富氫燃料氣射流預混火焰回火特性的研究進展1)

呂海陸 李 丹 張 揚 , 張 海 ,

* (清華大學能源與動力工程系,熱科學與動力工程教育部重點實驗室,北京 100084)

? (清華大學山西清潔能源研究院,太原 030000)

引 言

隨著人們對全球氣候變化的關切日益增強,低碳發(fā)展成為能源領域重要和迫切的要求,含氫、富氫或純氫等低碳燃料受到廣泛關注.燃氣輪機作為一種高效動力裝置,燃用低碳燃料是其重要發(fā)展方向.然而,研究表明,燃用氫氣含量較高的氣體燃料,即富氫燃料時,燃氣輪機將面臨諸多技術難題和安全風險,其中最突出的一個問題是回火,即預混火焰從燃燒室向上游管道傳播.這是因為氫氣化學反應活性高,燃燒速率快,而現代燃氣輪機為了控制氮氧化物(NOx)排放又采用預混燃燒.回火嚴重時可導致整個燃燒系統(tǒng)崩潰,無疑對燃氣輪機的安全穩(wěn)定運行構成了極大威脅.

湍流射流火焰是燃氣輪機燃燒室中氣體燃燒的最基本單元.人們對甲烷、天然氣等碳氫燃料射流預混火焰的回火現象和機理開展了廣泛研究.張文普等[1]在對近30 年來燃氣輪機燃燒回火機理與數值模擬的主要研究進展重點介紹中,總結了回火的4 種機理,即邊界層回火(BLF)、中心流回火、燃燒不穩(wěn)定引起回火、旋流誘導渦破碎引起回火(CIVB),分析認為其中BLF 是最重要的一種回火機制.李文棟等[2]專題回顧了預混燃燒邊界層回火的數理模型及研究進展,指出廣泛應用的建立在臨界速度梯度上的無量綱數模型存在缺陷,仍需要改進.Kalantari等[3]對無旋流預混火焰邊界層回火的機理及相關基礎的研究進展進行了綜述,在單獨設置的燃料組分影響回火特性一節(jié)中介紹了富氫燃料氣火焰回火方面的一些研究工作,不過可能限于篇幅和文章的整體結構,未對該方面的研究工作進行比較系統(tǒng)和全面的綜述.

本世紀,針對富氫燃料氣射流預混火焰回火特性,國內外研究者也已經開展多方面的實驗、模擬及理論方面的研究,獲得了一些重要進展,例如,富氫燃料與碳氫燃料均遵從4 種回火機理,但是與碳氫燃料相比,富氫燃料的回火傾向性更高,受火焰拉伸作用影響更大,回火的臨界速度梯度的預測模型需要修正等.回顧和總結相關成果可對燃氣輪機燃燒室燃燒器的設計及回火抑制技術的開發(fā)提供重要指導.

鑒于上述原因,本文對近20 年來富氫燃料氣射流火焰回火的代表性研究,包含實驗及數值模擬工作進行綜述,總結前人在燃料氫含量、溫度及壓力等運行參數、噴嘴結構與尺寸、熱聲振蕩、微混燃燒器對回火影響等方面的研究成果,并根據目前的研究現狀展望未來的研究方向.

1 富氫燃料射流預混火焰回火實驗的研究概述

近年來有關富氫燃料氣預混火焰回火的實驗研究主要以H2/CO/CH4燃料為研究對象,少數學者也研究了H2/N2,H2/NH3等燃料的回火特性.多數學者[4-9]在常溫常壓下使用射流燃燒器對多種組分比的H2/CO/CH4燃料的回火開展研究,而部分學者[10-11]在常壓和高溫來流條件下開展了富氫燃料氣的回火研究.

圖1 是常壓實驗中幾種常見的射流預混火焰實驗裝置,其中圖1(a)是簡單的單管射流火焰裝置,即本生燈裝置,燃料和空氣在上游充分預混后送入裝置并燃燒;圖1(b)包含了類似實際燃燒設備中的預混方式,通過空氣旋流在較短停留時間內完成燃料和空氣的混合;部分實驗中引入了中心桿等形式的穩(wěn)焰手段,使得火焰附著在穩(wěn)焰器上,如圖1(c)所示;部分實驗為了避免火焰受環(huán)境影響,在火焰周圍布置石英管等形式的隔層,有無隔層的裝置分別如圖1(d)和圖1(e)所示.Duan 等[10]和Goldmann 等[11]還在實驗裝置的射流火焰周圍安裝了值班火焰,如圖1(d)和圖1(e)所示.

