低功率煙葉烘烤甲醇燃燒器引射性能分析*

冀新威，張海明，楊枕霏，官群榮，劉凡一，謝守勇

(1.云南省煙草公司紅河州公司,云南彌勒,652300;2.西南大學(xué)工程技術(shù)學(xué)院,重慶市,400715)

0 引言

煙葉烘烤是煙草農(nóng)業(yè)中的重要環(huán)節(jié),對卷煙品質(zhì)和種植戶經(jīng)濟(jì)效益影響顯著。目前我國煙葉烘烤仍以燃煤為主,每年產(chǎn)生大量的煙塵和有毒有害物質(zhì),對環(huán)境影響巨大。隨著國家“雙碳”戰(zhàn)略提出,煙葉非煤化、綠色烘烤逐漸受到重視。甲醇燃料作為一種可再生能源,廣泛應(yīng)用于車輛發(fā)動(dòng)機(jī)[1-2]、燃料電池[3-4]、工業(yè)鍋爐[5]等領(lǐng)域。近年來不少學(xué)者針對煙葉甲醇烘烤進(jìn)行了探索[6-8],但現(xiàn)有醇基燃料烘烤設(shè)備多采用傳統(tǒng)燃油燃燒器改制而成,針對低功率煙葉烘烤用甲醇燃料汽化燃燒器的高效清潔燃燒技術(shù)仍缺乏研究。

甲醇燃料常溫下為液態(tài),燃燒方式可分為霧化燃燒和汽化燃燒。由于甲醇熱值低、汽化潛熱高,霧化燃燒過程火焰溫度低、穩(wěn)定性差。汽化燃燒將汽化過程和燃燒過程分離,能夠顯著提升火焰溫度和燃燒效率,是甲醇燃料清潔高效燃燒的主流研究方向[9]。而引射器作為甲醇燃料汽化燃燒器的重要組件,其引射性能的提升對于燃燒器的發(fā)展有重要意義。引射器雖然結(jié)構(gòu)簡單,但是影響引射性能的結(jié)構(gòu)參數(shù)卻很多,某些結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變會(huì)導(dǎo)致引射性能的急劇變化[10-12],因此,深入研究各結(jié)構(gòu)參數(shù)對引射器引射性能的影響和引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)改進(jìn)十分必要。冉景煜等[13-15]結(jié)合實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值模擬對大負(fù)荷甲醇燃料完全預(yù)混燃燒器引射器進(jìn)行了結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和改進(jìn),發(fā)現(xiàn)改進(jìn)后的燃燒器摩爾引射系數(shù)隨著負(fù)荷的增加而增加,可以實(shí)現(xiàn)負(fù)荷25%～120%范圍內(nèi)燃燒器的自適應(yīng)配風(fēng)特性,燃燒器的燃燒溫度隨著負(fù)荷的增加先增加而后趨于穩(wěn)定;鄂加強(qiáng)等[16]通過數(shù)值模擬和場協(xié)同分析對大功率醇基燃料燃燒器進(jìn)行改進(jìn),發(fā)現(xiàn)當(dāng)過量空氣系數(shù)為1.1～1.2時(shí),出口處平均溫度和最高溫度較高,燃燒器性能較好,且在工作壓力為0.18～0.19 MPa時(shí),速度場和溫度場的協(xié)同性最佳,醇基燃料燃燒器燃燒效果最好;金靖偉等[17]通過數(shù)值模擬,研究了結(jié)構(gòu)參數(shù)對甲醇燃燒器引射器的性能影響,發(fā)現(xiàn)引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)的差異會(huì)影響燃料對空氣的卷吸作用,從而改變?nèi)紵鞯囊湎禂?shù)。

