不同加濕模式下甲烷湍流燃燒特性數(shù)值模擬

王城景, 齊立典, 辛 玥, 王 珂, 張引弟,3*

(1.長(zhǎng)江大學(xué)石油工程學(xué)院, 武漢 430100； 2.中國(guó)石油化工股份有限公司勝利油田分公司工程建設(shè)管理部, 東營(yíng) 257000；3.加拿大國(guó)家研究院測(cè)量科學(xué)與標(biāo)準(zhǔn)研究中心, 渥太華 KIAOR6, 加拿大)

近年來(lái),燃煤工業(yè)鍋爐逐步被燃?xì)忮仩t取代,為了進(jìn)一步滿(mǎn)足日趨嚴(yán)格的大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn),多種形式減排技術(shù)手段受到推廣應(yīng)用[1-2]。作為實(shí)現(xiàn)低氮燃燒之一的加濕燃燒技術(shù)受到廣泛研究,認(rèn)為在燃燒過(guò)程中添加水蒸氣是一種有效的方法,其中在燃?xì)廨啓C(jī)濕空氣透平循環(huán)中已經(jīng)實(shí)現(xiàn)降低NOx排放的效果,但在燃?xì)夤I(yè)鍋爐上應(yīng)用研究并不多見(jiàn),加濕燃燒技術(shù)也是煙氣再循環(huán)技術(shù)的延伸,因?yàn)槿紵矚庵型ǔ：写罅克魵狻Ｒ虼?研究H2O對(duì)甲烷燃燒特性及污染物排放的影響對(duì)于加濕燃燒技術(shù)在工業(yè)燃?xì)忮仩t上的推廣應(yīng)用以及對(duì)于水合物的開(kāi)發(fā)利用具有實(shí)際意義。

國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者利用實(shí)驗(yàn)或者數(shù)值模擬手段分析和探究水蒸氣對(duì)于氣體燃料燃燒的影響。Padilla等[3]通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)量水蒸氣稀釋的非預(yù)混甲烷與空氣對(duì)沖火焰中的組分結(jié)構(gòu)分布,結(jié)果表明水的化學(xué)作用將改變OH,H和O自由基的產(chǎn)生和消耗,OH強(qiáng)度和反應(yīng)區(qū)厚度隨水的增加而降低,水主要是通過(guò)熱效應(yīng)來(lái)降低火焰溫度直至熄滅。賀元驊等[4]探究低壓細(xì)水霧添加氯化鉀對(duì)抑滅性能的影響,在密閉空間內(nèi)開(kāi)展了含不同濃度氯化鉀的低壓細(xì)水霧對(duì)正庚烷池火的抑滅實(shí)驗(yàn)。結(jié)果表明:添加劑可有效縮短低壓細(xì)水霧滅火時(shí)間,顯著強(qiáng)化低壓細(xì)水霧的抑滅性能。Zhao等[5]研究了氧化劑側(cè)加濕工況下燃燒過(guò)程中的產(chǎn)物OH基對(duì)NOx生成的影響,結(jié)果顯示空氣加濕致使OH基的濃度降低,因而整體氮氧化物排放量降低。葛冰等[6]利用PLIF平面激光熒光系統(tǒng)、高溫?zé)犭娕技凹t外氣體分析儀對(duì)不同空氣濕度下的合成氣進(jìn)行擴(kuò)散燃燒實(shí)驗(yàn),研究表明:空氣濕度增加,火焰基本形態(tài)大幅度變化；當(dāng)加濕比例達(dá)到約20%時(shí),NOx排放趨勢(shì)減緩,再繼續(xù)增加水蒸氣含量對(duì)于降低NOx排放意義不大。楊承等[7]對(duì)某在役燃?xì)廨啓C(jī)燃料預(yù)混水蒸氣燃燒過(guò)程進(jìn)行數(shù)值計(jì)算研究,結(jié)果表明,預(yù)混水蒸氣后燃燒筒內(nèi)溫度降低,水蒸氣的混入導(dǎo)致火焰拉長(zhǎng),燃燒室出口的NO平均濃度下降明顯。胡多多等[8]通過(guò)Fluent仿真建模,研究了甲烷在三種不同燃燒氣氛下富氧燃燒特性,O2/H2O氛圍下燃燒速率高,出口污染物生成量最少,燃燒效率也是三種氣氛下最高的。

