氫氣微混燃燒器燃空摻混特性數值研究

彭 祝, 張哲巔, 雷福林

(1. 中國科學院工程熱物理研究所 中國科學院先進能源動力重點實驗室, 北京 100190; 2. 中國科學院大學 工程科學學院, 北京 100049)

燃用綠氫的燃氣輪機是能源系統低碳轉型的關鍵[1],對于可再生能源的調峰和“雙碳”目標的實現具有重要的推進作用和意義。由于氫氣和天然氣的物性及燃燒特性存在差異,尤其是氫氣的火焰傳播速度比天然氣高一個數量級,使得氫氣不能采用現有的旋流預混燃燒實現低NOx燃燒,因此必須研發適用于氫氣的低NOx燃燒方式。近年來有學者提出發展氫氣微混燃燒技術(MMC)[2],以實現氫氣的低NOx燃燒。

微混燃燒利用毫米級的微噴嘴形成小而薄的火焰,化學反應被控制在小區域內,減少反應基在高溫區域停留時間,由此降低NO的生成。

氫氣微混燃燒的燃料與空氣(以下簡稱燃空)混合均勻性以及湍流火焰的穩定性在反應過程中尤為關鍵。目前的研究多傾向于研究天然氣少量摻氫燃料的適應性,但對于純氫燃料微尺度優化混合及低排放燃燒,尚需深入研究。文獻[3]和文獻[4]設計大層疊混合杯實現了純氫燃燒,通過杯內同軸、徑向交叉混合或加入氮氣強化流動摻混,并增強了低速下的抗回火性,降低了NO排放。Weiland等[5]布置緊湊的高速同軸射流,有助于燃料擴散,并使燃料在點燃之前實現預混效果。Asai等[6]開發出旋流微混燃燒器,發現管外側交叉混合方式可有效減少預混長度,減少火焰簇重合。文獻[7]～文獻[9]研究發現細短的直流道設計可降低合成氣在1 650 K下的回火風險,但仍有火焰保持,證明較低壓降下獲得較高的預混速度是微混燃燒的關鍵。文獻[10]和文獻[11]表明多孔介質管可實現均勻混合。文獻[12]～文獻[15]通過數值結合試驗的方法,采用管外混合模式,基于高速燃料射流實現了毫米級交叉混合,理論上避免了回火,但會面臨燃料射流預混不均勻的問題。

通過管外混合模式可以避免氫氣在通道內回火,但如何實現安全、快速、均勻的混合是降低NOx排放的關鍵。由于氫氣的快速反應性,燃燒進程主要由湍流火焰速度控制,即火焰會更靠近預混段根部;摻混不均勻會直接導致局部高當量比燃燒情況,伴隨的局部超溫會造成NOx生成速率指數級上升[16]。筆者通過研究幾何結構、動力學參數對交叉流動混合特性的影響,得出管外均勻微混的可行方法,為微混燃燒器設計優化提供參考。

1 研究對象與方法

1.1 微混燃燒器

以單噴嘴為研究對象,設計的管外微混燃燒器噴嘴(以下簡稱微混噴嘴)及燃燒器單元結構如圖1所示,燃燒器單元由基座和多噴嘴組成。單元基座的基面在Z=0 mm截面位置(Z向為軸向,X向為徑向,X軸經過3個噴嘴中心),基面中心為坐標原點。基座的空氣環縫外徑Dexit為10 mm,環縫內徑即噴嘴直徑Dseg為6 mm,中央噴嘴距6個周向均布噴嘴距離均為20 mm。噴嘴上燃料微孔直徑為DH,間隔為S,定義燃料微孔中心至噴嘴頂端為擴散段,距離為混合長度Lm,燃料微孔中心至基面的距離為射流高度P0。空氣在環縫中自下往上流動,充分發展后與高速噴出的燃料射流垂直撞擊,在擴散段混合。

(a) 微混噴嘴 (b) 燃燒器單元

為了研究微混噴嘴的摻混特性,選定流動參數、幾何參數(DH、間隙比Sn、P0、Lm)開展研究。Sn定義為:

(1)

燃空動量比Rm直接作用于氫氣的射流深度,同樣極大影響混合過程[17],僅改變氫氣流量就可以調節Rm與射流深度,通常將Rm定義為:

(2)

1.2 混合均勻性評估標準

采用混合不均勻度(SMD)[18]引申的參考截面S0混合不均勻度(PSMD)評估混合均勻程度,PSMD越小說明混合效果越良好,下式中將PSMD記作PS。

(3)

定義當量比峰值Φp為參考截面S0上最大當量比(對應燃料最高濃度位置),Φp越小混合越接近均勻。定義PSMD沿軸向梯度?G,?G模越大說明混合越快速。下文將PSMD、Φp、?G3個參數作為混合均勻性評估判據。

