氢气微混燃烧器燃空掺混特性数值研究

2023-11-21张哲巅雷福林

动力工程学报 2023年11期

彭祝, 张哲巅, 雷福林

(1. 中国科学院工程热物理研究所中国科学院先进能源动力重点实验室, 北京 100190; 2. 中国科学院大学工程科学学院, 北京 100049)

燃用绿氢的燃气轮机是能源系统低碳转型的关键[1],对于可再生能源的调峰和“双碳”目标的实现具有重要的推进作用和意义。由于氢气和天然气的物性及燃烧特性存在差异,尤其是氢气的火焰传播速度比天然气高一个数量级,使得氢气不能采用现有的旋流预混燃烧实现低NOx燃烧,因此必须研发适用于氢气的低NOx燃烧方式。近年来有学者提出发展氢气微混燃烧技术(MMC)[2],以实现氢气的低NOx燃烧。

微混燃烧利用毫米级的微喷嘴形成小而薄的火焰,化学反应被控制在小区域内,减少反应基在高温区域停留时间,由此降低NO的生成。

氢气微混燃烧的燃料与空气(以下简称燃空)混合均匀性以及湍流火焰的稳定性在反应过程中尤为关键。目前的研究多倾向于研究天然气少量掺氢燃料的适应性,但对于纯氢燃料微尺度优化混合及低排放燃烧,尚需深入研究。文献[3]和文献[4]设计大层叠混合杯实现了纯氢燃烧,通过杯内同轴、径向交叉混合或加入氮气强化流动掺混,并增强了低速下的抗回火性,降低了NO排放。Weiland等[5]布置紧凑的高速同轴射流,有助于燃料扩散,并使燃料在点燃之前实现预混效果。Asai等[6]开发出旋流微混燃烧器,发现管外侧交叉混合方式可有效减少预混长度,减少火焰簇重合。文献[7]～文献[9]研究发现细短的直流道设计可降低合成气在1 650 K下的回火风险,但仍有火焰保持,证明较低压降下获得较高的预混速度是微混燃烧的关键。文献[10]和文献[11]表明多孔介质管可实现均匀混合。文献[12]～文献[15]通过数值结合试验的方法,采用管外混合模式,基于高速燃料射流实现了毫米级交叉混合,理论上避免了回火,但会面临燃料射流预混不均匀的问题。

通过管外混合模式可以避免氢气在通道内回火,但如何实现安全、快速、均匀的混合是降低NOx排放的关键。由于氢气的快速反应性,燃烧进程主要由湍流火焰速度控制,即火焰会更靠近预混段根部;掺混不均匀会直接导致局部高当量比燃烧情况,伴随的局部超温会造成NOx生成速率指数级上升[16]。笔者通过研究几何结构、动力学参数对交叉流动混合特性的影响,得出管外均匀微混的可行方法,为微混燃烧器设计优化提供参考。

1 研究对象与方法

1.1 微混燃烧器

以单喷嘴为研究对象,设计的管外微混燃烧器喷嘴(以下简称微混喷嘴)及燃烧器单元结构如图1所示,燃烧器单元由基座和多喷嘴组成。单元基座的基面在Z=0 mm截面位置(Z向为轴向,X向为径向,X轴经过3个喷嘴中心),基面中心为坐标原点。基座的空气环缝外径Dexit为10 mm,环缝内径即喷嘴直径Dseg为6 mm,中央喷嘴距6个周向均布喷嘴距离均为20 mm。喷嘴上燃料微孔直径为DH,间隔为S,定义燃料微孔中心至喷嘴顶端为扩散段,距离为混合长度Lm,燃料微孔中心至基面的距离为射流高度P0。空气在环缝中自下往上流动,充分发展后与高速喷出的燃料射流垂直撞击,在扩散段混合。

(a) 微混喷嘴 (b) 燃烧器单元

为了研究微混喷嘴的掺混特性,选定流动参数、几何参数(DH、间隙比Sn、P0、Lm)开展研究。Sn定义为:

(1)

燃空动量比Rm直接作用于氢气的射流深度,同样极大影响混合过程[17],仅改变氢气流量就可以调节Rm与射流深度,通常将Rm定义为:

(2)

