甲醇/柴油双燃料旋流燃烧器燃烧特性模拟

张全，龚卡，高雅

(1.中南大学能源科学与工程学院，湖南长沙，410083；2.中国航发湖南动力机械研究所，湖南株洲，412002)

目前清洁能源的发展越来越受到人们的重视[1-2]。甲醇燃料具有清洁、经济性好、来源广泛等优点，但具有热值低、热效率低和需要催化燃烧等缺点，限制了其在大部分场合的使用[3-5]。甲醇/柴油双燃料燃烧是将甲醇燃料和柴油分别通过不同的喷口喷入燃烧室中混燃的燃烧技术，克服了单甲醇燃料燃烧时燃烧温度低的缺点，同时，可以降低柴油燃料燃烧时氮氧化物排放量。由于甲醇和柴油通过不同的喷嘴进入燃烧室，不需要考虑甲醇和柴油溶解极限的问题，因而，可以使甲醇和柴油以任意比例混燃[6]。甲醇/柴油双燃料燃烧器可以替代部分对燃烧温度要求不高的柴油燃烧器。目前，国内外对甲醇和柴油混燃的研究主要是发动机内的燃烧过程。姚春德等[7-11]针对甲醇和柴油在发动机中的燃烧过程，提出了“柴油/甲醇二元燃烧”，其实施方式是：在发动机进气管上布置甲醇喷嘴，通过甲醇电控单元控制甲醇喷射，形成甲醇空气预混气，进入气缸并由直喷柴油引燃。HUANG等[12]研究了不同负载条件下混合甲醇对生物柴油燃烧和排放特性的影响。张全等[6]通过试验研究了甲醇和柴油的质量流量比对燃烧温度分布的影响。

目前，人们对甲醇和柴油在燃烧器内混燃的研究较少，而对双燃料旋流燃烧器的研究主要集中在燃料比[13-14]、燃烧室结构[15-16]、空气过剩系数[17]等对燃烧特性的影响上。为此，本文作者利用ANSYS软件建立甲醇/柴油双燃料非预混旋流燃烧器在受限空间内燃烧的数值模型，并通过燃烧实验对模型进行验证。运用燃烧模型分析醇柴比、风孔径向角和空气过剩系数对甲醇/柴油双燃料燃烧温度、不均匀度、燃尽率和火焰长度的影响，并通过正交模拟分析甲醇/柴油双燃料醇柴比、风孔径向角和空气过剩系数对上述燃烧特性的影响。

1 双燃料燃烧器和燃烧试验

1.1 双燃料燃烧器与燃烧火道

甲醇/柴油双燃料非预混旋流燃烧器结构如图1(a)所示，由燃烧室、辐射板、风孔、燃料喷嘴和风腔等组成。燃烧室侧壁上共布置5 排，每排13个，共计65 个风孔，相邻两排风孔交错布置，风孔径向角为29°。柴油燃料从位于中心的柴油喷嘴喷入燃烧室内，甲醇燃料从燃烧室侧壁上对称布置的2个甲醇喷嘴喷入燃烧室内，并在旋流风的组织下混合燃烧。

图1 燃烧器和火道的结构简图Fig.1 Schematic diagrams of combustor and combustion chamber

圆筒火道的结构如图1(b)所示，火道高为0.90 m，外径为0.24 m，内部安装厚度为0.02 m的耐火棉。圆筒一侧从下往上均匀布置6 个直径为0.03 m 的观测孔，相邻观测孔的圆心距为0.10 m，最下方观测孔圆心与火道底面的距离为0.20 m。

1.2 双燃料混燃试验

1.2.1 试验系统

双燃料混燃实验系统如图2 所示，其主要由3部分组成。

图2 燃烧试验系统图Fig.2 Diagram of combustion experiment system

1)燃料供应系统由燃料油箱、电子秤、燃料管道及阀门组成。油箱距离地面高1.90 m，足以保证供油压力；流量计与阀门配合使用，以控制实验过程中燃料的质量流量。

2)供风与排烟系统包括风机、风机管道及排气扇。风机额定功率为550 W，额定转速为2 800 r/min，共有6 个可调档位，用于控制进风量，流速由转子流量计测量。