2 算例設置與驗證

2.1 流體域網格、邊界條件及冷熱態工況設置

采用ANSYS Fluent商業軟件開展數值計算。網格離散采用Fluent Meshing以生成高質量的poly-hexcore混合網格。為提高計算效率,僅在燃空出口后的混合區、燃燒區進行局部加密,y+<30,近壁區采用壁面函數求解,本研究采用雷諾平均高Re模型。

流體域網格分為燃燒器單元網格和單噴嘴網格,燃燒器單元網格用于研究燃空動量比對摻混均勻性的影響及燃空動量比的理想值,單噴嘴網格用于研究不同間隙比、射流高度、混合長度的摻混特性。燃燒器噴嘴工況見表1,其中a～g工況采用燃燒器單元網格,其余工況均用單噴嘴網格; a～k工況中P0=0 mm,Lm=5 mm; a～e工況僅通過改變燃料質量流量,達到不同燃空動量比; h～k工況改變燃料微孔幾何參數,流量恒定; A～H工況僅改變噴嘴的P0、Lm,流量恒定。2種網格如圖2所示,流體域結構區別僅在于噴嘴數量。模擬選取常壓環境,操作壓力給定0.1 MPa。燃燒器單元左側為燃空質量流量進口,空氣溫度為650 K,氫氣溫度為300 K;右側流體域出口為壓力出口,流體域環面及其余交界面均設置為絕熱無滑移壁面邊界條件。

表1 燃燒器噴嘴工況

(a) 燃燒器單元網格

(b) 單噴嘴網格圖2 流體域網格Fig.2 Grid of fluid domain

根據已有經驗和文獻,確定了改變摻混對燃燒影響較大的因素,其中結構參數包括DH、Sn、P0、Lm;流動參數包括主流速度、Rm;參考當量比Φ=0.35。

所有工況均開展非反應態(冷態)計算,以模擬流動參數和噴嘴結構對燃空流動、摻混特性的影響,并對比各工況PSMD;反應態(熱態)僅用于探究h～k工況(不同間隙比)燃空射流臨近狀態的火焰形態,分析摻混效果對燃燒的實際影響。

2.2 計算模型設置及網格無關性驗證

湍流模型采用雷諾平均k-ε雙方程模型,根據經驗選擇標準k-ε模型,能較好地預測圓孔射流高速流動特征;燃燒模型采用層流小火焰(FGM)模型,熱態計算時更改反應進程變量。驗證了Cabra等[19]伴流的氫微尺度火焰的實驗瞬態數據,該燃燒器采用湍流穩焰和多火焰作用機制,雷諾數及氫噴嘴尺度與本文接近。結果表明混合組分、溫度等與試驗數據吻合良好,準確再現了火焰前緣厚度與火焰錨定現象[20],驗證了FGM模型計算氫氣微混火焰反應以及預測回火的準確性。選取壓力基求解器,并用SIMPLEC算法耦合求解流體控制方程,適應局部可壓,離散格式均為二階迎風格式;松弛因子設置為0.6,殘差項設置為1×10-3,能量殘差為1×10-6,當監控值穩定500步時認為計算結果收斂。

圖3 燃燒器單元網格無關性驗證Fig.3 Grid independence verification of burner unit

3 結果及分析

3.1 燃空動量比Rm對摻混均勻性的影響

動量比作用于射流深度,影響混合軌跡分布[21],因此重點研究燃空動量比對噴嘴摻混均勻性的影響規律。如a～e工況,空氣流量恒定,空氣平均流速為60 m/s,調整燃料流量改變燃空動量比。預計a～e工況的Rm分別為0.53、0.72、0.94、1.19、1.77,符合實際富氫燃燒的燃空動量比范圍[22]。

b工況燃燒單元典型的軸向燃料摩爾分數分布如圖4所示。由圖4可以看出,中央噴嘴和外圍噴嘴均保持燃料在空氣主流剪切層內摻混,因此在參考截面S0內即能表達氫氣摻混濃度變化;射流深度將影響下游燃料分布,高濃度區從靶狀向瓣狀轉變過程中氫氣摩爾分數逐漸下降,因主流內聚作用,射流融合成后穩定發展。將射流深度yinject定義為氫氣摩爾分數為0.1的等值線距燃料微孔最大高度,標準射流深度y的表達式為:

y=yinject/[0.5(Dexit-Dseg)]

(4)

圖5為X=0 mm截面中心噴嘴附近冷態速度矢量場,高速燃料射流經空氣主流裹挾,朝橫向偏轉。0

圖4 b工況中央噴嘴軸向氫氣摩爾分數Fig.4 Hydrogen mole fraction at different axial distances of condition b

