diameter on molar ejection coefficient

圖5 噴嘴直徑對喉管內靜壓的影響Fig.5 Influence of nozzle diameter on static pressure strength in nozzle throat

(a) Qm=0.68 kg/h,DJ=1.5 mm

2.2 噴嘴位置對引射性能的影響

噴嘴位置指的是噴嘴出口到喉部的距離。圖7為噴嘴直徑DJ=2 mm時,摩爾引射系數隨噴嘴位置LJ(12～22 mm)的變化。如圖7所示,摩爾引射系數隨著LJ的增加先升高再降低,最大值出現在LJ=18 mm處。圖8為噴嘴位置對喉管靜壓的影響,隨著噴嘴到喉部距離的增加,喉管處負壓強度逐漸減小,負壓區卷吸作用減弱。同時,隨著噴嘴與喉部距離的增加,燃料射流擴散作用增加,射流速度衰減快,射流的卷吸作用增強。因此,在兩者共同作用下,摩爾引射系數呈現先增加后減小的趨勢。

圖7 噴嘴位置對引射系數的影響Fig.7 Influence of nozzle position on molar ejection coefficient

圖8 噴嘴位置對混合段靜壓的影響Fig.8 Influence of nozzle position on static pressure in mixing section

2.3 擴壓管長度對引射性能的影響

擴壓管長度不僅會影響引射器引射性能,也會影響甲醇-空氣混合氣體的流出。當噴嘴直徑DJ=2 mm,噴嘴位置LJ=16 mm時,擴壓管長度LH對摩爾引射系數的影響如圖9所示。在各種負荷下,摩爾引射系數隨著LH的增加而小幅增加。圖10展示了喉管靜壓隨擴壓管長度的變化。如圖10所示,隨著擴壓管長度的增加,當甲醇燃料入口質量流量較小時,喉管靜壓幾乎不隨擴壓管長度發生變化,而隨著燃燒器負荷的增加,喉管處負壓強度也隨之增加。值得注意的是,不同于數值模擬中設置的絕熱壁面溫度條件,在實際工況下,引射器會與外界環境發生熱交換,較短的擴壓管長度有利于保持較高的出口溫度。因此在保證甲醇與燃料充分混合的前提下,擴壓管長度不宜過長,在后續改進過程中選取擴壓管長度LH=35 mm。

圖9 擴壓管長度對摩爾引射系數的影響Fig.9 Influence of the length of ejector tube on molar ejection coefficient

圖10 擴壓管長度對喉管入口截面的平均壓力的影響Fig.10 Influence of the length of ejector tube on average pressure at inlet section of ejector throat

2.4 喉管長度對引射性能的影響

喉管是連接混合區和增壓區的物理結構,喉管長度LD不僅會影響引射器的引射性能,還會影響甲醇燃料和空氣的混合效果。圖11為噴嘴直徑DJ=2 mm,喉管直徑DD=9 mm,喉管長度LD為3～8 mm時摩爾引射系數的變化。由圖11可知,摩爾引射系數隨著喉管長度的增加而逐漸增加。

圖11 引射器喉管長度對摩爾引射系數的影響Fig.11 Influence of the length of ejector throat on molar ejection coefficient

圖12展示不同喉管長度下引射器火孔出口平面的甲醇質量分數。得益于引射器末端火頭的結構設計,甲醇燃料和空氣在火頭內進一步混合,使引射器出口處甲醇燃料分布具有較好一致性,最大波動小于0.10%,說明在該結構設計下燃料和空氣始終保持較好的混合效果。同時,隨著喉管長度的增加,引射的空氣量不斷增加,火孔出口處甲醇燃料的質量分數略有下降。考慮到引射器整體長度不宜過長,在后續改進過程中選取喉管長度為LD=6 mm。

圖12 質量流量為0.68 kg/h時火孔出口處各點甲醇質量分數Fig.12 Mass fraction of methanol at each point on the exit center line with mass flow rate of 0.68 kg/h