3)双燃料燃烧系统由双燃料燃烧器和圆筒火道组成。火道底面与燃烧器出口重合，限制火焰，使扩散火焰集中在受限空间内。

1.2.2 试验工况

定义甲醇燃料和柴油的消耗速率之比为醇柴比：

式中：β为醇柴比；vM为甲醇燃料的消耗速率，kg/s；vD为柴油燃料的消耗速率，kg/s。

双燃料混燃实验在醇柴比为5 的工况下进行。具体工况如表1所示。

表1 试验工况Table 1 Experimental condition

1.2.3 测温方案

使用温度标定后的镍铬-镍热电偶即K型热电偶测量火道内部温度。6个观测孔高度分别为0.2，0.3，0.4，0.5，0.6 和0.7 m，在每个观测孔上根据热电偶伸入火道内的长度不同，设置5 个测温点，火道中轴线的横坐标为0 m，则5 个测点的横坐标分别为-0.06，-0.03，0，+0.03和+0.06 m，共测量30个测点温度，每个测点测量3次。

2 数值模型及验证

2.1 网格模型

对燃烧器与火道按1∶1建模，计算域包括燃烧器内部空间、风孔和火道内部空间，三维坐标原点位于混燃室底部中心，甲醇燃料进口分别位于X轴的正、负半轴，以Z轴的正方向作为燃烧器与火道的轴向方向。燃烧器高为0.10 m，底部直径为0.09 m，出口直径为0.12 m；圆筒火道高0.90 m，直径为0.20 m。几何模型和网格分布如图3 所示。对燃烧器内部和火道壁面边界网格进行加密处理，网格总数为403 551个，经网格独立性分析，网格质量满足计算要求。

图3 网格分布示意图Fig.3 Schematic diagram of grid distribution

2.2 计算模型

在该模型中，对稳态控制方程在三维空间上求解。湍流模型采用基于Boussinesq涡黏假定提出的k-ɛ模型双方程模型。常见的k-ɛ模型有Standardk-ɛ模型、RNGk-ɛ模型和Realizablek-ɛ模型。不同湍流模型在火道中心线上温度计算结果如图4所示。从图4可见：Standardk-ɛ模型在中心线上的温度与实验温度误差较小，因此，选择Standardk-ɛ模型作为双燃料混燃仿真研究的湍流模型。

图4 不同湍流模型在中轴线上的温度分布Fig.4 Temperature distribution along the central axis of different turbulence models

双燃料混燃属于非预混燃烧，燃烧速率取决于燃料与氧化剂的混合速度。基于本文研究目的，选择计算量相对较小的基于“简单化学反应系统”和“快速反应”假设的PDF 燃烧模型。液滴的运动、加热与蒸发过程通过DPM 模型实现。混合流体为连续相，由欧拉公式描述；燃料液滴为离散相，运动过程由拉格朗日公式描述。辐射模型采用P-1辐射模型。

2.3 边界条件

以实验工况为基础工况，其边界条件设置如表2所示。

表2 边界条件Table 2 Boundary conditions

2.4 计算结果与模型验证

X=0平面上温度分布云图如图5(a)所示。从图5(a)可见：温度在X=0平面上呈“双峰”状结构分布，由于回流区的存在，中心位置的温度相对较低；同时，由于火道壁面散热，温度沿轴向衰减。图5(b)所示为X=0平面上轴向速度的分布云图，可以发现2个回流区域，即旋流供风产生的压力差形成的中心回流区和燃烧器出口处突阔结构形成的外部回流区，轴向速度沿轴向衰减。

图5 X=0平面温度和轴向速度的分布云图Fig.5 Distribution of temperature and axial velocity in the plane at X=0

本文以火道内的温度分布验证数值模型的正确性。通过下式可以计算各测点温度计算值与实验值的相对误差δ：

式中：Tm和Tg分别为仿真温度和实验温度，K。

各个位置温度的实验值、计算值和相对误差如表3所示。从表3可见：各个位置温度计算值整体上略高于实验值，且温度相对误差有随高度增大的趋势，这是数值模型中未考虑测温孔的散热所致。由于各点温度相对误差均不超过5%，同时，温度分布规律与实验所得规律保持一致，说明建立的仿真模型合理，可采用此模型进行研究。

表3 各测点温度的实验值、计算值和相对误差Table 3 Experimental value,calculated value and relative error of temperature at each measuring point