前人學(xué)者研究采用的燃料涉及各種碳?xì)浠衔?如CH4、C2H6、C3H8以及合成氣等,然而當(dāng)前對(duì)加濕燃燒技術(shù)的實(shí)驗(yàn)研究或者數(shù)值模擬,大多只實(shí)現(xiàn)了在單一方式下加濕,對(duì)于甲烷在不同加濕方式下的燃燒特性綜合對(duì)比研究較少。為此，采用數(shù)值模擬的方法通過(guò)組分輸運(yùn)模型耦合甲烷半詳細(xì)氣相反應(yīng)機(jī)理對(duì)比分析兩種加濕方式下對(duì)甲烷燃燒特性的影響,確定一種合理加濕方式下優(yōu)越的濃度配比,以期為加濕燃燒技術(shù)的推廣應(yīng)用提供一定的技術(shù)支持。

1 數(shù)值模擬方法及邊界條件

1.1 幾何模型網(wǎng)格及控制方程

如圖1所示,采用四邊形的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,網(wǎng)格從燃燒器入口一端到出口一端由密集逐漸變得稀疏,其中對(duì)于燃料噴口和燃燒流場(chǎng)軸線內(nèi)部區(qū)域網(wǎng)格劃分較密,其他區(qū)域相對(duì)稀疏,由進(jìn)口到出口,軸線到兩側(cè)邊界網(wǎng)格是漸變的。

圖1 燃燒器結(jié)構(gòu)圖及計(jì)算網(wǎng)格

流體力學(xué)基本控制方程[9-10]形式如式(1)所示:

(1)

式(1)中：φ為通用物理量；Γφ為輸運(yùn)系數(shù)；Sφ為源項(xiàng)；ρ為密度；x、r、θ分別表示軸向坐標(biāo)、徑向坐標(biāo)、周向坐標(biāo)；u、v、w分別表示速度在x、r、θ方向上的分量；當(dāng)φ=1,Γφ=0該方程變成連續(xù)性方程；當(dāng)φ=u、v、w為對(duì)應(yīng)x、r、θ方向的動(dòng)量方程；當(dāng)φ=k、ε、f和h為分別對(duì)應(yīng)x、r、θ方向的湍流動(dòng)能方程、湍流動(dòng)能耗散率方程、組分質(zhì)量守恒方程和能量方程，其中k為湍動(dòng)能,ε為湍動(dòng)能耗散率,f為質(zhì)量分?jǐn)?shù),h為焓。

1.2 數(shù)值求解方法

模擬采用標(biāo)準(zhǔn)雙方程湍流模型,為了避免射流擴(kuò)張率過(guò)大,將湍流模型常數(shù)C1-Epsilon由1.44改為1.6[11]。其他所有選項(xiàng)保持默認(rèn)。燃燒模型選用考慮燃燒過(guò)程中涉及了物質(zhì)輸運(yùn),啟動(dòng)組分輸運(yùn)與化學(xué)反應(yīng)模型,將24步簡(jiǎn)化甲烷氣相化學(xué)反應(yīng)機(jī)理[12]通過(guò)Chemkin Import導(dǎo)入Fluent,該機(jī)理簡(jiǎn)化成24個(gè)基元反應(yīng),包括17種物質(zhì),選用渦耗散概念模型來(lái)實(shí)現(xiàn)湍流與化學(xué)反應(yīng)的相互作用。采用P-1 模型模擬燃燒室內(nèi)的輻射換熱。選用熱力型NOx與快速型NOx兩種形成機(jī)理對(duì)NOx的生成進(jìn)行了預(yù)測(cè),碳煙顆粒的形成預(yù)測(cè)采用Fluent中Two-step模型,同時(shí)考慮碳煙輻射效應(yīng)。

1.3 邊界條件及工況

結(jié)合實(shí)際條件,本次模擬設(shè)置如表1所示的邊界條件。

表1 邊界條件

表2 計(jì)算工況(φ1)

表3 計(jì)算工況(φ2)