2.5 一次風入口直徑對引射性能的影響

當噴嘴直徑DJ=2 mm,喉管長度LD=4.7 mm時,摩爾引射系數隨著一次風入口直徑的增加而增加,如圖13所示。由于空氣溫度遠低于燃料溫度,一次風入口直徑和摩爾引射系數的增加勢必會影響燃料-空氣混合氣體的出口溫度。考慮到燃燒器運行過程中的溫度波動,計算環境溫度Tair=253 K(低溫環境)和燃料溫度Tfuel=468 K(設計燃料溫度的65%)條件下引射器出口溫度的變化,如圖14所示。隨著一次風入口直徑的增加,摩爾引射系數增加,混合氣體的溫度快速降低。在較低的環境溫度和燃料溫度下,當燃燒器長期以較低的功率運行時(Qm=0.68 kg/h),混合氣體出口溫度會低于甲醇的露點溫度(DA>5.0 mm),從而造成甲醇蒸汽液化,影響燃燒器的穩定運行。

圖13 一次風入口直徑對引射系數的影響Fig.13 Influence of primary air inlet diameter on molar ejection coefficient

圖14 一次風入口直徑對混合氣體出口溫度的影響Fig.14 Influence of primary air inlet diameter on mixed gas outlet temperature

3 引射器結構改進與分析

甲醇燃料引射器的主要作用是使燃料在被點燃前預先和部分空氣混合,在引射器內部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。基于上述結果對引射器結構進行了改進,改進后的結構參數如表3所示。

表3 甲醇燃燒器引射器結構改進后各尺寸參數Tab.3 Various dimension parameters of methanol burner ejector after structural optimization

為了研究結構改進后引射器的引射性能,本文重點關注燃料出口溫度和摩爾引射系數的變化。圖15展示了空氣溫度為293 K、甲醇燃料入口溫度分別為448 K、473 K、498 K、523 K、548 K、573 K時,燃料入口溫度對引射器出口溫度的影響。在各個工況下,出口溫度隨燃料入口溫度的增加而增加,在確保引射器出口溫度維持在甲醇燃料露點340 K以上的條件下,燃料必要入口溫度僅為473 K。考慮到環境晝夜溫度的影響,研究燃料入口溫度為573 K時,一次風入口溫度對引射器出口混合氣溫度的影響。如圖16所示,混合氣體溫度隨一次風入口溫度的增加而增加,即使在一次風入口溫度僅為253 K時,仍能保證引射器出口溫度維持在甲醇燃料露點溫度以上,表明改進后的引射器具有較好的溫度適應性。由圖17可知,改進后的甲醇燃燒器引射器,隨著入口燃料流量的增加,摩爾引射系數整體呈下降趨勢,保持在1.95～4.41之間。相比改進前,引射器平均摩爾引射系數提升了49.7%,尤其是在低質量流量時(Qm=0.68 kg/h),摩爾引射系數提升了99.10%,有助于甲醇燃燒器的穩定燃燒。

圖15 燃料入口溫度對混合氣體出口溫度的影響Fig.15 Influence of fuel inlet temperature on outlet temperature of mixed gases

圖16 一次風入口溫度對混合氣體出口溫度的影響Fig.16 Influence of primary air inlet temperature on outlet temperature of mixed gases

圖17 改進結構后各工況下的摩爾引射系數Fig.17 Simulation results of each structure are optimized

4 結論

本文通過數值模擬研究了不同燃料質量流量下,噴嘴直徑、噴嘴位置、擴壓管長度、喉管長度、一次風入口直徑對甲醇汽化燃燒器引射性能的影響,并對引射器結構參數進行了改進。

1) 引射器結構參數的變化對甲醇汽化燃燒器的引射性能有重要影響。隨著噴嘴直徑的減小和一次風入口直徑的增加,摩爾引射系數顯著提高,但一次風入口直徑的增加同樣也會導致引射器出口溫度降低,在較低環境溫度和燃料溫度時,當一次風入口直徑大于5.0 mm時,出口處混合氣體溫度會低于甲醇露點溫度。

2) 改進后的甲醇汽化燃燒器引射器,引射性能穩定,隨著負荷的變化,摩爾引射系數維持在1.95～4.41之間。相比改進前,引射器平均摩爾引射系數提升了49.7%,尤其是在低質量流量時(Qm=0.68 kg/h),摩爾引射系數提升了99.1%。在較低燃料溫度和一次風溫度下,仍可使混合燃料出口溫度達到甲醇燃料露點溫度以上,有助于提升燃燒穩定性。