2.5 评价指标

燃烧反应过程是燃料转化成其他组分的过程，采用燃烧器内部燃料的消耗速率与燃料通过喷孔进入燃烧器内质量流量之比表示燃料的燃尽率，燃烧器内部燃料的消耗速率即为燃料进入燃烧器内的质量流量减去燃烧器出口(Z=100 mm 平面)燃料的净流出质量流量；ζM(见式(3))，ζD(见式(4))和ζmix(见式(5))分别表示甲醇、柴油和混合燃料的燃尽率[18]。燃尽率表征燃料参与燃烧的程度，燃尽率越大，意味着燃烧器内更多的燃料与空气发生燃烧反应，有利于燃料完全燃烧。

式中：VM,in和VD,in分别为甲醇和柴油通过喷孔进入燃烧器的质量流量，kg/s；VM,out和VD,out分别表示甲醇和柴油净流出燃烧器出口(Z=0.1 m 平面)的质量流量，kg/s；β为醇柴比。

在工业应用中，温度不均匀度是评价燃烧品质的重要指标，不均匀度越低意味着温度梯度越低，物料可以被均匀加热。温度场不均匀度可用最大不均匀度δmax和整体不均匀度σ[19]表征：

式中：Tmax与Tavg分别为整个计算域内节点温度的最大值与平均值，K；Ti为计算节点温度，K；Ω为量纲一体积。

目前，火焰长度的判定方法包括：在燃烧实验中采用平面激光诱导荧光技术，跟踪OH等比较活跃的组分判定火焰长度；通过CO2或CO浓度判定火焰长度；通过温度的等值线判定火焰长度；通过混合分数判定火焰长度等[20-21]。本文采用CO质量分数沿轴向的分布来判定火焰长度，指定CO质量分数为1×10-4时的Z轴横坐标值为火焰长度L。

3 单因素分析

3.1 醇柴比对燃烧特性的影响

固定燃烧功率为30 kW，空气过剩系数为1.2，风孔径向角为29°，通过上述计算模型分别模拟醇柴比β为1，3，5，7和9时的燃烧特性。

各醇柴比截面平均温度沿轴向(Z向)分布如图6 所示。从图6 可见：水平截面平均温度沿轴向呈“单峰”状分布，平均温度最高的位置集中在燃烧器出口附近，甲醇燃料蒸发温度低，能够迅速气化与空气混合，且甲醇自身含氧，燃烧速度快，同时，甲醇的燃烧热又加快了柴油的蒸发和燃烧，所以，随着醇柴比增加，高温区沿Z轴坐标减小的方向移动；甲醇的理论燃烧温度比柴油的理论燃烧温度低，醇柴比增加，截面平均温度最大值降低；当醇柴比从1 增加到9 时，高温区后移约0.04 m，温度的峰值降低92 K。

图6 醇柴比β对截面平均温度沿轴向分布的影响Fig.6 Influence of methanol diesel ratio on axial distribution of average cross section temperature

燃尽率随醇柴比的变化如图7所示。从图7可见：当醇柴比为3 时，混合燃尽率达到最大值(99.39%)；对柴油而言，增大醇柴比，柴油流量减小，有利于柴油整体的蒸发和燃烧，燃尽率提高，且在醇柴比较小时提高显著，并在醇柴比大于5时，柴油燃尽率接近1；当醇柴比为3 时，甲醇燃尽率达到最大值(99.52%)；当醇柴比由9 降低到3时，燃尽率逐渐提高，继续降低醇柴比，由于整体燃烧减弱，反而会导致燃尽率降低。

图7 醇柴比β对燃尽率的影响Fig.7 Influence of methanol diesel ratio β on burnout rate

醇柴比对燃烧温度和不均匀度的影响如图8所示。从图8可见：随着醇柴比增加，最高温度和平均温度均降低；平均温度的变化较小，最大不均匀度随醇柴比增加而降低；当醇柴比为3～7时，整体不均匀度较稳定，在醇柴比从1增加到3以及从7增加到9时，整体不均匀度变化较大。

图8 醇柴比β对燃烧温度和不均匀度的影响Fig.8 Influence of methanol diesel ratio on combustion temperature and nonuniformity