2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文建模及選用燃燒模型的可靠性和準(zhǔn)確性,當(dāng)用乙烯作為燃料時(shí),將本文所設(shè)模型的模擬結(jié)果同對(duì)比文獻(xiàn)[13]及對(duì)比文獻(xiàn)[14]的數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。在計(jì)算流體力學(xué)中,速度場(chǎng)分布是決定燃燒流場(chǎng)特征最重要參數(shù)之一。因此,圖2給出了離噴嘴軸向距離x=75 mm及x=113 mm兩個(gè)截面處的徑向速度分布同文獻(xiàn)進(jìn)行對(duì)比,數(shù)據(jù)表明,計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)中吻合趨勢(shì)較好。

圖2 不同截面處徑向速度分布

圖3為本文模型的中心軸線上的溫度分布與文獻(xiàn)中的模擬火焰溫度數(shù)據(jù)的對(duì)比結(jié)果。三者均為同軸伴流湍流乙烯擴(kuò)散火焰,變化趨勢(shì)均隨著中心軸線距離增加而先升高達(dá)到峰值溫度后降低。

圖3 火焰截面軸線溫度分布

其中不同的是,本文模擬溫度結(jié)果與文獻(xiàn)峰值溫度形成趨勢(shì)均保持一致,但峰值溫度略高于對(duì)比文獻(xiàn)[13-14]。產(chǎn)生這一差異的原因在于:①本文中選用的燃燒模型與對(duì)比文獻(xiàn)均不同,溫度模擬結(jié)果必然有差異；②模擬過(guò)程中為簡(jiǎn)便計(jì)算,將兩側(cè)邊界簡(jiǎn)化成絕熱邊界條件[15],導(dǎo)致燃燒中邊界無(wú)熱量損失,而在實(shí)際實(shí)驗(yàn)過(guò)程中是存在散熱損失,所以實(shí)際峰值溫度值會(huì)有所降低。

因?yàn)楸疚闹羞x用的燃燒模型與對(duì)比文獻(xiàn)不同,且選用的乙烯反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理也不同,因此二者的結(jié)果對(duì)比必然存在差異,但較好地模擬出了燃燒整體趨勢(shì)及流場(chǎng)分布。誤差分析計(jì)算結(jié)果如表4所示,該誤差較為合理,表明模擬結(jié)果基本吻合實(shí)際燃燒情況,因此本文建模及選用模型可以較好地模擬碳?xì)淙剂贤牧魅紵^(guò)程,并在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究得到的結(jié)論是可信的。

表4 誤差分析

3 模擬結(jié)果對(duì)比與分析

3.1 對(duì)燃燒流場(chǎng)的影響

3.1.1 燃燒溫度

溫度作為反映燃燒內(nèi)部情況的重要指標(biāo)參數(shù),需要重點(diǎn)關(guān)注。圖4為兩種加濕方式下不同水蒸氣摻混比例下燃燒溫度分布云圖,由圖4可見(jiàn):兩種加濕方式下燃燒流場(chǎng)內(nèi)溫度分布宏觀特征一致,燃燒高溫區(qū)域逐步向中心軸線收攏,可以明顯看出,甲烷預(yù)混水蒸氣后對(duì)于溫度分布特征影響較大,火焰高溫區(qū)域縮短；而空氣預(yù)混同體積的水蒸氣后對(duì)于溫度分布特征影響不明顯。

圖4 火焰溫度分布云圖

圖5及圖6為9種工況下燃燒流場(chǎng)峰值溫度和中心軸線上的溫度分布,可見(jiàn)兩種加濕方式下,燃燒峰值溫度均有所降低,其中燃料加濕對(duì)于降低火焰峰值溫度效果更明顯,分析原因在于:

圖6 不同工況軸向溫度分布

(1)水的物理特性如比熱容較大,吸收熱量能力較強(qiáng)；水的輻射系數(shù)與擴(kuò)散系數(shù)較其他氣體大,作為三原子氣體會(huì)增強(qiáng)流場(chǎng)內(nèi)對(duì)流與輻射換熱[16]。

