旋流器安裝角對低旋流燃燒流場的影響

尹 航, 戴 韌, 張建輝, 鐘仕立

(上海理工大學能源與動力工程學院,上海200093)

旋流是穩定火焰和控制燃燒強度的有效手段之 一,燃氣輪機和鍋爐燃燒室大都采用高旋流動產生的中心回流區來穩定火焰[1-2],但是回流區在穩定火焰的同時也增加了煙氣在高溫區的停留時間,使得熱力型NOx排放量增加.隨著環保意識的增強和環保法規的日益嚴格,出現了多種低NOx技術,如燃料分級燃燒、煙氣再循環、催化燃燒和選擇性催化還原脫硝技術(SCR)等.這些技術在降低NOx排放的同時需要對燃燒過程進行精確控制,因此成本較高[3].貧預混低旋流燃燒是一種簡單經濟的低NOx技術,NOx排放水平相對于高旋流燃燒具有明顯優勢[4].

Chan等[5]最先將切向射流法產生的低旋流動應用于甲烷預混燃燒,發現流場中并沒有出現回流區,但是仍然可以穩定火焰,同時縮短了煙氣在高溫區停留的時間,降低了NOx的排放.Cheng等[6]將37°安裝角葉片式旋流器應用于低旋流燃燒器,通過激光多普勒測速儀(LDA)測量燃燒區域的流動分布,結果發現應用葉片式旋流器與采用切向射流管法所產生的流場結構基本一致,同時可以應用等出口速度原則對燃燒器進行放大.Johnson等[7]將某高旋流燃燒器改造成安裝角為37°的葉片式低旋流燃燒器,比較后發現兩者具有幾乎相同的負荷范圍,低旋流條件下甲烷火焰穩定性不受當量比、入口溫度、壓力以及中心射流流速的影響,其NOx排放水平比高旋流燃燒降低60%.

Zhao等[8]采用k-ε模型對大空間條件下的切向射流式低旋流燃燒器進行了數值模擬,結果表明雖然火焰下游存在一個回流區,但火焰依靠發散流穩定而與回流區無關,熱態流場中的回流區比冷態流場中的回流區要大.張雅等[9]對多種湍流模型進行了比較,并對兩個算例進行了數值模擬,結果發現采用雷諾應力模型計算得到的三維流場比采用k-ε模型更貼近試驗值,表明在各向異性的湍流流場計算上雷諾應力模型更具有優勢.倪建民等[10]分別采用k-ε模型、RNG k-ε模型和雷諾應力模型對一旋流燃燒器的出口流場進行了數值模擬,比較計算結果表明:對于弱旋流動RNG k-ε模型可以滿足工程上的精度要求,但采用雷諾應力模型的計算結果更為精確,對于強旋流動只有采用雷諾應力模型才能得到較為滿意的結果.

旋流強度是決定旋流流動結構的重要因素,流場中回流區的生成、發散角度以及氣體在燃燒室中的停留時間均與旋流強度有密切聯系,因而在燃燒器設計中選取合適的旋流強度是十分必要的.改變旋流器安裝角是改變旋流強度的手段之一,進而會對整個燃燒過程產生影響.目前,對于旋流流動的研究主要集中在高旋流部分,對于低旋流流動流場性質影響因素的研究較少.筆者分別采用粒子速度影像(PIV)技術和數值模擬研究低旋流燃燒器出口流場,嘗試對不同旋流器安裝角以及中心射流流速下的流動結構進行分析,以深化對低旋流流動特征的認識,為設計高效、低排放的燃燒器提供依據.

1 試驗系統

1.1 試驗裝置

試驗臺主要由供氣系統、燃燒器和PIV系統組成,見圖1.以壓縮空氣作為氣源,通過壓力調節閥調節空氣壓力,使用空氣過濾器對壓縮空氣進行除油除濕處理,過濾精度達到 0.1 μ m.采用量程為500 L/min和1 500 L/min的質量流量控制器(Mass Flow Controller,MFC)分別控制旋流和射流部分的空氣流量,精度為0.5%f.s.(full scale,滿量程).