盡管現(xiàn)有文獻(xiàn)對大功率工業(yè)級甲醇燃燒器的性能開展了大量研究,對適用于煙葉烘烤的低功率甲醇燃燒器關(guān)注較少。煙葉烘烤不同階段熱量需求變化大且需要精確控制溫度,對甲醇燃燒器在各種負(fù)荷下的穩(wěn)定性提出了較高要求。尤其是當(dāng)燃燒器長期處于低負(fù)荷下運(yùn)行時(shí),甲醇燃料溫度低、流量小,引射空氣量小從而容易導(dǎo)致熄火事故。另外,當(dāng)環(huán)境溫度較低時(shí),引射器出口溫度可能低于甲醇露點(diǎn)溫度,部分甲醇燃料再次凝結(jié)成液態(tài),影響燃燒穩(wěn)定性。針對以上問題,本文結(jié)合甲醇燃料燃燒特性和煙草烘烤的應(yīng)用場景,采用數(shù)值模擬方法對低功率甲醇燃燒器引射性能進(jìn)行分析以及結(jié)構(gòu)改進(jìn),研究了不同燃料質(zhì)量流量下,噴嘴直徑、噴嘴位置、擴(kuò)壓管長度、喉管長度、一次風(fēng)入口直徑對燃燒器引射器性能的影響。研究結(jié)果有利于進(jìn)一步發(fā)展煙葉烘烤用甲醇燃料清潔燃燒技術(shù),亦可為果蔬等農(nóng)副產(chǎn)品烘干設(shè)備結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。

1 數(shù)學(xué)物理模型

1.1 燃燒器物理模型

圖1和圖2分別為燃燒器結(jié)構(gòu)圖和引射器結(jié)構(gòu)圖。液態(tài)甲醇燃料由燃料泵、進(jìn)料管進(jìn)入汽化器,經(jīng)加熱器加熱汽化后進(jìn)入內(nèi)噴嘴。甲醇蒸汽經(jīng)噴嘴節(jié)流后,在噴嘴出口處形成負(fù)壓區(qū)卷吸周圍空氣。甲醇蒸汽和一次風(fēng)充分混合后,通過擴(kuò)壓管進(jìn)入火頭從火孔噴出,經(jīng)點(diǎn)火針點(diǎn)火形成火焰。燃燒器引射器初步設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。為保證甲醇燃料燃燒時(shí)與二次空氣充分混合,火孔板上沿周向均勻開設(shè)9個(gè)直徑為3 mm的火孔。根據(jù)不同階段煙葉烘烤熱量需求,燃燒器最大設(shè)計(jì)負(fù)荷為60 kW,設(shè)計(jì)燃料流量分別為0.68 kg/h、3.30 kg/h、7.60 kg/h和9.20 kg/h。

表1 甲醇燃燒器引射器初步結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Preliminary structural design parameters of methanol burner ejector

圖1 燃燒器結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure diagram of burner1.觀火鏡 2.風(fēng)機(jī) 3.燃料泵 4.進(jìn)料管 5.加熱器 6.內(nèi)噴嘴 7.隱射器 8.點(diǎn)火針 9.探火針 10.汽化器

圖2 引射器結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure diagram of ejector1.火孔板 2.火孔 3.火頭 4.混合區(qū) 5.燃料氣噴嘴 6.一次風(fēng)入口 7.燃料入口 8.負(fù)壓區(qū) 9.增壓區(qū)

1.2 燃燒器引射器數(shù)學(xué)模型

計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics,CFD)是分析燃燒器引射性能的重要手段,文中使用的控制方程主要有：連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程、物質(zhì)輸運(yùn)方程和k-ε雙方程模型,如式(1)～式(5)所示。

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：ρ——流體密度,kg/m3;

p——流體壓力,Pa;

u——流體速度,m/s;

T——流體溫度,K;

μ——流體的層流黏度系數(shù),Pa·s;

μt——流體湍流黏度系數(shù),Pa·s;

cp——定壓熱容,J/(kg·K);

λ——導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);

