合成氣低旋流燃燒器設計與流動結構的分析

尹 航, 鐘仕立, 戴 韌, 陳永辰

(上海理工大學能源與動力工程學院,上海200093)

在我國的一次能源結構中,煤炭的主體地位在今后相當長一段時間內不會改變.煤炭直接燃燒帶來了嚴重的環境污染,煤炭聯產系統和整體煤氣化聯合循環系統(IGCC)是實現煤炭潔凈燃燒的有效解決方案,而合成氣的清潔和高效燃燒是其中的重要環節.

合成氣生產方法有固體燃料氣化、輕質烴類轉化和重油部分氧化等,合成氣的主要可燃成分是CO和H2,與天然氣相比,其熱值較低.CO的燃燒反應速率較低、低負荷時燃燒不穩定、絕熱燃燒火焰溫度高及NOx排放量較大.合成氣燃燒過程既要保證CO充分燃燒和較大負荷范圍,同時也要盡量縮短煙氣在高溫區的停留時間,以抑制NOx的生成.

張永生等[1]采用平面激光誘導熒光(PLIF)研究了合成氣旋流擴散火焰特性,發現燃料的旋流強度對燃燒穩定性和溫度場的影響比空氣旋流強度的影響大.趙曉燕等[2]采用數值方法研究了不同熱值燃料的燃氣輪機燃燒室內的燃燒性能,結果表明:隨著燃料熱值的降低,燃料射流流速增大,燃燒穩定性降低.為了提高燃燒穩定性,需要增大燃料噴嘴口徑和增加旋流數.崔玉峰等[3]和徐綱等[4]按照等速度原則對燃氣輪機燃燒室進行了改造,增大了燃料噴嘴口徑,并增加了旋流數,在基本不改變火焰筒結構條件下,燃料的燃燒性能達到了設計要求.

旋流是控制燃燒穩定性與強度的有效手段之一[5],燃氣輪機和鍋爐燃燒室大多采用高旋流動產生回流來穩定火焰[6],但是回流區在穩定火焰的同時也延長了煙氣在高溫區的停留時間,導致熱力型NOx排放量增加.隨著環保法規的日益嚴格,必須采取有效措施來控制NOx排放.

Chan等[7]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,但仍可以穩定火焰,同時縮短了煙氣在高溫區的停留時間,降低了NOx的排放.Cheng等[8]將葉片式旋流器應用于低旋流燃燒器并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,同時可應用等出口速度原則對燃燒器進行放大.M.A.Johnson等[9]將某高旋流燃燒器改造成低旋流燃燒器,經比較發現:兩者具有幾乎相同的負荷范圍,在低旋流工況下,甲烷火焰穩定性不受當量比、入口溫度、壓力及中心射流流速的影響,其NOx排放水平比高旋流燃燒器降低60%.

基于低旋流燃燒器的低NOx排放優勢,筆者設計了合成氣為燃料的低旋流燃燒器.利用PIV對燃燒器出口流場速度分布和湍動能進行了測量,分析和比較了不同負荷下的流場結構,并研究了流場變化對燃燒的影響.

1 燃燒器設計

本文以Shell氣化爐的合成氣為燃料,其熱值Q=11 MJ/m3,Shell合成氣成分列于表1.

燃燒器采用全預混燃燒方式,當量比φ=0.95,功率W=65 kW.在合成氣成分中,CO體積分數較高.CO燃燒速度較慢,要使CO達到完全燃燒,需要保證其在燃燒室內有足夠的停留時間,因此在燃燒器設計時通常采用較低的氣流速度,筆者選取預混氣出口流速V=8 m/s.燃燒器采用軸對稱結構,旋流器產生的旋流環繞中心射流.單位體積的Shell合成氣完全燃燒所需的空氣量為[11]:

表1 Shell合成氣成分[10]Tab.1 Syngas composition produced by Shell gasifier%

則燃燒器出口面積A可表示為:

設計的射流與旋流部分面積比為3∶1.圖1為燃燒器結構示意圖.

圖1 燃燒器結構示意圖(單位:mm)Fig.1 Schematic of burner structure(unit:mm)

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,則旋流數定義為[8]:式中:α為旋流器導葉與垂直方向的夾角,(°);Rj、Rs分別為旋流器射流部分和旋流部分的內徑;分別為燃燒器出口射流和旋流的軸向速度分量的平均值.