圖1 常壓射流預混火焰實驗裝置Fig.1 Experimental devices for jet premixed flame under atmospheric pressure

近年來不乏在高溫高壓條件下開展的富氫燃料回火研究[12-23],在報導的實驗條件中,燃料氫含量在25%～ 100%范圍,最高壓力達到15 atm,最高溫度達到約900 K.文獻中采用的加壓裝置的示意圖或實物如圖2 所示,裝置在各方向設有高壓觀察窗,以觀察火焰形態(tài)和回火過程.除了直接觀察以外,通常還在燃燒器出口前埋入熱電偶,以通過溫度信號檢測回火.研究者采用粒子圖像測速(PIV)、OH 熒光[21]及OH 平面激光誘導熒光(OH-PLIF)[22-23]等測量手段進行火焰的表征.近5 年來McDonell 等[3,24]還對純H2火焰的回火開展了研究,其采用的加壓實驗裝置列于圖2 中.

圖2 加壓射流預混火焰實驗裝置Fig.2 Experimental devices for jet premixed flame under elevated pressure

現有研究對燃料氫含量[4-17]、來流溫度和燃燒壓力[12,21-24]、噴嘴結構尺寸及布置方式[4,13,18-19,25]和聲激勵[5,13,18]等因素開展了系列實驗研究,得到以下發(fā)現: 氫含量通過影響火焰?zhèn)鞑ニ俣群突鹧婧穸茸饔糜诨鼗疬^程,氫濃度增加導致火焰的回火傾向增強,在富氫范圍下尤為明顯;高溫高壓條件增強了回火趨勢,回火的臨界參數與來流溫度、燃燒壓力存在冪指數的經驗關系;噴嘴結構尺寸通過火焰拉伸和壁面熱效應影響回火,對小尺寸噴嘴和較高當量比的情況尤為重要.詳細的研究結果在后面的章節(jié)中將做單獨介紹.

2 富氫燃料射流預混火焰回火數值模擬的研究概述

學者們在開展富氫燃料氣射流預混火焰回火實驗研究的同時,也開展了相當的數值模擬研究,模擬以直接數值模擬(DNS)[26-27]和大渦模擬(LES)[28-29]為主,通常與實驗結果對比,并比較兩種方法預測回火邊界條件的準確性.DNS 通過直接數值求解Navier-Stokes 方程,解算出所有湍流尺度的流場信息,計算成本較高,通常應用于相對小規(guī)模的問題.LES 通過濾波將流場分為不同尺度的結構,對流場的大尺度結構進行直接模擬,對小尺度結構采用模型計算,相對于DNS 具有較低的計算成本.

Gruber 等[26]利用DNS,在1～ 2 atm 下,研究了H2/空氣火焰的湍流邊界層回火過程.結果發(fā)現火焰面上游的近壁面處存在逆向流動(回流),參見圖3,指出了將Lewis 等[30]的臨界速度梯度模型直接應用于湍流邊界層回火中是不充分的,經典的臨界速度梯度模型中假設火焰對上游來流的影響可忽略不計,這一假設將引入較明顯的預測誤差.根據DNS模擬結果指出,火焰上游的近壁面回流能夠促進燃燒過程,進而提高火焰?zhèn)鞑ニ俣?一定程度上促進了回火,高壓下此效應更顯著.Vance 等[27]對管內氫火焰的DNS 模擬也發(fā)現了類似的回流現象(參見圖4).

圖3 回火臨界狀態(tài)的速度標量、向量場(向右為正)[26]Fig.3 The velocity scalar and vector fields in the critical state of flashback (positive to the right) [26]

管道壁面性質等參數在實驗中較難調節(jié),數值方法為相關研究提供了便利.Vance 等[27]利用DNS 研究了H2/空氣預混火焰回火與壁面粗糙度及熱膨脹率之間的關系(回火過程參見圖5),結果表明,粗糙壁面通過改變流場和傳熱對回火產生影響:在粗糙壁面附近形成約3～ 4 倍的火焰厚度的流動滯止區(qū)域,增強了熱損失,導致火焰的淬滅距離和滲透距離增大,進而引起壁面附近火焰?zhèn)鞑ニ俣群团R界速度梯度發(fā)生改變.對于金屬等材料,粗糙壁面主要通過加強散熱的途徑降低回火趨勢.研究表明,增加壁面粗糙度可作為燃燒設備防止回火的一種途徑.