1.2 混合均匀性评估标准

采用混合不均匀度(SMD)[18]引申的参考截面S0混合不均匀度(PSMD)评估混合均匀程度,PSMD越小说明混合效果越良好,下式中将PSMD记作PS。

(3)

定义当量比峰值Φp为参考截面S0上最大当量比(对应燃料最高浓度位置),Φp越小混合越接近均匀。定义PSMD沿轴向梯度∇G,∇G模越大说明混合越快速。下文将PSMD、Φp、∇G3个参数作为混合均匀性评估判据。

2 算例设置与验证

2.1 流体域网格、边界条件及冷热态工况设置

采用ANSYS Fluent商业软件开展数值计算。网格离散采用Fluent Meshing以生成高质量的poly-hexcore混合网格。为提高计算效率,仅在燃空出口后的混合区、燃烧区进行局部加密,y+<30,近壁区采用壁面函数求解,本研究采用雷诺平均高Re模型。

流体域网格分为燃烧器单元网格和单喷嘴网格,燃烧器单元网格用于研究燃空动量比对掺混均匀性的影响及燃空动量比的理想值,单喷嘴网格用于研究不同间隙比、射流高度、混合长度的掺混特性。燃烧器喷嘴工况见表1,其中a～g工况采用燃烧器单元网格,其余工况均用单喷嘴网格; a～k工况中P0=0 mm,Lm=5 mm; a～e工况仅通过改变燃料质量流量,达到不同燃空动量比; h～k工况改变燃料微孔几何参数,流量恒定; A～H工况仅改变喷嘴的P0、Lm,流量恒定。2种网格如图2所示,流体域结构区别仅在于喷嘴数量。模拟选取常压环境,操作压力给定0.1 MPa。燃烧器单元左侧为燃空质量流量进口,空气温度为650 K,氢气温度为300 K;右侧流体域出口为压力出口,流体域环面及其余交界面均设置为绝热无滑移壁面边界条件。

表1 燃烧器喷嘴工况

(a) 燃烧器单元网格

(b) 单喷嘴网格图2 流体域网格Fig.2 Grid of fluid domain

根据已有经验和文献,确定了改变掺混对燃烧影响较大的因素,其中结构参数包括DH、Sn、P0、Lm;流动参数包括主流速度、Rm;参考当量比Φ=0.35。

所有工况均开展非反应态(冷态)计算,以模拟流动参数和喷嘴结构对燃空流动、掺混特性的影响,并对比各工况PSMD;反应态(热态)仅用于探究h～k工况(不同间隙比)燃空射流临近状态的火焰形态,分析掺混效果对燃烧的实际影响。

2.2 计算模型设置及网格无关性验证

湍流模型采用雷诺平均k-ε双方程模型,根据经验选择标准k-ε模型,能较好地预测圆孔射流高速流动特征;燃烧模型采用层流小火焰(FGM)模型,热态计算时更改反应进程变量。验证了Cabra等[19]伴流的氢微尺度火焰的实验瞬态数据,该燃烧器采用湍流稳焰和多火焰作用机制,雷诺数及氢喷嘴尺度与本文接近。结果表明混合组分、温度等与试验数据吻合良好,准确再现了火焰前缘厚度与火焰锚定现象[20],验证了FGM模型计算氢气微混火焰反应以及预测回火的准确性。选取压力基求解器,并用SIMPLEC算法耦合求解流体控制方程,适应局部可压,离散格式均为二阶迎风格式;松弛因子设置为0.6,残差项设置为1×10-3,能量残差为1×10-6,当监控值稳定500步时认为计算结果收敛。

图3 燃烧器单元网格无关性验证Fig.3 Grid independence verification of burner unit

3 结果及分析

3.1 燃空动量比Rm对掺混均匀性的影响

动量比作用于射流深度,影响混合轨迹分布[21],因此重点研究燃空动量比对喷嘴掺混均匀性的影响规律。如a～e工况,空气流量恒定,空气平均流速为60 m/s,调整燃料流量改变燃空动量比。预计a～e工况的Rm分别为0.53、0.72、0.94、1.19、1.77,符合实际富氢燃烧的燃空动量比范围[22]。

b工况燃烧单元典型的轴向燃料摩尔分数分布如图4所示。由图4可以看出,中央喷嘴和外围喷嘴均保持燃料在空气主流剪切层内掺混,因此在参考截面S0内即能表达氢气掺混浓度变化;射流深度将影响下游燃料分布,高浓度区从靶状向瓣状转变过程中氢气摩尔分数逐渐下降,因主流内聚作用,射流融合成后稳定发展。将射流深度yinject定义为氢气摩尔分数为0.1的等值线距燃料微孔最大高度,标准射流深度y的表达式为:

y=yinject/[0.5(Dexit-Dseg)]