不同醇柴比下CO质量分数沿轴向的分布如图9所示。从图9可见：随着燃料比增加，CO质量分数减小；最大值坐标前移，说明醇柴比增加有利于燃料与氧化剂混合，使高温区前移，同时，有利于减少燃烧过程中CO的生成。

图9 醇柴比β对CO质量分数沿轴向分布的影响Fig.9 Influence of methanol diesel ratio on CO mass fraction distribution along axial direction

醇柴比为1，3，5，7 和9 时对应的火焰长度分别为0.178，0.163，0.133，0.137 和0.202 m。当醇柴比为5时，火焰长度最短；当醇柴比从1增加到5时，柴油转化率增加，燃料迅速燃烧，高温区前移，因此，火焰长度减小；随着醇柴比继续增加，甲醇转化率减小，燃烧器出口处的未燃甲醇燃料增加，从而导致火焰长度增加。

3.2 风孔径向角对燃烧特性的影响

固定醇柴比为5，空气过剩系数为1.2，通过上述计算模型分别模拟风孔径向角θ为23°，26°，29°，32°和35°时的燃烧特性。

燃尽率随风孔径向角的变化如图10 所示。从图10 可见：随着风孔径向角增大，燃烧器内部的中心回流区略增大，同时，回流速度增大，导致回流区外部的轴向速度增大，从侧壁喷入的甲醇燃料在燃烧器内的停留时间减少，从而甲醇的燃尽率降低，而从中心喷入的柴油燃料受到风孔径向角的影响较小。混合燃料燃尽率最大的风孔径向角为23°。

图10 风孔径向角对燃尽率的影响Fig.10 Influence of angle of wind aperture on burnout rate

燃烧温度和不均匀度随风孔径向角的变化如图11 所示。从图11 可见：随着风孔径向角增加，平均温度略增加，各工况下，火道内的最高温度在风孔径向角为29°时取到最大值，最大不均匀度在风孔径向角为32°时达最小值(35.67%)。整体不均匀度随风孔径向角增大而增大。

图11 风孔径向角对燃烧温度和不均匀度的影响Fig.11 Influence of angle of wind aperture on combustion temperature and nonuniformity

风孔径向角对CO质量分数沿轴向分布如图12所示。从图12 可见：随着风孔径向角增加，燃尽率降低；随着轴向速度增加，CO的质量分数明显增加，可见较小的径向角有利于燃料与氧化剂掺混，减小燃料在燃烧器中的不完全燃烧程度；随着径向角增加，燃尽率降低，同时，轴向速度增加，导致火焰长度增加；23°，26°，29°，32°和35°这5 种空气入口径向角工况对应的火焰长度分别为0.126，0.129，0.133，0.135和0.142 m。

图12 风孔径向角θ对CO质量分数沿轴向分布的影响Fig.12 Influence of angle of wind aperture on CO mass fraction distribution along axial direction

3.3 空气过剩系数对燃烧特性的影响

固定醇柴比为5，风孔径向角为29°，通过计算模型分别模拟空气过剩系数n为1.10，1.15，1.20，1.25和1.30时的燃烧特性。

燃尽率随空气过剩系数的变化如图13 所示。从图13 可见：随着空气过剩系数增加，甲醇与柴油的燃尽率均提高，当空气过剩系数从1.1增加到1.3时，甲醇燃料的燃尽率提高了3.41%。

图13 空气过剩系数对燃尽率的影响Fig.13 Influence of excess air coefficient on burnout rate

空气过剩系数对燃烧温度和不均匀度的影响如图14所示。从图14可见：随着空气过剩系数增加，由于一部分燃烧热被用来加热多余的低温空气，导致整个流动区域的最大温度以及平均温度减小，但最大不均匀度也随之减小；整体不均匀度变化较小，且在过剩空气系数为1.3时取到最小值(7.21%)。

图14 空气过剩系数对燃烧温度和不均匀度的影响Fig.14 Influence of excess air coefficient on combustion temperature and nonuniformity

空气过剩系数对CO质量分数沿轴向分布的影响如图15所示。从图15可见：随着空气过剩系数增加，CO的质量分数明显减小，可见较大的空气过剩系数有利于燃料与氧化剂掺混，减小燃料在燃烧器中的不完全燃烧程度。因此，空气过剩系数越大，火焰长度越短，n为1.10，1.15，1.20，1.25 和1.30 时，火焰长度分别为0.227，0.153，0.133，0.128和0.113 m。