Thibaut 等[28]利用LES 計算了在后向臺階結構中,燃燒不穩(wěn)定引起的回火,臺階結構引入了主頻90 Hz 的壓力波動,壓力波動進一步引起燃燒不穩(wěn)定并誘發(fā)回火.模擬中采用Smagorinsky 湍流模型,由于劃分的網格單元較粗(0.3 mm),計算中為了提高網格對火焰的分辨能力,采用“火焰增厚技術”,即增加擴散系數、減小反應指前因子,在保持火焰?zhèn)鞑ニ俣炔蛔兊臈l件下增加火焰厚度,由此實現了較粗網格單元的計算.Endres 等[29]利用LES 模擬了管內受限流動條件下氫火焰的回火過程,采用Smagorinsky湍流模型,將冷態(tài)模擬結果作為燃燒模擬的初始條件,使用復雜化學反應機理,燃燒模型為有限速率模型,忽略了亞格子湍流和化學反應之間的相互作用.結果發(fā)現,利用LES 得到的臨界速度梯度與DNS模擬結果以及實驗結果基本一致,表明LES 方法預測邊界層回火具有一定的準確性.

目前有關回火的DNS 及LES 模擬研究中,研究對象以H2/空氣射流火焰為主,H2以外燃料回火的數值研究非常少,一個原因也是因為H2火焰的化學反應機理方便易得,所需計算資源相對較少.Choudhuri[31]和Ihme 等[32]的LES 模擬研究涉及H2/CO/CH4火焰回火,但未展示回火臨界參數.Zheng 等[33]和Li 等[34]針對H2/CO 燃料開展了LES 模擬,其中,Zheng 等[33]采用4 步簡化反應機理和渦耗散概念模型模擬了火焰的瞬態(tài)特征,Li 等[34]則采用16 步詳細化學反應機理和線性渦黏性模型模擬了火焰的穩(wěn)態(tài)特征.但上述研究均未涉及火焰的回火特性.

綜上,數值模擬在研究富氫燃料射流火焰回火方面發(fā)揮了重要作用,以直接數值模擬(DNS)和大渦模擬(LES)為主.然而,目前的數值研究主要集中在H2/空氣火焰上,對富氫燃料的各種燃料組合的回火特性研究相對不足.此外,一些模擬采用了簡化的化學反應機理,可能限制了對實際火焰行為的準確模擬.為深入理解回火機理,未來的數值研究需要更廣泛地涵蓋不同燃料組合,并在實驗驗證和化學反應機理驗證等方面取得更進一步的進展.

3 富氫燃料射流預混火焰回火的影響因素研究

3.1 燃料氫含量的影響作用

有關富氫燃料組分對回火的影響,研究工作比較充分,相關研究主要關注H2/CO/CH4燃料體系中氫含量的影響,近期也有針對燃料體系為H2/NH3射流火焰回火特性的研究.

Davu 等[13]和Dam 等[5]開展了射流火焰的回火實驗,考察了氫含量(混合燃料中H2的體積分數)的影響,結果表明火焰的回火行為一般由H2反應動力學特性主導.圖6(a)和圖6(b)所示分別為不同氫含量下H2/CO(合成氣)和H2/CH4射流火焰臨界速度梯度的變化,可以看到,氫含量增加引起射流火焰發(fā)生回火的傾向性增強,此外,合成氣射流火焰的回火速度受H2濃度的影響更大.

圖6 不同氫含量下臨界速度梯度隨燃料體積分數變化[5]Fig.6 Critical velocity gradient in variation with fuel volume fraction under different hydrogen contents[5]

Tuncer 等[6]通過實驗研究了不同氫含量對受限空間內射流火焰回火的影響,圖7 所示分別為純甲烷和50%-50%H2-CH4射流火焰的OH*自發(fā)光熒光圖像,可以看到,H2的添加使得火焰根部下移到更上游區(qū)域.