(4)

图5为X=0 mm截面中心喷嘴附近冷态速度矢量场,高速燃料射流经空气主流裹挟,朝横向偏转。0

图4 b工况中央喷嘴轴向氢气摩尔分数Fig.4 Hydrogen mole fraction at different axial distances of condition b

图5 b工况X=0 mm截面速度矢量场Fig.5 Velocity vector field on X=0 mm plane in condition b

图6 燃烧器单元网格与单喷嘴网格模拟结果对比Fig.6 Comparison of the standard jet depth y between burner unit grid and single nozzle grid

图7为不同Rm的标准射流深度以及参考截面S0分别为Z/Lm=3、Z/Lm=4 (稳定发展段)时的PSMD。由图7可以看出,y与Rm呈正相关,若提高Rm,y接近线性增加。Rm通过影响y进一步影响参考截面S0上的燃料分布,y加深,则PSMD持续降低,最低PSMD出现在y=0.89时。

图7 不同燃空动量比下的PSMD和yFig.7 y and PSMD under different fuel-air momentum ratios

图8为参考截面S0在Z/Lm=3处时,不同燃空动量比的归一化氢气摩尔分数分布(归一化值为1时完全预混)。由图8可以看出,d工况中央氢气摩尔分数、射流中心氢气摩尔分数均更低、更均匀,混合效果明显优于a、b、c工况,说明氢气射流越深,向中央和射流外侧扩散越强,从而降低PSMD。y>0.89时,燃料射流会更加靠近主流空气剪切层的边缘,可能造成燃料进入滞止区燃烧,如e工况,中央区域极接近完全预混,射流中心氢气摩尔分数上升,证明X=0 mm截面上出现燃料剪切层外溢,这表明y的理想区间在0.806～0.899,高动量比作为控制标准射流深度的因素之一,增强燃料射流与空气横流的动量交换及扩散混合,从而改善混合均匀性,Rm在该孔径的相应区间为1.19～1.77。

3.2 孔径及间隙比对掺混均匀性的影响

不同间隙比下参考截面S0燃料当量比ΦH2分布如图9所示,参考截面S0在Z/Lm=3位置。由图9可以看出,Sn=5.4时,射流内外侧浓度均较均匀,仅出现小范围较高浓度区域,中心区当量比Φ<0.8;Sn=4.4时,间隙比过小则相应小射流容易受主流扭转,多射流在稳定发展段前收束汇聚明显,即便小射流令扩散混合得到增强,仍会导致氢气浓度上升;Sn=6.3时,即存在较大间隙比,射流中心氢气浓度急剧升高,远高于其他区域。对比图9(c)和图8(d)可以看出,相同当量比、近似孔径下,均匀性有较大差别,说明小间隙比促进邻射流的扰动和扩散。瓣状外侧区域的混合强化,主要因孔径增大导致标准射流深度y增加,由于孔数减少导致向内外扩散面积减少,射流中心氢气浓度下降缓慢。

图10为不同间隙比下轴向截面PSMD和y。由图10可以看出,孔径越大,标准射流深度越深,但孔径为0.44 mm,即Sn=5.4时的混合效果在各位置上均优于另外2种情况;除了Z/Lm=1外,随着轴向距离增加,PSMD差值增大。结合图9可知,基于邻射流相互作用,孔间隙过小或过大都不利于燃空混合。

图10 不同间隙比下轴向截面PSMD和yFig.10 PSMD and y of axial section under different gap ratios