圖5 b工況X=0 mm截面速度矢量場Fig.5 Velocity vector field on X=0 mm plane in condition b

圖6 燃燒器單元網格與單噴嘴網格模擬結果對比Fig.6 Comparison of the standard jet depth y between burner unit grid and single nozzle grid

圖7為不同Rm的標準射流深度以及參考截面S0分別為Z/Lm=3、Z/Lm=4 (穩定發展段)時的PSMD。由圖7可以看出,y與Rm呈正相關,若提高Rm,y接近線性增加。Rm通過影響y進一步影響參考截面S0上的燃料分布,y加深,則PSMD持續降低,最低PSMD出現在y=0.89時。

圖7 不同燃空動量比下的PSMD和yFig.7 y and PSMD under different fuel-air momentum ratios

圖8為參考截面S0在Z/Lm=3處時,不同燃空動量比的歸一化氫氣摩爾分數分布(歸一化值為1時完全預混)。由圖8可以看出,d工況中央氫氣摩爾分數、射流中心氫氣摩爾分數均更低、更均勻,混合效果明顯優于a、b、c工況,說明氫氣射流越深,向中央和射流外側擴散越強,從而降低PSMD。y>0.89時,燃料射流會更加靠近主流空氣剪切層的邊緣,可能造成燃料進入滯止區燃燒,如e工況,中央區域極接近完全預混,射流中心氫氣摩爾分數上升,證明X=0 mm截面上出現燃料剪切層外溢,這表明y的理想區間在0.806～0.899,高動量比作為控制標準射流深度的因素之一,增強燃料射流與空氣橫流的動量交換及擴散混合,從而改善混合均勻性,Rm在該孔徑的相應區間為1.19～1.77。

3.2 孔徑及間隙比對摻混均勻性的影響

不同間隙比下參考截面S0燃料當量比ΦH2分布如圖9所示,參考截面S0在Z/Lm=3位置。由圖9可以看出,Sn=5.4時,射流內外側濃度均較均勻,僅出現小范圍較高濃度區域,中心區當量比Φ<0.8;Sn=4.4時,間隙比過小則相應小射流容易受主流扭轉,多射流在穩定發展段前收束匯聚明顯,即便小射流令擴散混合得到增強,仍會導致氫氣濃度上升;Sn=6.3時,即存在較大間隙比,射流中心氫氣濃度急劇升高,遠高于其他區域。對比圖9(c)和圖8(d)可以看出,相同當量比、近似孔徑下,均勻性有較大差別,說明小間隙比促進鄰射流的擾動和擴散。瓣狀外側區域的混合強化,主要因孔徑增大導致標準射流深度y增加,由于孔數減少導致向內外擴散面積減少,射流中心氫氣濃度下降緩慢。

圖10為不同間隙比下軸向截面PSMD和y。由圖10可以看出,孔徑越大,標準射流深度越深,但孔徑為0.44 mm,即Sn=5.4時的混合效果在各位置上均優于另外2種情況;除了Z/Lm=1外,隨著軸向距離增加,PSMD差值增大。結合圖9可知,基于鄰射流相互作用,孔間隙過小或過大都不利于燃空混合。

圖10 不同間隙比下軸向截面PSMD和yFig.10 PSMD and y of axial section under different gap ratios

燃料微孔數量和間隙比是導致火焰分離和聯焰的主要因素,通過熱態計算分析了不同Sn下火焰重疊及未燃燒氫氣摩爾分數分布情況。Z/Lm=3處的參考截面S0的熱態反應場摩爾分數如圖11所示,等值線序列高代表OH摩爾分數更高,如Sn=4.4時,OH摩爾分數等級⑤～⑦區域表示有連續的高濃度斑點帶,截面中央區域OH摩爾分數遠高于射流邊緣,可能有較厚焰層,此外OH高濃度斑點帶和氫氣射流重疊較明顯;Sn=5.4時,OH最高摩爾分數降至0.007,火焰僅出現在射流內擴散側小范圍,其剖面顯示厚度較薄,與氫氣射流重疊比例低;Sn=6.3時,等值線顯示出往內拉伸的簇狀火焰特征,射流中心燃料濃度過高。

(a) Sn=4.4(h工況)

(b) Sn=5.4(j工況)

(c) Sn=6.3(k工況)

圖11 熱態OH摩爾分數等值線及氫氣摩爾分數

間隙比過小,在靠近擴散段區域火焰發展過早,可能會造成回流區燃燒,帶來火焰重疊問題,因此適當調整間隙比為0.54,可令氫氣分布更加均勻,在回流區后的空間燃燒,避免火焰重疊加厚導致的NOx排放惡化。

