天然气部分预混燃烧一次空气系数与燃烧器头部温度关系的模拟仿真与实验研究

张杨竣 逯红梅

1.天津大学环境科学与工程学院 2.中国市政工程华北设计研究总院3.青岛农业大学建筑工程学院

天然气部分预混燃烧一次空气系数与燃烧器头部温度关系的模拟仿真与实验研究

张杨竣1，2逯红梅3

1.天津大学环境科学与工程学院 2.中国市政工程华北设计研究总院3.青岛农业大学建筑工程学院

针对部分预混燃烧过程一次空气系数变化的研究，很少涉及燃烧器头部温度变化的影响，利用ICEM CFD对部分预混燃烧器进行建模，通过模拟仿真计算不同天然气组分在不同燃烧器温度情况对引射一次空气系数的影响，并结合实验测试，对比模拟仿真结果和实验测试结果，明确燃烧器头部温度与部分预混引射一次空气系数之间的变化关系。模拟结果符合随着天然气沃泊指数的增加大气式燃烧器引射一次空气系数降低的变化规律，一次空气系数实验测试值与模拟值偏差在±0.02之内。当燃气发生置换时，一次空气系数的变化不仅与沃泊指数成反比，同时也受燃烧器头部温度的影响，应在现有一次空气系数计算公式基础上对其进行温度修正。当贫气置换富气时，建议对一次空气系数变化的温度修正系数k取值1.1；反之，当富气置换贫气时，建议温度修正系数k取值0.9；气质相近的两两置换，无需进行温度修正。

部分预混燃烧 一次空气系数 头部温度 沃泊指数 温度修正

部分预混燃烧器采用喷嘴引射，通过燃气侧压力射流引射周围空气，达到预混效果。引射器作为大气式燃烧器的关键部件之一，一直是燃烧器设计的研究重点，且由于缺乏系统的设计理论指导，通常依靠经验、半经验来设计［1］。近年来，随着CFD技术的发展，国内一些学者使用CFD模拟软件，对引射器结构内部的流场进行模拟分析，为初步设计燃烧器提供技术参数依据，从而方便燃烧器设计和结构改进［2－10］。冯良等［2］讨论了利用Fluent软件对大气式燃烧器的引射器流动进行数值模拟研究的可行性，利用三维稳态流动数值模拟，获得了大型的流体状态参数，从而对燃烧器的工作状态有一个全面的了解，数值模拟研究对引射器的设计有一定的指导意义。但由于模型建立结构简化，导致模拟结果在一定程度上存在偏差。方媛媛等［3］同样利用Fluent软件，对低压大气式燃烧器引射器内部的流场、温度场与浓度场进行模拟分析。相比冯良等人的研究，方媛媛等人建立引射器模型更合理，网格划分和边界条件的设置较理想，所得模拟结果更可靠。且在此基础上，方媛媛等［4］就喷嘴位置对引射器性能影响进行了数值模拟，模拟结果显示，喷嘴位置偏移对引射器一次空气系数的影响极大。陈伟雄等［5］通过数值模拟研究，在满足最大的引射比的情况下优化了天然气引射器的结构参数，得出了引射器中混合段和扩压段的最佳张角、喷嘴最佳直径等参数。此外，倪娟娟等［6－8］也对引射器的流场进行了数值模拟研究。郭甲生等［9］利用Fluent软件对上进风燃气灶的引射性能进行了模拟研究，通过对比实验结果，验证数值模拟来分析燃气灶内部气流流动问题的可行性。邓海燕等［10］通过对低压引射大气式燃烧器内部流场进行实验和数值模拟，深入分析燃烧器各部位对引射能力、流场分布、燃烧工况的影响，为燃烧器的设计和优化提供理论和实验依据。

国内针对部分预混一次空气系数的模拟，更多的是利用CFD软件模拟仿真各结构尺寸对引射一次空气系数的影响，而很少研究涉及燃气组分变化、燃烧过程变化等因素导致燃烧器头部温度变化对引射一次空气系数的作用。本文利用ICEM CFD对部分预混燃烧器进行建模，通过模拟仿真计算不同天然气组分在不同燃烧器温度情况下对引射一次空气系数的影响，并结合实验测试，对比模拟仿真结果和实验测试结果，明确燃烧器头部温度与部分预混引射一次空气系数之间的变化关系，为研究多气源天然气发生置换时燃烧器燃烧工况和火焰形态的变化做基础，并为燃气互换性［11］预测方法研究提供理论计算依据。