Yi——單位質(zhì)量多組分體系中第i相的物質(zhì)輸運(yùn)率,mol/kg;

Di——多組分體系中第i相的擴(kuò)散系數(shù),m2/s;

k——湍流脈動(dòng)動(dòng)能,J;

t——時(shí)間,s;

xj——空間坐標(biāo)第j項(xiàng)分量;

ε——湍流動(dòng)能耗散率,%;

Pk——平均速度梯度引起的湍流動(dòng)能產(chǎn)生項(xiàng),J;

τij——應(yīng)力張量,Pa。

本文采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型求解,模型參數(shù)設(shè)置為：Cμ=0.09,C1ε=1.44,C2ε=1.90,σk=1.0,σε=1.20,湍流參數(shù)選取自文獻(xiàn)[14,17],采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)和SIMPLE算法求解壓力速度耦合方程。甲醇燃料進(jìn)口邊界采用質(zhì)量流量入口,燃料成分為100%純甲醇蒸汽,溫度設(shè)置為573 K;引射器空氣進(jìn)口采用壓力入口,表壓為0,空氣入口組分設(shè)置為：O2摩爾質(zhì)量分?jǐn)?shù)0.21,N2摩爾質(zhì)量分?jǐn)?shù)0.79,進(jìn)口溫度設(shè)定為293 K。引射器出口設(shè)置為壓力出口,計(jì)算中忽略重力及化學(xué)反應(yīng)。

1.3 模型正確性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型正確性,本文采用與文獻(xiàn)[17]中相同的結(jié)構(gòu)參數(shù)和模型參數(shù),采用ANSYS Fluent軟件驗(yàn)證甲醇燃燒器的摩爾引射系數(shù)隨負(fù)荷的變化關(guān)系。摩爾引射系數(shù)是衡量引射器引射性能的關(guān)鍵參數(shù),主要由甲醇燃料流量和被引射空氣流量決定,定義為

(8)

式中：Qa——空氣的摩爾流量,mol/h;

Qc——甲醇的摩爾流量,mol/h。

圖3(a)給出了模型驗(yàn)證結(jié)果,其中最大相對誤差為2.50%,證明了本研究中數(shù)學(xué)模型的可靠性。

(a) 模型驗(yàn)證

由于引射器結(jié)構(gòu)的不規(guī)則性,計(jì)算中采用的網(wǎng)格為多面體網(wǎng)格,最大網(wǎng)格尺寸為0.6 mm,并在壁面附近添加5層邊界層網(wǎng)格,網(wǎng)格增長率為1.2,模型總網(wǎng)格數(shù)量約為35萬,如圖3(b)所示。經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證后,該網(wǎng)格數(shù)量滿足計(jì)算精度的要求,如表2所示。

表2 甲醇燃燒器引射器模型的網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Tab.2 Grid independence of the methanol burner ejector

2 結(jié)果與分析

已有研究表明引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)對其引射性能具有重要影響,因此本文主要分析噴嘴直徑DJ,噴嘴位置LJ、喉管長度LD、擴(kuò)壓管長度LH和一次風(fēng)入口直徑DA五個(gè)參數(shù)對引射器引射性能的影響。改進(jìn)過程中采用單因素分析法,在初始設(shè)計(jì)參數(shù)(表1)的基礎(chǔ)上,逐一分析各個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響。