圖7 (a) CH4 和(b) 50%-50% H2-CH4 射流火焰的OH*自發(fā)光熒光圖像(?=0.7,固定流率)[6]Fig.7 OH* chemiluminescence images of (a) CH4 and (b) 50%-50%H2-CH4 jet flames (?=0.7,fixed flow rate) [6]

定量研究中,Kr?ner 等[14]和Xu 等[4]利用經典的Peclet 數(Pe)關聯式統(tǒng)一表達不同組分下的回火邊界條件.Kr?ner 等的研究中,燃料為CH4/H2,燃燒條件為常壓、373 K～ 723 K.Xu 等[4]的研究中,燃料為 H2/CO,其中氫含量為0～ 80%,燃燒條件為常溫常壓.Pe關系式如下

式中Peu為來流的Peclet 數,Pef為回火對應的Peclet數,C為比例系數,u為來流速度,d為管徑,α為來流的熱擴散系數,SL為層流火焰速度.

Lin 等[23]利用Lewis 數(Le)、湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣取恿骰鹧婧穸葋矶款A測H2/N2火焰的臨界速度梯度,實驗中H2濃度范圍為75%～ 100%,臨界速度梯度預測值按照以下公式計算

式中ST為湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣?δ0為層流火焰厚度.該模型中,Le體現了氫組分優(yōu)先擴散效應的影響,常規(guī)碳氫燃料的Le接近于1,富氫燃料的Le小于1,那么,隨著氫含量增加,燃料的Le不斷減小,相應地,臨界速度梯度逐漸增大.

Shaffer 等[15]在常溫常壓下測量了50%～100%H2/0～ 50%CO/0～ 50%CH4的臨界速度梯度,基于燃料組分和絕熱火焰溫度得到經驗關系式

式中χi為燃料中各組分的體積分數,Tad為絕熱火焰溫度.該關系式對常溫常壓下H2/CO/CH4燃料回火的臨界速度梯度預測如圖8 所示,可以直接獲得不同組分燃料的回火邊界,但是難以直觀地表現出氫含量的具體作用.注意此關系式是基于常溫來流、1700 K 和1900 K 絕熱火焰溫度的實驗數據獲得,因此,對于預熱來流以及更寬范圍當量比情況,預測準確性還有待進一步檢驗.

圖8 1700 K 和1900 K 絕熱火焰溫度條件下臨界速度梯度預測值[15]Fig.8 Predicted critical velocity gradient under adiabatic flame temperature conditions of 1700 K and 1900 K[15]

Goldmann 等[11]開展了系列H2/NH3/空氣混合物射流火焰回火實驗,研究了不同氫氨比例對火焰回火特性的影響.圖9 所示為不同比例H2/NH3/空氣射流火焰的回火速度隨混合物當量比的變化,對于純H2/空氣射流火焰,在當量比0.378～ 0.795 范圍,回火速度介于4.2～ 13.8 m/s 之間;隨著燃料混合物中氨氣比例上升,即氫含量下降,可以看到,射流火焰的回火速度呈下降趨勢,如氫氣含量50%,當量比0.624～ 0.87 之間,回火速度位于1.3～ 2.99 m/s 范圍,回火傾向減弱,這主要歸因于層流燃燒速度的降低和層流火焰厚度的增加.

圖9 不同氫/氨比例下射流火焰回火速度隨混合物當量比的變化[11]Fig.9 The flashback speed of jet flame in variation with equivalence ratio under different hydrogen/ammonia ratios[11]

近年來,隨著碳減排等相關環(huán)保政策和指導意見的陸續(xù)出臺,國內學者圍繞燃氣輪機內富氫燃料氣的利用問題也開展了一定的研究工作.中南大學的胡舸等[16]基于本生燈火焰測試,研究了H2摻混對CH4空氣預混火焰?zhèn)鞑サ挠绊?結果表明,氫氣摻混使得預混火焰的回火極限顯著提高.重慶大學的魏勝[17]使用本生燈測量了摻氫甲烷邊界層回火的臨界速度梯度,在0～ 30%摻氫范圍內,臨界速度梯度隨氫含量近似呈線性增長;此外比較了9,13,15.4 mm 管徑的結果,隨著管徑增加,臨界速度梯度降低,并且其關于氫氣含量的增長率也逐漸降低.

總結現有研究可知,氫含量對射流火焰的回火行為有顯著影響,由于在燃燒過程中氫氣的反應動力學等因素,氫含量的增加使得火焰發(fā)生回火的傾向性增強.一些研究采用Peclet 數和Lewis 數等無量綱數來描述不同氫含量下的回火邊界條件.這些參數關聯了組分、火焰?zhèn)鞑ニ俣群突鹧婧穸鹊纫蛩?通過數學模型來定量預測不同條件下的臨界速度梯度.