圖1 旋流燃燒器試驗臺及PIV系統圖Fig.1 Experimental setup of swirl burner and the PIV system

本試驗中使用的旋流燃燒器呈對稱結構,見圖2.

圖2 燃燒器結構圖(單位:mm)Fig.2 Schematic diagram of burner structure(Unit:mm)

燃燒器流道由中心部分和周圍的旋流部分組成.中心射流在燃燒器出口上游有500 mm的直管段以均勻來流;中心射流四周采用直導葉式旋流器產生旋流,其壁厚和葉片厚度均為1 mm,以盡量減少對流動的影響.為研究旋流器角度對旋流流場的影響情況,本試驗中分別選取旋流器安裝角α(導葉與垂直方向夾角)為65°和 40°(見圖3)的旋流器以獲得旋流,兩個旋流器導葉高度均為4 mm,分別有5個和12個流道.

圖3 旋流器結構圖(單位:mm)Fig.3 Schematic diagram of swirler structure

1.2 粒子速度影像技術(PIV)及系統

PIV系統由 TSI公司生產,主要由片光源系統、圖像采集系統、同步系統和控制平臺組成.片光源系統以雙腔諧振脈沖式激光器為光源,脈沖頻率為1～15 Hz,單脈沖最大能量為260 mJ.脈沖激光器脈寬8 ns,輸出激光波長為532 nm,光斑直徑為6 mm,經透鏡組形成厚度約為1 mm的發散片光源,此片光源通過燃燒器中心軸線.圖像采集系統采用分辨率為2 048×2 048像素的CCD相機,以12位灰度識別示蹤粒子,最大采集速度為17幀/s,CCD鏡頭前安裝了一塊平均通過波長為532 nm、帶寬為6 nm的濾光鏡,以降低環境對拍攝圖像的影響.試驗拍攝區域為180 mm×180 mm,拍攝區域下緣與爐臺出口距離小于1 mm.PIV測量中確定雙曝光時間間隔時,示蹤粒子的位移不能超過查詢區的寬度,同時兼顧流場速度變化率,本文選取40～80 μ s.圖像的分析與顯示由Insight 3G軟件完成,后處理時相關區域為64×64像素,并對處理結果進行去除壞點以及平滑處理.該系統的誤差小于0.1%.

PIV試驗要求粒子具有良好的跟隨性.為評估粒子的跟隨性,引入斯托克斯數St(Stokes number),其兩相流中的定義如下:

式中:τp、τf分別為粒子響應時間和流體特征時間;ρd為粒子密度;dp為粒子半徑;μ為流體動力黏度;L為噴口直徑;U為出口平均速度.

對于粒徑 dp=5 μ m 的 Al2O3顆粒,若空氣流速U=5 m/s,由式(1)可得 St=0.0058＜＜1,表明粒子具有良好的跟隨性,可以代表氣流的流動情況.

此外,試驗過程中發現5 μ m的Al2O3顆粒具有良好的反射性,有利于圖像的采集.由于研究區域集中在射流和旋流的相互作用部分,因此試驗中僅向中心射流部分加入示蹤粒子.

2 數值方法

在笛卡爾坐標系中,三維可壓縮雷諾時均N-S方程可表示為:

式中:ρ為流體的密度;p為流體的靜壓;ui,uj(i,j=1,2,3)為雷諾時均速度分量;fi為體積力;Fi為附加源項為雷諾應力項.

旋流流場中的湍流黏性系數是各向異性的,綜合湍流模型預測的準確性和實際計算的可行性,本文選擇雷諾應力湍流模型,采用CFD軟件Fluent 6.3求解湍流方程.