2.1 噴嘴直徑對引射性能的影響

圖4展示了噴嘴直徑對引射器摩爾引射系數(shù)的影響。由圖4可知,在相同質(zhì)量流量下,摩爾引射系數(shù)隨噴嘴直徑DJ的增加而減小;在同一噴嘴直徑下,摩爾引射系數(shù)隨著甲醇燃料質(zhì)量流量的增加而降低。圖5展示了不同噴嘴直徑和燃料質(zhì)量流量下,喉管處靜壓的變化。從圖5可知,喉管處的負(fù)壓強(qiáng)度隨著燃料質(zhì)量流量的增加而增加,隨噴管直徑的增加而減小。引射器引射空氣主要通過燃料帶動(dòng)混合區(qū)內(nèi)氣體的流動(dòng)形成負(fù)壓區(qū),從而產(chǎn)生負(fù)壓吸氣作用以及噴嘴射流的卷吸作用[18-20]。在同一質(zhì)量流量下,噴嘴直徑DJ越小,燃料流速和攜帶的動(dòng)壓也就越大,如圖6所示,帶動(dòng)空氣流動(dòng)形成的負(fù)壓也就越大,從而吸入更多的空氣,獲得較大的摩爾引射系數(shù)。而在相同噴嘴直徑下,雖然吸入空氣量隨著燃料的質(zhì)量流量的增加而增加,但空氣流動(dòng)阻力也快速增加,導(dǎo)致單位質(zhì)量甲醇燃料所卷吸的空氣量減小,因此隨著甲醇燃料流量的增加,摩爾引射系數(shù)呈下降趨勢。

圖4 噴嘴直徑對摩爾引射系數(shù)的影響Fig.4 Effect of nozzle diameter on molar ejection coefficient

圖5 噴嘴直徑對喉管內(nèi)靜壓的影響Fig.5 Influence of nozzle diameter on static pressure strength in nozzle throat

(a) Qm=0.68 kg/h,DJ=1.5 mm

2.2 噴嘴位置對引射性能的影響

噴嘴位置指的是噴嘴出口到喉部的距離。圖7為噴嘴直徑DJ=2 mm時(shí),摩爾引射系數(shù)隨噴嘴位置LJ(12～22 mm)的變化。如圖7所示,摩爾引射系數(shù)隨著LJ的增加先升高再降低,最大值出現(xiàn)在LJ=18 mm處。圖8為噴嘴位置對喉管靜壓的影響,隨著噴嘴到喉部距離的增加,喉管處負(fù)壓強(qiáng)度逐漸減小,負(fù)壓區(qū)卷吸作用減弱。同時(shí),隨著噴嘴與喉部距離的增加,燃料射流擴(kuò)散作用增加,射流速度衰減快,射流的卷吸作用增強(qiáng)。因此,在兩者共同作用下,摩爾引射系數(shù)呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢。

圖7 噴嘴位置對引射系數(shù)的影響Fig.7 Influence of nozzle position on molar ejection coefficient

圖8 噴嘴位置對混合段靜壓的影響Fig.8 Influence of nozzle position on static pressure in mixing section

2.3 擴(kuò)壓管長度對引射性能的影響

擴(kuò)壓管長度不僅會(huì)影響引射器引射性能,也會(huì)影響甲醇-空氣混合氣體的流出。當(dāng)噴嘴直徑DJ=2 mm,噴嘴位置LJ=16 mm時(shí),擴(kuò)壓管長度LH對摩爾引射系數(shù)的影響如圖9所示。在各種負(fù)荷下,摩爾引射系數(shù)隨著LH的增加而小幅增加。圖10展示了喉管靜壓隨擴(kuò)壓管長度的變化。如圖10所示,隨著擴(kuò)壓管長度的增加,當(dāng)甲醇燃料入口質(zhì)量流量較小時(shí),喉管靜壓幾乎不隨擴(kuò)壓管長度發(fā)生變化,而隨著燃燒器負(fù)荷的增加,喉管處負(fù)壓強(qiáng)度也隨之增加。值得注意的是,不同于數(shù)值模擬中設(shè)置的絕熱壁面溫度條件,在實(shí)際工況下,引射器會(huì)與外界環(huán)境發(fā)生熱交換,較短的擴(kuò)壓管長度有利于保持較高的出口溫度。因此在保證甲醇與燃料充分混合的前提下,擴(kuò)壓管長度不宜過長,在后續(xù)改進(jìn)過程中選取擴(kuò)壓管長度LH=35 mm。