1 模型建立

本文设计加工了一个直立型的部分预混燃烧器用于实验测试，并根据实际设计尺寸进行模型建立仿真计算。根据目前国内市场主流大气式燃气灶具的工艺水平，喷嘴和火盖选用铜材质、分气盘为铝材质、引射器为铸铁材质。燃烧器各部分建模结构尺寸及ICEM CFD非结构化网格划分情况，如图1所示，考虑模型本身为轴对称圆柱体结构，故建立1／4轴对称模型几何结构。

本文主要讨论不同燃气组分下燃烧器头部温度对引射一次空气系数的变化影响。模拟进行一定的简化，只分析燃气与空气的物理混合过程，而不考虑预混燃气燃烧的化学反应湍流不可压缩流动问题。采用标准的k－ε计算模型，压力和速度耦合采用SIMPLE算法，对流场采用二阶迎风格式，并采用非耦合稳态隐式格式求解，定义收敛条件为残差值小于10－5。流体定义为不可压缩的牛顿流体，流动遵循动量守恒定律、能量守恒定律和质量守恒定律。且在建立数学模型时，做如下假设：①流场已充分发展为稳态湍流流动；②忽略体积力的影响；③流动在壁面上无滑移［2］。模拟用各气体组分及物理特性参数，如表1所示。

表1 模拟和实验测试用气体组分及特性参数（15℃，15℃，101.325 kPa）Table 1 Gas components and properties for simulation and experiment（15℃，15℃，101.325 kPa）

根据设计燃烧器的实验测试结果，对模型各边界条件进行如下设置：①燃气进口设为压力进口，2 000 Pa，温度为室温298K，紊流强度设为4%，水力直径设为2mm；②空气进口设为压力进口，0Pa，温度为室温298K，紊流强度设为4%，水力直径设为16mm；③燃烧器出口设为压力出口5Pa，温度为室温298K，紊流强度设为4%，水力直径设为2.5mm；④各材质表面壁面厚度2.5mm，模拟定义3种头部温度情况，各结构常壁温表面参数设置列于表2。

2 模拟仿真结果讨论

定义模型头部温度为正常稳定燃烧情况，模拟得到5种不同天然气组分特性情况下的燃烧器引射参数，列于表3。表1中列出各气源沃泊指数特性WPNG－R＞WLNG＞WCH4＞WPNG＞WPNG－P，表3模拟结果显示，α＇LNG＜α＇PNG－R＜α＇CH4＜α＇PNG＜α＇PNG－P。模拟结果符合随着天然气沃泊指数的增加，大气式燃烧器引射一次空气系数降低，引射一次空气系数与气源沃泊指数呈反比关系，即：

表2 3种头部温度情况下各常壁温表面参数设置Table 2 Temperature settings of constant temperature walls in three situations

表3 不同天然气情况下燃烧器头部温度为正常稳定燃烧时引射参数模拟结果Table 3 Inject simulation results of normal combustion temperature of gas burner head under different natural gases

在燃烧器头部温度为正常稳定燃烧情况下的模拟基础之上，本文对CH4、PNG和LNG 3种天然气组分在头部温度分别为高温和低温的情况进行一次空气引射模拟，得到不同头部温度情况下的燃烧器引射参数，列于表4。

表4 不同头部温度下各燃气组分燃烧器引射参数模拟结果Table 4 Inject parameters simulation results of different gas burner head temperatures

根据图2模拟数据，在保证引射气体特性不变的情况下，随着头部温度的升高，3种天然气下的燃烧器引射一次空气系数均降低，且3条拟合线性斜率彼此接近。对于大气式燃烧器，引射一次空气系数的变化与头部温度呈反比关系，即：