(2)水蒸氣的超平衡基團(tuán)效應(yīng),水蒸氣參與化學(xué)反應(yīng)以及自身發(fā)生離解反應(yīng)致使O、H和OH自由基等基團(tuán)生成位置和濃度均有所改變[5],繼而影響了燃燒過(guò)程中的反應(yīng)路徑,主要的支鏈反應(yīng)H+O2=O+OH與重組反應(yīng)H+O2+M=HO2+M直接衡量總體反應(yīng)速率,也是最高火焰溫度的衡量標(biāo)準(zhǔn)[17],反應(yīng)速率的降低導(dǎo)致了峰值溫度的下降,其中燃料預(yù)混水蒸氣方式下可能對(duì)于反應(yīng)速率的影響較大。

(3)水蒸氣改變了某些三體反應(yīng)的反應(yīng)速率,影響基團(tuán)的生成與消耗,改變了燃燒特性。

燃料加濕模式下形成最高溫區(qū)域提前原因在于水蒸氣與甲烷預(yù)先混合,射入流場(chǎng)內(nèi)與伴流空氣混合,為了研究單一變量水蒸氣對(duì)于燃燒特性的影響,保證了單位時(shí)間內(nèi)參與反應(yīng)的甲烷一定,造成出口流速增加,燃料射流動(dòng)量增大,與氧化劑混合充分,燃燒反應(yīng)迅速,故達(dá)到峰值溫度所需行程縮短。

3.1.2 OH自由基

在燃燒研究中,燃燒反應(yīng)區(qū)域會(huì)含有大量的OH自由基,OH基密度常用來(lái)表征火焰反應(yīng)區(qū)及其反應(yīng)特征,可用于燃燒狀態(tài)的診斷。文獻(xiàn)[18-19]也表明激光可視化測(cè)量系統(tǒng)進(jìn)行OH-PLIF測(cè)量時(shí),OH自由基熒光強(qiáng)度可以用來(lái)反映燃燒反應(yīng)區(qū)域以及部的反應(yīng)強(qiáng)度,這對(duì)于觀察整體火焰特性非常有價(jià)值,因此探討OH基在流場(chǎng)內(nèi)的分布很有必要。

圖7給出了2種加濕模式5種工況下的OH基質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖,可以看出兩種加濕模式下隨水蒸氣體積濃度增加峰值OH基的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布?？梢悦黠@看出,燃料預(yù)混水蒸氣模式下,隨著水蒸氣的預(yù)混濃度變大,OH基形成區(qū)域愈發(fā)靠近燃料口,OH基質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐步增大,主要因?yàn)榉磻?yīng)式(2)和式(3)在該反應(yīng)機(jī)理中貢獻(xiàn)了大量的OH基,而OH基團(tuán)的消耗依靠式(5)、式(6)和式(7)等基元反應(yīng)：

圖7 不同工況下OH基質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

當(dāng)燃料中水蒸氣體積濃度增大時(shí),OH基團(tuán)產(chǎn)生速率變小,基本反應(yīng)式(5)、式(6)和式(7)中的OH消耗速率幾乎不變[5],但由于添加蒸汽,如圖8所示,式(4)最大反應(yīng)速率降低,且燃料預(yù)混水蒸氣方式下降低幅度更明顯,速率降低抑制了式(4)正向反應(yīng),使得對(duì)OH消耗的貢獻(xiàn)大大降低,同時(shí)逆向反應(yīng)加強(qiáng),這些反應(yīng)總的平衡的結(jié)果是,促進(jìn)了OH的產(chǎn)生。如圖9所示,燃料預(yù)混水蒸氣模式下,OH基團(tuán)質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨著水蒸氣體積濃度的增大而增大,OH的質(zhì)量分?jǐn)?shù)變大。而在空氣預(yù)混水蒸氣模式下,由于水蒸氣的加入導(dǎo)致空氣中氧氣濃度略低,燃料需擴(kuò)散到更高的區(qū)域才能完全消耗殆盡,所以火焰略微拉長(zhǎng),從上述溫度云圖及OH基團(tuán)質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖可以體現(xiàn)出這一點(diǎn),盡管OH基團(tuán)生成總量增加,但質(zhì)量分?jǐn)?shù)減少。

圖8 反應(yīng)式(4)最大反應(yīng)速率

圖9 OH基峰值質(zhì)量分?jǐn)?shù)