3.3 射流高度及混合長度對摻混均勻性的影響

研究了不同的射流高度及擴散段混合長度對摻混均勻性的影響,分析潛在優化混合機制。A～H結構P0、Lm參數設置見表2(即表1中A～H工況),僅改變P0、Lm進行對照研究,其他參數設置同表1中j工況。

表2 A～H結構P0、Lm 參數設置

隨Lm增加的參考截面S0的燃料當量比分布如圖12所示,參考截面S0在擴散段后10 mm(穩定發展段),其中A、B、C結構的當量比峰值Φp逐漸下降,分別為1.49、0.898、0.734,且均勻性逐漸改善;在研究范圍內,預混距離較長可以有效降低射流中心的燃料濃度,促進內外側均勻混合。僅提高P0(Lm=5 mm),A、D、E結構的Φp先降后升,分別為1.49、0.99、1.17。

圖13為不同P0、Lm下的PSMD,通過擴大參數研究,進一步研究確認了Φp隨P0、Lm變化的規律并不單調,而是受復雜條件影響。對比得到混合結構C、H:前者PSMD為0.72;后者PSMD為0.66。 C、H結構的PSMD及Φp均在較低水平。可以看出,截面PSMD下降與P0的增加趨勢仍有一致性,因為P0撞擊位置處主流速度衰減,混合時間尺度增加,且射流更深,但同時也使得中心氫氣濃度降低稍慢;隨著Lm增加,PSMD也下降,且下降程度相較增加P0更加明顯。

圖14為沿程PSMD分布,Zd表示離擴散段頂距離,PSMD的下降梯度?G均相近,初值有差異,說明摻混也由上游結構控制。為研究上游結構對流動混合的控制效果,通過湍流結構來分析射流近場流動的變化,發現P0與Lm的影響機制還包括旋渦結構對混合的改善,當射流深度恒定時,影響混合的因素主要是旋渦結構。

圖14 不同P0、Lm下軸向參考截面S0的PSMDFig.14 PSMD on S0 cross-sectional plane under different P0 and Lm

分析了C、 H結構的X=0 mm截面流線,如圖15所示。P0增加后, 駐點無后移,但主流擴張導致其速度降低,因此出口下游區域流動扭轉程度并不明顯。如圖中2區所示,C結構燃料射流收束更加迅速,內回流區大渦尺度相近,渦強更強,使得1區流線上移,同時令擴散至2區的燃料量減少,這解釋了該截面PSMD略升高的原因。

(a) C結構

(b) H結構圖15 X=0 mm截面軸向流線與氫氣摩爾分數Fig.15 Axial streamline and hydrogen mole fraction on X=0 mm plane

圖16為基于Q準則[23]捕捉的孔出口小尺度旋渦對結構(基于Q=3×1010、8×1010等值面),C結構通過產生前緣角渦(與A、H結構相比尺度擴大),燃料向兩側橫向擴散加劇,與臨近孔的另一股角渦沖擊摻混;C結構的腎形渦發展更迅速,圖中放大了距孔0.5 mm、垂直來流方向的橫截面,能明顯觀察到左右對稱的渦核,促進了徑向擴散。上游旋渦擴張帶來的擾動會提升氫氣在橫向、徑向2個方向的擴散能力,直觀表現為降低射流中心的氫氣濃度,即得到更低的Φp。

(a) C結構

(b) H結構

(c) A結構圖16 C、H、A結構的孔出口小尺度渦結構Fig.16 Small-scale vortex structure at the hole exit of the C, H and A structure

4 結 論

微混噴嘴的摻混效果直接受射流深度、鄰射流擾動及擴散段旋渦結構的影響,而以上特性又由流動、結構因素決定。本文用PSMD、Φp及PSMD沿軸向的梯度3個指標來表征摻混的效果,主要結論如下:

(1) 標準射流深度處于0.806～0.890時,摻混均勻性較好,既避免了氫氣射流突破空氣剪切層進入滯止區,同時最大化促進射流中心與內外擴散側的摻混。對應的燃空動量比為1.19～1.77。

(2) 間隙比為0.54時,強化了鄰射流相互作用,氫氣分布更均勻,有效減少火焰重疊,火焰主體穩定在回流區后。間隙比與孔徑互為制約,孔徑與標準射流深度正相關。間隙比過小,對應小直徑射流收束、匯聚現象嚴重,擴散得到增強但是截面燃料當量比總體升高;間隙比過大,射流中心氫氣摩爾分數下降緩慢。

(3) 射流高度P0=0、混合長度Lm=10 mm時兼具了較低PSMD、當量比峰值,混合均勻性良好。一定范圍內提升P0、Lm,標準射流深度變深,PSMD降低,部分預混更均勻。從流動角度分析,孔出口處腎形渦對等結構的擾動,提升了氫氣在橫向、徑向2個方向的擴散能力,降低射流中心氫氣濃度。