3 模拟结果与实验结果对比

实验对CH4、PNG、PNG－R、PNG－P 4种气源进行一次空气系数变化测试。实验时，燃气进口压力保持在2kPa不变，设计的部分预混燃烧器空气阀开度保持不变。用注射器在燃烧器头部火孔内抽取混合气样本，在燃烧器喷嘴进口前100mm管道处采集燃气样本，然后将纯燃气样本和混合气样本分别进行气相色谱分析。使用注射器抽气采样时，先冲洗注射器5～8次，取样动作保持匀速缓慢进行，保证采得的气体样本为实际气体组分。通过气相色谱分析法分析出纯燃气和一次空气－燃气混合气的组分，利用燃气和空气混合过程中某组分i的平衡式（3），即可计算出一次空气系数，见公式（4）。

式中：ri，g为燃气中i组分的体积分数；ri，a为空气中i组分的体积分数；ri，m为混合气中i组分的体积分数；V0为15℃、101.235kPa下1m3的燃气燃烧需要的理论空气量，m3／m3；α′为一次空气系数。

实验以火焰根部（即火孔出口处）温度为对比参照温度，分别测试3种头部温度下一次空气系数变化情况，测试结果如表5所示。对于测试用的4种天然气，实验与模拟存在的差别在于两者的头部温度不同。实验过程中无法进行温度的控制，燃烧器所能达到的最高温度与燃气特性有关；而模拟过程中对燃烧器火孔表面初始条件温度进行简化设定，统一为1 000K、750K和550K。但实验测试结果显示，燃烧器从点燃到稳定燃烧，头部温度逐渐升高，引射一次空气系数逐渐降低，表现出与模拟结果一样的变化趋势，即：α＇∝1／T。

表5 4种天然气在不同头部温度下的一次空气系数实验测试结果Table 5 Experiment results of primary air ratio during 4 kinds of natural gases at different gas burner head temperatures

设计燃烧器点燃30min后，基本达到稳定燃烧状态，头部温度达到最高值。故将30min后的一次空气系数测试结果认定为稳定燃烧情况下的引射一次空气系数值。将该值与表3中的模拟值进行对比，如图3所示。由于模型建立过程中对实际引射器入口进行了简化，将风门结构简化成整个圆形面的空气入口，所以模拟结果相比于实际情况表现为引射能力较差、引射一次空气系数较小。4种天然气的一次空气系数实验测试值与模拟值偏差在±0.02之内，两者可比，模拟结果可信。

当天然气发生置换时，部分预混燃烧器的一次空气系数变化不仅与气源沃泊指数成反比关系，同时也受到燃烧器头部温度的影响（两者成反比关系），即

而目前，燃气发生置换时，采用的一次空气系数变化计算公式为［1］：

因此，对天然气置换后的一次空气系数变化计算公式应进行温度修正。

表5为设计的直立型部分预混燃烧器一次空气系数随天然气沃泊指数和燃烧头部温度变化的实验测试数据。由于燃烧器在PNG－P情况下出现离焰，即测得的头部燃烧温度并不能真实地反应PNG－P燃烧稳定状态下的燃烧器头部温度，其测试结果不可信，因此，在进行燃气置换计算中不采用该组实验数据。对剩余3种天然气进行两两置换后α′s／α′a、Wa／Ws、V0a／V0s、Hhs／Hha、Ta／Ts的计算，计算结果列于表6。

根据前文分析，燃气置换后一次空气系数不仅与燃气沃泊指数成反比，同时与燃烧器头部温度也成反比，因此，在原燃气置换后一次空气系数变化计算公式（6）的基础上，加入温度影响因素，即一次空气系数变化计算公式改写成公式（7）。将各两两置换气按公式（7）分别计算公式两侧数值，并进行比值统计分析，列于表7。进过3次独立实验测试，3种天然气之间两两置换后，测得数据按公式（7）计算得到的结果线性平均值均为1，即燃气置换后一次空气系数变化应按公式（7）进行计算。

表6 4种天然气两两置换后各参数比值Table 6 Parameters ratio when natural gases interchanged with each other

表7 公式（7）两侧实验数据计算值比值Table 7 Specific value of two sides of equation（7）calculated by experiment results