3.2 對(duì)污染物排放的影響

3.2.1 NOx排放

針對(duì)目前鍋爐大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)日趨嚴(yán)格,湍流射流火焰的NOx排放特性被廣泛研究,NOx約有90%是NO,NO2所占比例很小(5%～10%)[20],本文研究主要討論NO的排放,相對(duì)于火焰上方較大較寬的反應(yīng)區(qū),NO產(chǎn)生于火焰中下部的薄層流小火焰區(qū)。甲烷燃燒生成熱力型NOx為主,快速型NOx含量相對(duì)較少。圖10為9種工況下出口處NO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù),兩種加濕模式下均能減少NO排放濃度,燃燒預(yù)混水蒸氣方式減排效果更佳,但水蒸氣體積濃度達(dá)到40%時(shí),繼續(xù)加大水蒸氣體積濃度對(duì)于減少NOx排放意義不大。著重分析燃料預(yù)混水蒸氣方式下NO的形成,其中對(duì)NO形成有重大貢獻(xiàn)的基元反應(yīng)[5]如下:

圖10 出口處NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)

N+O2=NO+O

(8)

N+OH=NO+H

(9)

HCCO+NO=HCNO+CO

(10)

H+NO+M=HNO+M

(11)

可以看出,NO主要由N+O2=NO+O,N+OH=NO+H產(chǎn)生并被HCCO+NO=HCNO+CO, H+NO+M=HNO+M消耗,而燃料預(yù)混水蒸氣造成的OH濃度的增加促進(jìn)了NO的形成,但CH、HCN、N等中間活性物質(zhì)對(duì)NO的形成也極為重要[21],其中涉及CH基的重要基元反應(yīng)有:OH+CH2=CH+H2O。

由于添加的水蒸氣原本是燃燒反應(yīng)的最終產(chǎn)物,大多數(shù)可逆反應(yīng)均遵循勒夏特列原理,所以CH基團(tuán)在OH+CH2=CH+H2O的生產(chǎn)反應(yīng)中變少,因此,CH自由基濃度顯著降低,文獻(xiàn)[21]也表明水蒸氣的存在也稀釋了CH自由基濃度,進(jìn)而減少了 HCN 濃度,致使抑制了快速型NO的生成。此外,添加了水蒸氣而使燃燒室溫度降低對(duì)減少熱力型NO的貢獻(xiàn)較大。因此,燃料預(yù)混水蒸氣后盡管OH基團(tuán)濃度增加,但熱效應(yīng)的存在以及CH基團(tuán)濃度的降低,致使整體上抑制了NO的生成。

3.2.2 碳煙排放

碳?xì)淙剂先紵龝r(shí)需重點(diǎn)關(guān)注碳煙排放,碳煙是燃燒過(guò)程中產(chǎn)生的主要顆粒物,一方面它具有強(qiáng)烈的熱輻射特性[22],影響著燃燒流場(chǎng)內(nèi)溫度分布；另一方面,它對(duì)人類(lèi)健康和環(huán)境有著重要的影響。碳煙的排放是由碳煙生成與氧化反應(yīng)的競(jìng)爭(zhēng)機(jī)制所決定。碳煙的形成是一系列復(fù)雜的物理化學(xué)過(guò)程[23],其中包括單環(huán)芳烴,顆粒前驅(qū)物形成多環(huán)芳烴,碳煙顆粒成核和表面凝結(jié)生長(zhǎng),形成碳煙團(tuán)聚體,以及碳煙氧化。

從圖11中可以看出，9種工況下,沿燃燒流場(chǎng)軸向碳煙體積分?jǐn)?shù)分布特征較為一致,與上述碳煙的生成氧化過(guò)程一致?？諝忸A(yù)混水蒸氣模式下,碳煙峰值體積分?jǐn)?shù)到達(dá)區(qū)域略微滯后,向火焰下游移動(dòng),造成原因在于水蒸氣的加入致使氧化劑流中氧氣濃度略低,火焰被拉長(zhǎng),碳煙形成區(qū)域整體向火焰下游移動(dòng)。而在燃料預(yù)混水蒸氣模式下,碳煙峰值體積分?jǐn)?shù)到達(dá)區(qū)域略微提前,向噴嘴處移動(dòng),造成原因在于,該模式下峰值溫度行程區(qū)域縮短,碳煙形成和氧化過(guò)程也隨著提前。