按照面積比進行流量分配,射流與旋流流量之比為3∶1.忽略旋流器的阻力作用,則

代入式(3)得:

一般認為,低旋流動與高旋流動的臨界旋流強度S=0.6.為了降低NOx排放,選擇低旋流燃燒方式,同時為了提高合成氣燃燒的穩定性,采用比較大的旋流強度,選取S=0.6對旋流器進行設計.由式(5)可得到旋流角度α=65°.圖2為旋流器的結構示意圖.從圖2可知:旋流器壁厚與導流葉片厚度均為1 mm,葉高為4 mm,葉片數為5個.

圖2 旋流器的結構示意圖Fig.2 Schematic of swirler structure

2 試驗系統

2.1 試驗裝置

試驗臺主要由供氣系統、燃燒器和PIV系統組成.圖3為旋流燃燒器試驗臺和PIV系統.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,過濾精度可達到0.1μm.采用量程為500 L/min和1 500 L/min的質量流量控制器(MFC,mass flow controller)分別控制旋流和射流部分的空氣流量,精度為0.5%.示蹤粒子選擇粒徑為5μm的Al2O3顆粒,其反射性較好、濃度對自相關計算影響小.由于研究區域集中在射流和旋流的相互作用部分,因此在試驗中僅向中心射流部分加入示蹤粒子.

圖3 旋流燃燒器試驗臺和PIV系統示意圖Fig.3 Test rig of swirling burner and PIV system

2.2 PIV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.脈沖激光器脈寬為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,用以降低環境對拍攝圖像的影響.

試驗拍攝區域為160 mm×160 mm,拍攝區域下緣與爐臺出口距離小于1 mm,查詢區大小為32×32像素,待測流場面和CCD相機底片之間的位移比例系數L=160×10-3/2 048=7.81×10-5m/像素.

在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,同時需兼顧流場速度變化率,本文選取40～80 ns.

3 結果與分析

3.1 旋流數的修正

在開放空間的試驗中發現:當中心射流流速為8 m/s、旋流數為0.60時,點火后火焰面迅速向下游移動直至吹熄,火焰無法穩定燃燒,而當旋流數增大到0.7時火焰得到穩定.圖4為旋流數為0.7時的低旋流火焰照片.

圖4 旋流數為0.7時的低旋流火焰照片Fig.4 A photo of low swirl flame at S=0.7

為了研究旋流數對燃燒穩定性的影響,筆者對中心射流流速為Uj=8 m/s時不同旋流數下的冷態旋流流場進行了測量,其速度場分布如圖5所示,圖中x、R分別為流場中任意一點到燃燒器出口和中心軸線的距離.由圖5(a)可知:在旋流數S=0.60時,流場呈發散結構,燃燒器中心軸線(R/D=0)附近氣流速度較大,但速度衰減較慢.隨著旋流數的增大,旋流流量增加,旋流對中心射流的拉伸作用增強.從圖5(b)可知:燃燒器出口下游中心軸線附近的高速區面積大大減少,集中在燃燒器出口附近,流場中出現較大的低速區.當S=0.72時,燃燒器出口下游流場中開始出現回流,低速區域進一步增大,如圖5(c)所示.

圖5 中心射流流速為8 m/s時不同旋流數下的速度場分布Fig.5 Velocity fields at different swirl numberswhen central velocity is8 m/s

圖6給出了中心流速為8 m/s時不同旋流數下的無量綱軸向速度分布,其中Y為截面與燃燒器出口的距離.從圖6可知:在燃燒器出口位置,不同旋流數下的速度分布相似,隨著軸向距離的增大,旋流數較大的工況中心部分軸向速度衰減較快,左右2個峰值之間的距離增加較快,下游產生發散低速區,這個區域能延長火焰的停留時間,有利于CO燃燒.當旋流數S=0.6時,測量區域未出現明顯的低速區.