3.2 來流溫度和燃燒壓力等運行參數的影響作用

實際燃氣輪機燃燒室通常為高溫高壓環(huán)境,壓力可達十幾個大氣壓、來流溫度達600 K 以上,這必將導致燃料的燃燒和穩(wěn)定特性區(qū)別于常溫常壓環(huán)境下的結果,使得基于常溫常壓條件獲得的回火模型并不能對燃氣輪機燃燒室的回火行為進行合理的預測.基于此,近年來,學者們針對高溫高壓環(huán)境下富氫燃料氣的回火問題開展了系列研究,其中來流溫度大致在400～ 800 K 之間,燃燒壓力在1～ 15 atm之間[13,23-24].

Duan 等[10]在常壓、300～ 810 K 預熱條件下,考察了噴嘴材料及噴嘴尖端溫度對H2/CO/CH4混合燃料的湍流射流火焰回火的影響,實驗所用噴嘴直徑約21 mm,火焰被置于直徑63.5 mm 的石英腔內,針對不同燃料,分別控制絕熱火焰溫度(1700,1900 K)和來流空氣量不變,其中前者占主要,后者在流量較低時使用.實驗中分別采用石英和不銹鋼兩種材料,結果表明,相同來流條件下,發(fā)生回火時石英材質的噴嘴尖端溫度更高,同時,石英材質對應的回火速度達到不銹鋼噴嘴的兩倍.將回火的臨界速度梯度與噴嘴尖端溫度對應的層流火焰速度、熱擴散系數和熄滅距離進行關聯,并得到相應的比例關系,因此建議在射流的邊界層回火預測模型中采用尖端而不是來流的溫度對應的物性參數更為合理

式中α為噴嘴材料的熱擴散系數,dq為預混火焰熄滅距離,下標0 表示參考溫度(火焰以甲烷為參考),下標tip 表示回火時的噴嘴尖端溫度.該關聯式適用于1700～ 1900 K 絕熱火焰溫度的H2/CO/CH4燃料,此時當量比不超過0.75.對于富氫燃料火焰,接近化學當量比時,絕熱火焰溫度增長較快,對噴嘴壁面的加熱作用更強,因而更高當量比條件下噴嘴溫度對回火的影響還有待驗證.

Kalantari 等[3]考察了當量比、來流溫度和壓力對氫火焰回火速度的影響,實驗結果如圖10 所示,可以看到,500 K 預熱條件下,氫火焰的回火速度、臨界速度梯度均和壓力存在冪次關系,貧燃范圍內,壓力的冪指數隨當量比的增加而增加,主要原因是熄滅距離和層流燃燒速度均為壓力的冪函數,且壓力的指數與當量比大小有關.此外,Kalantari 等[3]根據高溫高壓條件下的實驗數據,建立了氫火焰回火關聯模型

圖10 500 K 預熱條件下,氫火焰回火速度、臨界速度梯度和壓力的關系[3]Fig.10 The flashback speed and critical velocity gradient of hydrogen flame in variation with pressure under 500 K preheating[3]

式中Da=/(αgc),Le=ud/ν,Pef=SLd/α,C為比例系數,Tu,Ttip和T0分別表示來流溫度、噴嘴尖端溫度和參考溫度,Pu和P0分別代表來流壓力和參考壓力.從關聯式可以得到,氫火焰回火的臨界速度梯度與來流溫度、噴嘴尖端溫度和來流壓力存在正的冪次關系,其中當量比對回火的影響隱含在層流火焰速度等變量之中.Lin 等[8]對氫含量70%,85% 和100%(氮氣稀釋) 的燃料開展了實驗研究,在5,10 bar,573,623,673 K 條件下,固定來流速度40 m/s,得到回火對應的臨界當量比,也發(fā)現了臨界當量比和溫度、壓力之間的冪次關系.

Hoferichter 等[18]對矩形通道受限空間內H2/空氣火焰的回火特性開展了系列研究,考察了預熱溫度對回火特性的影響,此外,考慮壁面附近火焰拉伸和湍流的影響,建立了相應的邊界層回火預測模型.圖11 中展示了模型預測值與實驗值的對比情況,二者符合地很好.