燃料微孔数量和间隙比是导致火焰分离和联焰的主要因素,通过热态计算分析了不同Sn下火焰重叠及未燃烧氢气摩尔分数分布情况。Z/Lm=3处的参考截面S0的热态反应场摩尔分数如图11所示,等值线序列高代表OH摩尔分数更高,如Sn=4.4时,OH摩尔分数等级⑤～⑦区域表示有连续的高浓度斑点带,截面中央区域OH摩尔分数远高于射流边缘,可能有较厚焰层,此外OH高浓度斑点带和氢气射流重叠较明显;Sn=5.4时,OH最高摩尔分数降至0.007,火焰仅出现在射流内扩散侧小范围,其剖面显示厚度较薄,与氢气射流重叠比例低;Sn=6.3时,等值线显示出往内拉伸的簇状火焰特征,射流中心燃料浓度过高。

(a) Sn=4.4(h工况)

(b) Sn=5.4(j工况)

图11 热态OH摩尔分数等值线及氢气摩尔分数

间隙比过小,在靠近扩散段区域火焰发展过早,可能会造成回流区燃烧,带来火焰重叠问题,因此适当调整间隙比为0.54,可令氢气分布更加均匀,在回流区后的空间燃烧,避免火焰重叠加厚导致的NOx排放恶化。

3.3 射流高度及混合长度对掺混均匀性的影响

研究了不同的射流高度及扩散段混合长度对掺混均匀性的影响,分析潜在优化混合机制。A～H结构P0、Lm参数设置见表2(即表1中A～H工况),仅改变P0、Lm进行对照研究,其他参数设置同表1中j工况。

表2 A～H结构P0、Lm 参数设置

随Lm增加的参考截面S0的燃料当量比分布如图12所示,参考截面S0在扩散段后10 mm(稳定发展段),其中A、B、C结构的当量比峰值Φp逐渐下降,分别为1.49、0.898、0.734,且均匀性逐渐改善;在研究范围内,预混距离较长可以有效降低射流中心的燃料浓度,促进内外侧均匀混合。仅提高P0(Lm=5 mm),A、D、E结构的Φp先降后升,分别为1.49、0.99、1.17。

图13为不同P0、Lm下的PSMD,通过扩大参数研究,进一步研究确认了Φp随P0、Lm变化的规律并不单调,而是受复杂条件影响。对比得到混合结构C、H:前者PSMD为0.72;后者PSMD为0.66。 C、H结构的PSMD及Φp均在较低水平。可以看出,截面PSMD下降与P0的增加趋势仍有一致性,因为P0撞击位置处主流速度衰减,混合时间尺度增加,且射流更深,但同时也使得中心氢气浓度降低稍慢;随着Lm增加,PSMD也下降,且下降程度相较增加P0更加明显。

图14为沿程PSMD分布,Zd表示离扩散段顶距离,PSMD的下降梯度∇G均相近,初值有差异,说明掺混也由上游结构控制。为研究上游结构对流动混合的控制效果,通过湍流结构来分析射流近场流动的变化,发现P0与Lm的影响机制还包括旋涡结构对混合的改善,当射流深度恒定时,影响混合的因素主要是旋涡结构。

图14 不同P0、Lm下轴向参考截面S0的PSMDFig.14 PSMD on S0 cross-sectional plane under different P0 and Lm

分析了C、 H结构的X=0 mm截面流线,如图15所示。P0增加后, 驻点无后移,但主流扩张导致其速度降低,因此出口下游区域流动扭转程度并不明显。如图中2区所示,C结构燃料射流收束更加迅速,内回流区大涡尺度相近,涡强更强,使得1区流线上移,同时令扩散至2区的燃料量减少,这解释了该截面PSMD略升高的原因。

(a) C结构

(b) H结构图15 X=0 mm截面轴向流线与氢气摩尔分数Fig.15 Axial streamline and hydrogen mole fraction on X=0 mm plane

图16为基于Q准则[23]捕捉的孔出口小尺度旋涡对结构(基于Q=3×1010、8×1010等值面),C结构通过产生前缘角涡(与A、H结构相比尺度扩大),燃料向两侧横向扩散加剧,与临近孔的另一股角涡冲击掺混;C结构的肾形涡发展更迅速,图中放大了距孔0.5 mm、垂直来流方向的横截面,能明显观察到左右对称的涡核,促进了径向扩散。上游旋涡扩张带来的扰动会提升氢气在横向、径向2个方向的扩散能力,直观表现为降低射流中心的氢气浓度,即得到更低的Φp。