圖6 中心流速為8 m/s時不同旋流數下的無量綱軸向速度分布Fig.6 Dimensionless axial velocity p rofiles at different swirl numbers when central velocity is 8 m/s

圖7為不同旋流數下軸線上的無量綱軸向速度分布.定義湍流火焰傳播速度: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].當旋流數S=0.6時,軸向速度最小值(4.8 m/s)大于湍流火焰傳播速度,火焰面向下游移動.此時,氣流卷吸周圍空氣使當量比降低,以及火焰面向下游移動過程中由于火焰面面積的增大導致熱損失增加可能是造成火焰熄滅的主要原因.當S=0.7時,軸向速度最小值為0.6 m/s,火焰傳播速度與流場中某處的來流速度大小相同.繼續增大旋流數至0.72,軸向速度最小值已經小于0,此時火焰仍能夠穩定燃燒.

圖7 不同旋流數下軸線上的無量綱軸向速度分布Fig.7 Dimensionless axial velocity profilesin the axis at different swirl numbers

當旋流數S=0.72時,流場中已經出現了回流區.低旋燃燒與高旋燃燒的區別在于是否依靠中心回流區來穩定火焰,因此在本文中以流場中出現回流區來區分高旋流動與低旋流動.

此外,還分別對中心射流流速為3 m/s和5 m/s時不同旋流數下的旋流流場進行了測量,發現流場中出現回流區時的旋流數分別為0.74和0.76.因此,在本文的試驗條件下,可以認為流場中出現回流區時的旋流數與中心射流流速無關,取高旋流與低旋流的分界點為S=0.7.筆者對低旋流動結構的分析在S=0.7下進行.

3.2 速度分布

圖8為不同中心射流流速下的無量綱軸向速度分布.不同中心射流流速下的無量綱軸向速度分布具有相似性,并且關于燃燒器中心軸線對稱.隨著軸向距離的增加,中心部分軸向速度衰減很快,產生左右2個峰值,且2個峰值之間的距離不斷增加,表明燃燒器出口下游形成了一個發散低速區,有利于穩定燃燒.

圖8 不同中心射流流速下的無量綱軸向速度分布Fig.8 Dimensionless axial velocity profiles at different central jet velocities

圖9為不同中心射流流速下的徑向速度分布.徑向速度也關于燃燒器中心軸線對稱,并隨著中心射流流速的增大而增大.隨著軸向距離的增加,徑向速度峰值先增大后減小,峰值之間的距離不斷增加.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.

圖10為不同中心射流流速下軸線上的無量綱軸向速度分布.不同中心射流流速對應的軸向速度分布十分相似,且沿軸線方向呈線性迅速衰減,在x/D≈1.5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,這是滿足火焰穩定燃燒的條件之一.

3.3 湍動能

湍動能反映了火焰燃燒速度的快慢,定義二維湍動能為:

圖9 不同中心射流流速下的徑向速度分布Fig.9 Radial velocity profiles at different central jet velocities

圖10 不同中心射流流速下軸線上的無量綱軸向速度分布Fig.10 Dimensionless axial velocity profiles in the axis at differentcentral jet velocities

式中:v′x、v′y分別為徑向和軸向的脈動速度.

圖11為不同中心射流流速下的湍動能分布.從圖11可看到:湍動能關于中心軸線對稱分布,旋流部分具有較高的湍動能,出現左右2個峰值,表明旋流部分具有更大的燃燒速度,使火焰呈扁平形,截面熱負荷增大,有利于CO燃盡.隨著中心射流流速的增大,湍動能明顯增大,火焰傳播速度加快,減緩了在負荷增加時火焰位置的劇烈變化.隨著軸向距離的增加,旋流部分湍動能峰值迅速減小,峰值之間的距離增加,因受到外圍旋流擾動影響,中心部分的湍動能增加.

圖11 不同中心射流流速下的湍動能分布Fig.11 Turbulent energy profiles at different central jet velocities

4 結 論

(1)流場中發生渦破碎時的旋流數與中心流速無關,高旋流動與低旋流動的分界點為S=0.7.

(2)流場中的軸向速度和徑向速度均關于燃燒器中心軸線對稱.中心軸線上無量綱軸向速度的分布與中心射流流速(負荷)無關,燃燒器出口下游形成一個發散低速區,有利于穩定燃燒.徑向速度與中心射流速度成正比增大.

(3)湍動能關于中心軸線對稱分布.隨著中心射流流速的增大,湍動能明顯增加.隨著軸向距離的增加,旋流部分湍動能峰值迅速減小,峰值之間的距離增加.

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