圖11 中心軸線上碳黑體積分?jǐn)?shù)分布

(2)H2O的熱效應(yīng)使得火焰溫度的降低影響了燃料的熱解速率[25]和化學(xué)效應(yīng)抑制了碳煙起始成核速率[26]。

圖12給出了在高度h=125、175和215 mm處碳煙體積分?jǐn)?shù)的徑向分布。

從圖12可以看出，碳煙主要分布在以軸線為半徑距40 mm的環(huán)形圓筒區(qū)域內(nèi),在火焰底部,即h=125 mm附近,碳煙徑向分布存在先上升后下降的趨勢(shì),隨著軸向高度的上升,在h=175 mm附近,碳煙體積分?jǐn)?shù)徑向分布趨勢(shì)為先平緩下降后變得陡峭,到火焰上游,碳煙體積分?jǐn)?shù)徑向分布下降梯度較大?；鹧娴撞考磆=125 mm時(shí)存在兩個(gè)峰值,與文獻(xiàn)[27]的結(jié)果一致,這兩處峰在下游沿燃燒流場(chǎng)軸向合并為一個(gè)峰。此外,在不同截面處,水蒸氣的加入對(duì)于減少碳煙的生成表現(xiàn)出很好的一致性。

圖12 不同截面處徑向碳煙體積分?jǐn)?shù)分布

3.2.3 CO排放濃度

考慮到加濕對(duì)火焰燃燒穩(wěn)定性的影響,主要體現(xiàn)在,在燃料預(yù)混水蒸氣模式下,燃料中混有水蒸氣使得燃料噴嘴處出口速度增加時(shí),影響了火焰的穩(wěn)定性,這一特征體現(xiàn)在一氧化碳出口排放濃度,如圖13所示,隨著燃料中預(yù)混的水蒸氣體積濃度增大,出口處CO排放濃度越加陡峭,而對(duì)于空氣預(yù)混水蒸氣模式下影響不大。

圖13 不同水蒸氣預(yù)混比例下出口處CO體積分?jǐn)?shù)

針對(duì)本文中模擬的結(jié)果綜合分析流場(chǎng)分布,污染物排放濃度等因素,如圖14所示,在控制污染物排放方面,燃料預(yù)混水蒸氣模式優(yōu)勢(shì)明顯,得出了水蒸氣預(yù)混比為40%時(shí),控制污染物排放效果最優(yōu),進(jìn)一步增大預(yù)混比例對(duì)于減少污染物排放意義不大,且火焰的不穩(wěn)性增強(qiáng)。

圖14 不同工況對(duì)出口處污染物的影響

4 結(jié)論

通過(guò)計(jì)算流體軟件耦合簡(jiǎn)化的24步甲烷氣相反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理來(lái)探究甲烷同軸湍流擴(kuò)散火焰燃燒中不同添加模式、不同水蒸氣含量下對(duì)于燃燒流場(chǎng)的影響,結(jié)果如下。

(1)水蒸氣的加入降低了燃燒流場(chǎng)內(nèi)的溫度,兩種加濕模式下峰值溫度均隨著水蒸氣體積濃度的增加線性下降,其中燃料預(yù)混水蒸氣方式下下降幅度更大。

(2)水蒸氣的物理特性和化學(xué)效應(yīng)協(xié)同影響著燃燒中間產(chǎn)物如OH基團(tuán)的生成位置和生成濃度,顯著降低甲烷湍流擴(kuò)散燃燒中NO和碳煙的生成。

(3)分別在燃料側(cè)和空氣側(cè)預(yù)混水蒸氣的情況相比,燃料預(yù)混水蒸氣模式下,整體燃燒溫度更低,NO和碳煙排放濃度顯著低于空氣預(yù)混水蒸氣模式下,而CO排放量略有上升,因此在燃料側(cè)添加水蒸氣更有助于控制污染物生成。

(4)基于燃燒穩(wěn)定性和污染物控制因素的綜合考量,確定了燃料預(yù)混水蒸氣模式下71.4%CH4/28.6%H2O配比最優(yōu)。