圖11 不同預熱溫度下H2/空氣火焰回火速度的模型預測值與實驗值對比[18]Fig.11 Comparison between model predictions and experimental results of H2/air flashback speed under different preheating[18]

Goldmann 等[11]將過去的工作加以延伸,研究了預熱溫度對H2/NH3/空氣湍流射流預混火焰回火特性的影響,其中未燃混合物預熱溫度范圍為293 K～557 K.圖12(a)和圖12(b)分別為不同預熱溫度下射流火焰回火速度隨混合物當量比和層流燃燒速度的變化,可以看到,未燃混合物的預熱溫度對射流火焰回火速度的影響顯著,對于60%H2/40%NH3/空氣火焰,當量比為0.8 時,預熱溫度分別為416 K 和554 K 條件下,回火速度相比293 K 結果分別增大了1.6 和2.5 倍;對于70% H2/30% NH3/空氣火焰,當量比為0.8 時,預熱溫度分別為421 K 和557 K 條件下,回火速度相比293 K 結果分別增大了約1.6 和2.4 倍.從圖12(b)可以看出,回火速度與層流火焰速度強相關.此外,作者將經典的邊界層回火模型進行了一定擴展,使其能夠考慮未燃混合物預熱溫度的影響,改進后的模型預測效果良好,結果參考圖13.

圖12 不同預熱溫度下射流火焰回火速度隨(a)混合物當量比和(b)層流燃燒速度的變化[18]Fig.12 Flashback speed of jet flame in variation with (a) equivalence ratio and (b) laminar flame speed under different preheating[18]

圖13 不同條件下回火模型預測值與實驗值對比情況[11]Fig.13 Comparison between model predictions and experimental results of flashback models under different conditions[11]

除了臨界速度梯度,加壓條件的研究中通常固定來流速度,使用回火時的當量比或絕熱火焰溫度描述燃料的回火傾向,回火時的當量比或絕熱火焰溫度越低則越容易回火.

Noble 等[12]在1.7 和4.4 atm 下開展了合成氣回火研究,絕熱火焰溫度作為回火時的臨界參數,發(fā)現更高的壓力下臨界絕熱火焰溫度更低,這意味著高壓下火焰更容易發(fā)生回火.Ebi 等[35]在1.2～ 7.5 atm,473～ 673 K 條件下,通過固定來流速度測量了H2/CH4燃料回火的臨界當量比,氫含量范圍是50%～ 85%.Ebi 等[35]開展了射流火焰回火的加壓實驗,結果發(fā)現,加壓條件下,氫含量增加,火焰的回火傾向增強,與常壓結果一致.Daniele 等[22]研究了1～15 atm 下H2/CO 燃料的回火特性,氫含量固定為50%,實驗中通過控制來流速度獲得臨界當量比.研究表明,來流溫度和壓力對回火的影響分別遵循1/?～Tx,1/?～p-1/2關系式,其中,x為擬合系數.提高來流速度時,回火對應的臨界當量比變化很小,因此認為在燃氣輪機燃燒室中通過提高來流速度來抑制回火是困難的,應當轉向降低火焰速度等策略.

3.3 噴嘴結構尺寸及布置方式的影響作用

噴嘴尺寸可能對噴口附近氣流的分布產生一定影響,進而影響火焰的回火行為.研究發(fā)現,mm 級的噴嘴會對邊界層內滲透距離產生影響,而更大尺寸的噴嘴則有可能通過其他因素作用于回火的臨界速度梯度,例如改變火焰對噴嘴的熱效應.

Davu 等[13]開展了H2-CO 和H2-CH4射流火焰的回火實驗,考察了噴嘴直徑對火焰回火行為的影響.實驗結果發(fā)現,噴嘴直徑增加引起臨界速度梯度增大;與H2-CH4火焰相比,噴嘴直徑對H2-CO 火焰回火傾向性的影響在貧燃和富燃側均更為明顯.Dam 等[5]也進行了類似的實驗研究,如圖14 所示,結果與Davu 等[13]的結果基本一致.

圖14 不同噴嘴直徑下臨界速度梯度隨燃料體積分數變化[5]Fig.14 Critical velocity gradient in variation with fuel volume fraction for different nozzle diameters[5]

Khitrin 等[19]通過實驗測量了不同噴嘴直徑下H2/空氣射流火焰的回火速度,發(fā)現湍流條件下H2/空氣火焰的回火速度與噴嘴直徑無關,這與層流條件下回火速度與管徑正相關的結果不同.Eichler等[20]利用直徑為40 mm 的燃燒器噴嘴開展H2/空氣火焰的回火實驗,結果表明,當量比?＜ 0.7,噴嘴直徑對H2/空氣湍流火焰回火速度的影響不明顯,這與Dam 等[5]關于合成氣的結果類似;隨著?增大,管徑的影響逐漸顯著,如直徑為18 mm 的噴嘴對應的臨界速度梯度顯著高于其他情況.