3 結果與討論

3.1 臨界旋流數確定

旋流強度是決定流場結構的重要因素,通常采用旋流數S來表征.假定燃燒器出口氣流密度一致,對于低旋流動旋流數可定義如下[11]:

式中:α為旋流器導葉與垂直方向的夾角;R為中心射流部分與旋流部分內徑比值;m為中心射流流量和旋流流量比值.

高旋流動與低旋流動的區別在于流場中是否有穩定的中心回流區,因此定義臨界旋流數為旋流流場中出現回流區時的旋流數.限于篇幅,臨界旋流數的確定僅在 α=65°、Uj=3 m/s條件下進行求取.圖4為通過PIV和數值模擬得到的不同旋流強度下的流場結構.圖4中x、R分別表示流場中任意一點到燃燒器出口和中心軸線的距離,D為燃燒器口徑.從圖4可以看出,試驗與模擬的結果基本相同.而從試驗結果來看,圖4(a)中心軸線上的速度最小值僅為0.2 m/s,圖4(c)中心軸線上的速度最小值＜0.當S=0.52時流場中心軸線上的速度分布開始＜0.試驗與模擬的結果均表明,S=0.52時流場中已經出現回流區,因而認為S=0.51是此工況下的臨界旋流數.

對不同旋流器安裝角和中心射流流速條件下的旋流流場分別進行了PIV測量與數值模擬,得到的臨界旋流數見表1.

圖4 不同旋流強度下旋流流場Fig.4 Flow field at different swirl intensities

表1 臨界旋流數Tab.1 The critical swirl number

由表1可見,臨界旋流數基本不受中心射流流速和安裝角的影響,在本文的工況下可以認為臨界旋流數為0.47,對于低旋流流動結構的分析在各工況對應的臨界旋流數下進行.

3.2 流場結構

圖5為 α分別為 40°、65°,Uj分別為 5 m/s、3 m/s時的低旋流流場。

綜合分析圖5和圖4(a)的流動結構,發現低旋流流場具有相似的性質:

(1)速度沿燃燒器中心軸線迅速衰減,在燃燒器出口下游出現一個低速區,這是由于旋流離心力作用的結果,流場中沒有回流區出現,隨著旋流強度的加強將出現中心回流區;

(2)流場具有出良好的對稱性,并且流動呈現發散性質.與 α=40°旋流器相比,α=65°旋流器能夠產生更大的切向/軸向速度分量比,對中心射流的拉伸作用更強,流場具有較大的發散角,下游的低速區也相對較大.

3.3 速度分布

圖6給出了試驗與模擬得到的燃燒器出口下游不同軸向位置的無量綱軸向速度分布,Y表示截面與燃燒器出口的距離.由圖6可見:

(1)相同旋流器安裝角下的無量綱速度分布基本一致,并以燃燒器中心軸線對稱.

(2)隨著軸向距離增大,中心部分軸向速度衰減很快,并且兩個旋流器的衰減速率基本相當.

(3)左右有兩個峰值,隨著軸向距離的增大,α=40°旋流器的兩個峰值不斷減小且峰值之間的距離不斷增加,而α=65°旋流器的兩個峰值沒有出現明顯的衰減且峰值之間的距離基本保持不變,表明α=40°旋流器下游的發散角和低速區均較大.

圖6 無量綱軸向速度分布Fig.6 Distribution of dimensionless axial velocity

(4)與試驗結果相比,數值模擬結果表現出了相似的速度分布特性,但在出口處左右兩個峰值偏大,旋流器峰值之間距離增大趨勢不夠明顯.

燃燒器出口下游不同軸向位置徑向速度分布的試驗結果與模擬結果見圖7.