圖9 擴(kuò)壓管長度對摩爾引射系數(shù)的影響Fig.9 Influence of the length of ejector tube on molar ejection coefficient

圖10 擴(kuò)壓管長度對喉管入口截面的平均壓力的影響Fig.10 Influence of the length of ejector tube on average pressure at inlet section of ejector throat

2.4 喉管長度對引射性能的影響

喉管是連接混合區(qū)和增壓區(qū)的物理結(jié)構(gòu),喉管長度LD不僅會(huì)影響引射器的引射性能,還會(huì)影響甲醇燃料和空氣的混合效果。圖11為噴嘴直徑DJ=2 mm,喉管直徑DD=9 mm,喉管長度LD為3～8 mm時(shí)摩爾引射系數(shù)的變化。由圖11可知,摩爾引射系數(shù)隨著喉管長度的增加而逐漸增加。

圖11 引射器喉管長度對摩爾引射系數(shù)的影響Fig.11 Influence of the length of ejector throat on molar ejection coefficient

圖12展示不同喉管長度下引射器火孔出口平面的甲醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)。得益于引射器末端火頭的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì),甲醇燃料和空氣在火頭內(nèi)進(jìn)一步混合,使引射器出口處甲醇燃料分布具有較好一致性,最大波動(dòng)小于0.10%,說明在該結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)下燃料和空氣始終保持較好的混合效果。同時(shí),隨著喉管長度的增加,引射的空氣量不斷增加,火孔出口處甲醇燃料的質(zhì)量分?jǐn)?shù)略有下降。考慮到引射器整體長度不宜過長,在后續(xù)改進(jìn)過程中選取喉管長度為LD=6 mm。

圖12 質(zhì)量流量為0.68 kg/h時(shí)火孔出口處各點(diǎn)甲醇質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.12 Mass fraction of methanol at each point on the exit center line with mass flow rate of 0.68 kg/h

2.5 一次風(fēng)入口直徑對引射性能的影響

當(dāng)噴嘴直徑DJ=2 mm,喉管長度LD=4.7 mm時(shí),摩爾引射系數(shù)隨著一次風(fēng)入口直徑的增加而增加,如圖13所示。由于空氣溫度遠(yuǎn)低于燃料溫度,一次風(fēng)入口直徑和摩爾引射系數(shù)的增加勢必會(huì)影響燃料-空氣混合氣體的出口溫度。考慮到燃燒器運(yùn)行過程中的溫度波動(dòng),計(jì)算環(huán)境溫度Tair=253 K(低溫環(huán)境)和燃料溫度Tfuel=468 K(設(shè)計(jì)燃料溫度的65%)條件下引射器出口溫度的變化,如圖14所示。隨著一次風(fēng)入口直徑的增加,摩爾引射系數(shù)增加,混合氣體的溫度快速降低。在較低的環(huán)境溫度和燃料溫度下,當(dāng)燃燒器長期以較低的功率運(yùn)行時(shí)(Qm=0.68 kg/h),混合氣體出口溫度會(huì)低于甲醇的露點(diǎn)溫度(DA>5.0 mm),從而造成甲醇蒸汽液化,影響燃燒器的穩(wěn)定運(yùn)行。

圖13 一次風(fēng)入口直徑對引射系數(shù)的影響Fig.13 Influence of primary air inlet diameter on molar ejection coefficient

圖14 一次風(fēng)入口直徑對混合氣體出口溫度的影響Fig.14 Influence of primary air inlet diameter on mixed gas outlet temperature

3 引射器結(jié)構(gòu)改進(jìn)與分析

甲醇燃料引射器的主要作用是使燃料在被點(diǎn)燃前預(yù)先和部分空氣混合,在引射器內(nèi)部進(jìn)行動(dòng)量和能量的交換,使其在引射器出口獲得必要的剩余壓力及溫度,以保證燃燒器的穩(wěn)定工作。基于上述結(jié)果對引射器結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn),改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表3所示。