Hoferichter 等[18]基于經典的層流邊界層回火理論[30],考慮火焰拉伸對噴嘴壁面附近燃燒速度的影響對預測模型進行修正,并利用CH4/空氣和H2/空氣層流射流火焰的回火實驗數據進行校驗,結果分別如圖15 和圖16 所示.觀察圖15 可以看到,對于CH4/空氣火焰,修正模型與臨界速度梯度模型以及實驗數據符合較好.圖16 所示為H2/空氣火焰結果,可以看到,?＜ 0.7 時,臨界速度梯度模型與實驗數據符合較好;?≥ 0.7 時,臨界速度梯度模型的預測值產生了較大的偏差,而修正模型預測良好.結果表明,在較高?下,相比CH4/空氣,H2/空氣的射流火焰受到的拉伸作用更大.

圖15 針對層流火焰回火速度,臨界速度梯度模型和修正模型預測值與實驗值對比(CH4/空氣火焰)[18]Fig.15 Comparison of critical velocity model,modified model,and experimental results of laminar flame flashback speed (CH4/air flame) [18]

圖16 針對層流火焰回火速度,臨界速度梯度模型和修正模型預測值與實驗值對比(H2/空氣火焰)[18]Fig.16 Comparison of critical velocity model,modified model,and experimental results of laminar flame flashback speed (H2/air flame) [18]

此外,在射流火焰的布置方式方面,Xu 等[4]考察了噴嘴外圍伴流對CH4和H2/CO 射流火焰回火的影響,隨著伴流速度增大,火焰形狀從錐形逐漸轉變?yōu)镸 形,回火機理則從邊界層回火轉變?yōu)橹行牧骰鼗?Baumgartner 等[25]在燃燒器管內引入橫向空氣射流,研究其對氫火焰回火的影響.實驗結果表明,橫向射流可改善火焰的回火傾向,并且發(fā)現在出口上游約10 cm 處引入約占總空氣量10%的橫向射流時效果最佳;然而,在此基礎上繼續(xù)增加橫向射流卻促進了回火的發(fā)生,且為中心流回火,此情況下,出口速度分布發(fā)生變化,同時火焰形狀改變,呈郁金香形.Baumgartner 等[25]認為,回火傾向降低的主要原因是近壁混合物被稀釋,而橫向射流帶來的額外動量所起的作用可以忽略不計.

3.4 聲激勵或者熱聲耦合的影響作用

燃燒室可視為聲學諧振腔,燃燒放熱率的波動將引起壓力和速度的波動,當放熱率擾動和壓力擾動滿足Rayleigh 準則,即滿足一定的相位差條件時,聲波獲得能量,若此能量增益超過其在壁面附近的能量損失,聲波將持續(xù)增強并帶來熱聲不穩(wěn)定性,這一現象則被稱為熱聲振蕩[36-37].熱聲振蕩的主要影響因素一是流動過程中周期性的渦脫落造成放熱率的周期性變化,二是燃燒室內的聲波運動與燃燒過程的耦合[38].

Davu 等[13]和Dam 等[5]開展了聲激勵對射流火焰回火特性的影響,發(fā)現聲激勵對回火傾向性的影響并不明顯(參見圖17).Tuncer 等[6]通過實驗研究了熱聲振蕩誘導的壓力波動與回火之間的關系.圖18所示為相平均壓力、放熱率和回火信號.從圖中可以看出,純CH4及H2體積分數10%條件下,火焰未發(fā)生回火,當增大H2體積分數到50%時,回火發(fā)生,且回火信號與動態(tài)壓力的變化趨勢相似,表明二者之間密切的相互關系.Hoferichter 等[18]通過實驗研究了熱聲振蕩對H2/空氣火焰回火特性的影響,結果發(fā)現,聲激勵的振幅增加,回火的風險增大,該效應在低頻振蕩中表現更為顯著.綜合來看,熱聲振蕩對火焰回火行為的影響涉及聲激勵的強度、頻率等因素,較高頻率(300～ 700 Hz)聲激勵對回火傾向性的影響較小,但在低頻振蕩中,聲激勵增加了回火風險,且振幅的增加起促進作用.這表明在研究熱聲振蕩對火焰回火的影響時,需要考慮多種因素的復雜相互作用.