由于进行燃烧器头部温度测试，将增加实际工作量，实际操作不易行。在实际应用中，评价燃气置换后一次空气系数变化时，一般直接根据气质特性进行计算。因此，为了便于实际应用，在公式（7）的基础之上，将燃气置换后一次空气系数变化公式改写成公式（8），其中k为温度修正系数，即将燃烧器头部温度对一次空气系数的影响简化为温度修正。根据3种天然气两两置换实验测试数据，分成较贫燃气置换较富燃气、较富燃气置换较贫燃气和气质相近燃气相互置换3种情况，按公式（8）计算3种情况下各自的温度修正系数k，所得结果列于表8。当贫气置换富气时，燃烧器头部温度将从原先的高温变成低温，而一次空气系数与头部温度成反比，根据实验结果计算，建议此类情况对一次空气系数变化的温度修正系数k取值1.1；反之，当富气置换贫气时，建议温度修正系数k取值0.9；气质相近的两两置换，无需进行温度修正。

表8 按公式（8）进行温度修正实验测得的温度修正系数kTable 8 Experiment results of temperature correction coefficient value used in equation（8）

4 结论

通过模拟仿真计算不同天然气组分在不同燃烧器温度情况下对引射一次空气系数的影响，并进行实验测试研究，得出以下结论：

（1）模拟结果符合随着天然气沃泊指数的增加大气式燃烧器引射一次空气系数降低的变化规律，一次空气系数实验测试值与模拟值偏差在±0.02之内，两者可比，证明可通过CFD对部分预混燃烧在不同燃烧器头部温度下不同气质特性的引射情况进行模拟仿真，结果可信，类似的实验测试可省略，节约实验费用。

（2）在保证引射气体特性不变的情况下，随着头部温度的升高，燃烧器引射一次空气系数均降低，且模拟得到的3种天然气下一次空气系数变化拟合线性斜率彼此接近；实验测试结果显示，燃烧器从点燃到稳定燃烧，头部温度逐渐升高，引射一次空气系数逐渐降低，表现出与模拟结果一样的变化趋势。

（3）当天然气发生置换时，部分预混燃烧器的一次空气系数变化不仅与气源沃泊指数成反比关系，同时也受到燃烧器头部温度的影响（两者成反比关系），故一次空气系数变化计算采用公式（7）或公式（8），其中，贫气置换富气k建议取值1.1、富气置换贫气k建议取值0.9、气质相近的两两置换k＝1。

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Simulation and experiment research on the relationship between primary air ratio and burner head temperature of partially premixed combustion burning natural gas

Zhang Yangjun1，2，Lu Hongmei3
（1.School of Environmental Science and Engineering，Tianjin University，Tianjin300072，China）
（2.North China Municipal Engineering Design &Research Institute，Tianjin300074，China）
（3.School of Architectural Engineering，Qingdao Agricultural University，Qingdao 266109，China）

There are rarely studies on the influence of gas burner head temperature caused by gas components change or combustion process variation with primary air ratio.In this paper，it simulated the relationship between primary air ratio and gas burner head temperature of partially premixed combustion by using ICEM CFD，and compared with the experiment results，it confirmed the temperature correction coefficient to calculate the specify value of primary air ratio when gas was substituted.The simulation results conform to the characteristic of primary air ratio decreasing with Wobbe Index increasing，the deviation of simulation value and experiment value is within±0.02.When gas was interchanged，the primary air ratio of partially premixed combustion is not only inversed with Wobbe Index，but also affected by gas burner head temperature.From the experiment results，when rich gas is substituted by poor gas，the suggestion temperature correction coefficient k is 1.1；and when poor gas is substituted by rich gas，the suggestion temperature correction coefficient k is 0.9；but when the properties of interchange gases are similar，it is not necessary to make temperature correction.

partially premixed combustion，primary air ratio，burner head temperature，Wobbe index，temperature correction

TE624.9

A

10.3969／j.issn.1007－3426.2015.05.010

张杨竣（1986－），男，浙江浦江，2014年7月毕业于同济大学供热、供燃气、通风及空调工程专业，博士学历；天津大学环境科学与工程在站企业博士后；主要从事燃气燃烧与应用、燃气互换性研究工作。E－mail：zyjtongji＠163.com

2015－05－18；编辑：康 莉