表3 甲醇燃燒器引射器結(jié)構(gòu)改進(jìn)后各尺寸參數(shù)Tab.3 Various dimension parameters of methanol burner ejector after structural optimization

為了研究結(jié)構(gòu)改進(jìn)后引射器的引射性能,本文重點(diǎn)關(guān)注燃料出口溫度和摩爾引射系數(shù)的變化。圖15展示了空氣溫度為293 K、甲醇燃料入口溫度分別為448 K、473 K、498 K、523 K、548 K、573 K時(shí),燃料入口溫度對引射器出口溫度的影響。在各個(gè)工況下,出口溫度隨燃料入口溫度的增加而增加,在確保引射器出口溫度維持在甲醇燃料露點(diǎn)340 K以上的條件下,燃料必要入口溫度僅為473 K?？紤]到環(huán)境晝夜溫度的影響,研究燃料入口溫度為573 K時(shí),一次風(fēng)入口溫度對引射器出口混合氣溫度的影響。如圖16所示,混合氣體溫度隨一次風(fēng)入口溫度的增加而增加,即使在一次風(fēng)入口溫度僅為253 K時(shí),仍能保證引射器出口溫度維持在甲醇燃料露點(diǎn)溫度以上,表明改進(jìn)后的引射器具有較好的溫度適應(yīng)性。由圖17可知,改進(jìn)后的甲醇燃燒器引射器,隨著入口燃料流量的增加,摩爾引射系數(shù)整體呈下降趨勢,保持在1.95～4.41之間。相比改進(jìn)前,引射器平均摩爾引射系數(shù)提升了49.7%,尤其是在低質(zhì)量流量時(shí)(Qm=0.68 kg/h),摩爾引射系數(shù)提升了99.10%,有助于甲醇燃燒器的穩(wěn)定燃燒。

圖15 燃料入口溫度對混合氣體出口溫度的影響Fig.15 Influence of fuel inlet temperature on outlet temperature of mixed gases

圖16 一次風(fēng)入口溫度對混合氣體出口溫度的影響Fig.16 Influence of primary air inlet temperature on outlet temperature of mixed gases

圖17 改進(jìn)結(jié)構(gòu)后各工況下的摩爾引射系數(shù)Fig.17 Simulation results of each structure are optimized

4 結(jié)論

本文通過數(shù)值模擬研究了不同燃料質(zhì)量流量下,噴嘴直徑、噴嘴位置、擴(kuò)壓管長度、喉管長度、一次風(fēng)入口直徑對甲醇汽化燃燒器引射性能的影響,并對引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了改進(jìn)。

1) 引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化對甲醇汽化燃燒器的引射性能有重要影響。隨著噴嘴直徑的減小和一次風(fēng)入口直徑的增加,摩爾引射系數(shù)顯著提高,但一次風(fēng)入口直徑的增加同樣也會(huì)導(dǎo)致引射器出口溫度降低,在較低環(huán)境溫度和燃料溫度時(shí),當(dāng)一次風(fēng)入口直徑大于5.0 mm時(shí),出口處混合氣體溫度會(huì)低于甲醇露點(diǎn)溫度。

2) 改進(jìn)后的甲醇汽化燃燒器引射器,引射性能穩(wěn)定,隨著負(fù)荷的變化,摩爾引射系數(shù)維持在1.95～4.41之間。相比改進(jìn)前,引射器平均摩爾引射系數(shù)提升了49.7%,尤其是在低質(zhì)量流量時(shí)(Qm=0.68 kg/h),摩爾引射系數(shù)提升了99.1%。在較低燃料溫度和一次風(fēng)溫度下,仍可使混合燃料出口溫度達(dá)到甲醇燃料露點(diǎn)溫度以上,有助于提升燃燒穩(wěn)定性。