圖17 不同聲頻下臨界速度梯度隨燃料體積分數變化(25%-75% H2-CO)[5]Fig.17 Critical velocity gradient in variation with fuel volume fraction under different sound frequencies (25%-75% H2-CO) [5]

圖18 相平均壓力、放熱率及回火信號[18]Fig.18 Phase average pressure,heat release rate,and flashback signal[18]

3.5 微混燃燒與富氫燃料氣的回火

微混燃燒是一種適用于富氫燃料氣的燃燒技術,能夠減輕燃燒器的回火傾向,最早由歐盟提出[39],近年來多種設計方案陸續(xù)提出,部分設計如圖19 所示.圖19(a)是Funke 等[39]早期提出的微混燃燒器設計,燃料和空氣在噴嘴出口沿軸向混合,經測試發(fā)現燃燒時存在局部熱點;圖19(b)是中國科學院的張哲巔團隊[40-43]提出的一種微混燃燒器設計,燃料和空氣在管壁開孔處沿橫向混合,經研究得到該燃燒器摻混均勻度的影響因素有燃空動量比、空氣孔間隙和空氣孔與燃料入口間距離等[42];圖19(c)是哈爾濱工業(yè)大學的邱朋華團隊[44]提出的采用微混燃燒技術的模型燃燒室,由40 個單元噴嘴構成,具有較好的防回火性能.

圖19 各種微混燃燒器的設計Fig.19 Design of various micro-mix burners

通常意義上,微混燃燒器可以防止回火發(fā)生,但隨著燃料氫含量的增加,仍可能出現回火風險[38].微混燃燒器的來流氣體在噴嘴出口附近的短距離內預混,停留時間較短,可能存在一定的不均勻性,燃料和空氣的混合均勻性可能影響燃燒速率,進而對回火造成影響.Anselmo-Filho 等[45]通過分層燃燒器考察了混合均勻性對湍流燃燒的影響,發(fā)現對于平均當量比相同的CH4/空氣預混火焰,分層預混火焰的總燃燒速率高于均勻預混火焰,這說明了來流的不均勻性可能提高燃燒速率.清華大學李丹等[46]通過改變混合方式研究了混合均勻性對H2/CO 燃料回火的影響,發(fā)現來流混合均勻性較差時火焰具有更高的邊界層回火傾向,與貧燃火焰相比,接近化學當量比的火焰受氣體混合不均勻的影響更大,對以上結果的解釋是混合不均導致壁面附近的局部當量比變化,造成局部火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊奶岣卟⒁l(fā)回火.

4 展望與結語

近年來,有關富氫燃料氣射流火焰回火問題受到重視,研究人員在來流常溫及常壓條件下開展了豐富的研究,獲得了一系列的實驗數據,利用DNS和LES 數值模擬方法研究了回火過程中火焰和流場的相互作用.通過研究,獲得了噴嘴直徑、燃料組分、噴嘴壁面、溫度和壓力等對回火的影響規(guī)律.理論上,一些學者從臨界速度梯度理論出發(fā),基于Pe,Le和Da等無量綱準則數建立了富氫燃料氣及純氫的回火模型.

然而,目前研究所涉及的燃料組分、來流溫度、環(huán)境壓力及燃燒場等與燃氣輪機實際及未來可能的運行工況尚存在較大的差別,為此,本文就富氫燃料射流預混火焰回火研究做出以下展望.

(1)加強探究火焰與壁面之間的相互作用過程,通過實驗和數值模擬等手段,研究邊界層流動、壁面?zhèn)鳠岷突瘜W反應及其耦合對回火特性的影響.

(2)加強與實際燃氣輪機工況接近的實驗和模擬開展,對實際燃氣輪機運行工況的回火行為獲得更好的認識.目前加壓條件下純氫以外的回火研究相對匱乏,需開展更多的富氫燃料氣射流火焰在高溫高壓條件下的回火行為研究,探索熱場、聲場耦合下燃燒場中的回火特性,提高回火預測模型的適用性.

(3)加強富氫燃料氣回火計算的化學反應機理驗證,受限于詳細化學反應機理的復雜度,目前回火的數值研究對象以H2/空氣射流火焰為主,燃料氣化學機理適用性有待驗證.

(4)加強探索回火抑制技術或者防回火的燃燒技術研究.通過設計運行策略、引入防止回火措施、發(fā)展防回火性能更佳的燃燒器等手段,降低設備回火風險,提高燃氣輪機在使用低碳燃料時的安全性和可靠性.