图15 空气过剩系数n对CO质量分数沿轴向分布的影响Fig.15 Influence of excess air coefficient on CO mass fraction distribution along axial direction

4 正交模拟计算

在实际燃烧过程中，醇柴比、空气过剩系数和风孔径向角对双燃料混燃燃烧特性的作用是相互影响的，因此，采用正交分析的方法，研究醇柴比(A)、空气过剩系数(B)和风孔径向角(C)对甲醇/柴油双燃料燃烧过程平均温度、整体不均匀度、燃尽率和燃烧火焰长度的影响。进行三因素三水平的正交模拟，各因素水平分布如表4所示，正交模拟方案和模拟结果如表5所示。

表4 因素水平表Table 4 Factor level table

表5 正交模拟方案和模拟结果Table 5 Orthogonal simulation scheme and simulation results

正交模拟直观分析结果如表6 所示。从表6可见：

表6 正交模拟直观分析结果Table 6 Results of orthogonal simulation

1)醇柴比对甲醇/柴油双燃料平均温度、整体不均匀度、混合燃尽率和火焰长度的影响最大。在研究范围内，甲醇/柴油双燃料平均温度和整体不均匀度随醇柴比增加而降低，混合燃料燃尽率在醇柴比为5时取到最大值，火焰长度在醇柴比为5时最短。

2)空气过剩系数对平均温度、整体不均匀度和混合燃尽率的影响居次要地位。在研究范围内，甲醇/柴油双燃料平均温度在空气过剩系数为1.2时取得最大值，整体不均匀度随着空气过剩系数增加而降低，混合燃料燃尽率随空气过剩系数增加而增加。

3)风孔径向角对火焰长度的影响较小。在研究范围内，火焰长度在风孔径向角为29°时取到最小值。

通过分析这3种因素对双燃料燃烧器燃烧特性的影响，根据实际需求场合，若需要平均温度高，则最优组合为A1B2C2，即醇柴比为1，空气过剩系数为1.2，风孔径向角为29°(见表4)，此时，平均温度为1 557 K；若需要较低的整体不均匀度，则最优组合为A3B1C3，即醇柴比为9，空气过剩系数为1.1，风孔径向角为35°，此时，整体均匀度为7.21%；若需要燃尽率最高，则最优组合为A2B3，即醇柴比为5，空气过剩系数为1.3；若需要火焰长度最短，则最优水平为A2B3C2，即醇柴比为5，空气过剩系数为1.3，风孔径向角为29°。在实际运用场合中，一般需综合多个因素，同时还需考虑经济性和安全性等选取运行参数。

5 结论

1)随着醇柴比增加，甲醇/柴油双燃料高温区后移，最高温度降低；当醇柴比从1 增加到9 时，高温区后移约0.04 m，温度的峰值降低92 K；随着醇柴比增加，柴油燃尽率增加，最大不均匀度和整体不均匀度降低；当醇柴比为3时，甲醇燃尽率取到最大值(99.52%)；当醇柴比为5 时，火焰长度最短为0.133 m。

2)风孔径向角增大，轴向速度增加，回流区扩大，甲醇燃尽率和混合燃尽率降低，不均匀度增大，火焰长度变长。

3)空气过剩系数增大促进了燃料与氧化剂的混合，燃尽率增大，同时反应更加迅速，火焰长度变短；最大不均匀度和整体不均匀度降低，温度分布更加均匀。

4)醇柴比平均温度、整体不均匀度、混合燃尽率和火焰长度的影响均最大；空气过剩系数对平均温度、整体不均匀度和混合燃尽率的影响居次要地位；风孔径向角对火焰长度的影响居次要地位；当醇柴比为1，空气过剩系数为1.2，风孔径向角为29°时，平均温度最高为1 557 K；当醇柴比为9，空气过剩系数为1.1，风孔径向角为35°时，整体不均匀度最低为7.21%；当醇柴比为5，空气过剩系数为1.3时，燃尽率最高；当醇柴比为5，空气过剩系数为1.3，风孔径向角为29°时，火焰长度最短。