圖7 徑向速度分布Fig.7 Distribution of radial velocity

由圖7可見:(1)試驗得到的徑向速度峰值以及峰值之間距離相比模擬值更大些,但總體趨勢基本一致.(2)徑向速度以燃燒器中心軸線對稱,并隨著中心射流流速的增大而增大.(3)隨著軸向距離增大,徑向速度峰值先增大后減小,峰值之間的距離不斷增加.(4)徑向速度在靠近軸線的區域并不為0,表明旋流對中心射流的拉伸已經滲透到射流中心.(5)中心射流流速相同條件下,α=40°旋流器流場下游的徑向速度比α=65°旋流器大,并且峰值更加遠離燃燒器中心軸線.

定義湍流火焰傳播速度為:當坐標系固定于火焰面上時,未燃混合物垂直進入火焰區的速度[12].圖8給出了燃燒器中心軸線上無量綱軸向速度的分布曲線.

由圖8可見,沿軸線方向軸向速度U呈線性迅速衰減,在x/D=1.3～1.6處達到最小值,幾乎為0,表明在該區域內必然存在氣流速度與湍流火焰傳播速度相等的位置,即火焰面駐定位置,從而滿足火焰穩定燃燒的條件.α=65°旋流器后方軸向速度的衰減更接近于線性,并且在達到最小值后抬升明顯,說明其后方的低速區較小.從數值模擬結果來看,軸線上的速度在x/D=1.8～2.4處達到最小值,這比試驗結果要大些,并且兩個旋流器后方軸向速度的衰減規律幾乎是相同的.

圖8 中心軸線上軸向速度分布Fig.8 Distribution of axial velocity along the central axis

3.4 湍動能分布

燃燒過程中,湍動能會對湍流火焰傳播速度產生影響,定義二維湍動能如下:

式中:v′x、v′y分別為徑向和軸向的脈動速度.試驗的湍動能結果通過式(4)計算獲得.

圖9給出了不同軸向位置的二維湍動能分布情況,數值模擬與試驗結果吻合得比較好.湍動能關于中心軸線對稱分布.在貧預混低旋流燃燒中,火焰類似于一維平面結構[5],湍動能增大使當地燃燒速度增大,燃燒速度的增大又使當地溫度升高,較高的溫度進一步增大了火焰燃燒速度.旋流部分具有較高的湍動能,軸線兩側出現兩個峰值,表明旋流部分具有更大的火焰傳播速度.隨著中心射流流速的增大,湍動能明顯增大,火焰傳播速度增大,有利于減少火焰在負荷增大時火焰位置的劇烈變化.隨著軸向距離的增大,旋流部分湍動能峰值迅速減小,峰值之間的距離增大,受外圍旋流擾動影響中心部分湍動能增大.α=65°旋流器后方的流場具有較高的湍動能,對中心射流部分的影響也較大,燃燒過程中具有較高的火焰傳播速度.

圖9 湍動能分布Fig.9 Distribution of tubulent kinetic energy

4 結 論

(1)中心流速和旋流器安裝角與流場中產生回流區時的臨界旋流數無關,高旋流與低旋流的分界點約為0.47.

(2)安裝角較大的旋流器下游流場的發散角和低速區較大.無量綱軸向速度和徑向速度分布均以燃燒器中心軸線對稱.隨著軸向距離增大,中心部分的軸向速度衰減很快,并且兩個旋流器的衰減速率基本相當.徑向速度隨著中心射流流速的增大而增大,安裝角較大的旋流器徑向速度較小.隨著軸向距離的增大,徑向速度峰值先增大后減小,在靠近中心軸線的區域并不為0,表明旋流對中心射流的拉伸已經滲透到射流中心.燃燒器中心軸線上無量綱軸向速度分布十分相似,沿軸線方向呈線性迅速衰減,安裝角較小的旋流器軸向速度在達到最小值后抬升明顯.

(3)湍動能以中心軸線對稱分布,旋流部分具有較高的湍動能.隨著中心射流流速的增大,湍動能明顯增大.隨著軸向距離的增大,中心部分湍動能增大.安裝角較小的旋流器后方的流場具有較高的湍動能,火焰傳播速度更高.

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