不同结构参数对甲醇燃料大气式燃烧器引射性能影响分析及研究

金靖伟，孙姣，3，张旭，贾雷永，陈文义

（1.河北工业大学化工学院，天津300130；2.河北工业大学工程流动与过程强化研究中心，天津300130；3.天津大学机械学院，天津300350；4.天津鹏程煤矿设备有限公司，天津301914）

不同结构参数对甲醇燃料大气式燃烧器引射性能影响分析及研究

金靖伟1，2，孙姣1，2，3，张旭1，2，贾雷永4，陈文义1，2

（1.河北工业大学化工学院，天津300130；2.河北工业大学工程流动与过程强化研究中心，天津300130；3.天津大学机械学院，天津300350；4.天津鹏程煤矿设备有限公司，天津301914）

为解决甲醇燃料完全预混式燃烧器启动温度高、速度慢、安全系数低等问题，设计了甲醇燃料大气式燃烧器.采用数值模拟的方法，对其关键部件引射器的结构尺寸进行优化及燃烧器燃烧效果分析，着重研究了在不同输出功率下，喷嘴直径、喷嘴插入深度、入射角度、引射器喉管长度、喉管直径以及扩压管长度对引射器性能的影响，获得了甲醇燃料大气式燃烧器引射器的优化结构参数，进一步探索了甲醇蒸汽必要入射温度.输出功率在20%～120%之间时，优化后的燃烧器摩尔引射系数维持在4.35以上，引射性能稳定；空气温度为293 K时，理论甲醇蒸汽必要入射温度仅为473 K，燃烧效率可达98%以上，最高温度达2 300 K以上.

甲醇燃料；大气式引射器；摩尔引射系数；数值模拟

0 引言

目前，我国广大农村地区，由于长期燃烧煤炭造成了极大的环境污染和能源浪费，人们对清洁燃料和高效燃烧技术的需求越来越迫切.甲醇燃料来源广泛，可由传统化石能源、生物质能源以及可再生能源转化而来，其完全燃烧时产物仅为二氧化碳和水蒸气，不会对环境造成污染，是优秀的煤炭替代能源，具有广阔发展前景[1-3].然而甲醇燃料存在高含氧量、低热值、常温为液态、汽化潜热高等缺点，并且目前甲醇燃料燃烧器的设计仍主要依靠燃油燃气燃烧器的设计经验，没有其特有的理论基础及设计方法，燃烧技术落后已经成为甲醇燃料高效利用及推广普及的瓶颈.因此，无论是从解决人们需求还是推广普及甲醇燃料的角度，对甲醇燃料燃烧器进行深入的研究都是十分必要的.

按甲醇燃料的燃烧方式，可将燃烧器分为雾化燃烧器和汽化燃烧器两种，雾化燃烧器普遍存在着燃烧效率低、噪声大、火焰温度低等缺点；汽化式甲醇燃烧器通过把燃料汽化和燃烧两个过程分开，避免了高汽化潜热对火焰温度的影响，提高了火焰温度和燃烧效率，但仍然存在与空气混合不充分、燃烧效率较低等缺点[4].国内外研究者针对甲醇燃烧器的结构及燃烧效率展开了模拟和实验研究.Kermes V[5]等对比了气体燃料燃烧器和液体燃料燃烧器的燃烧性能及燃烧产物的测试方法，并指出甲醇燃料燃烧器的设计应重视预热和回流区强度；鄂加强[6]、张双利等[7]提出了利用“多场协同”原理对醇基燃料燃烧器燃烧效率和燃烧产物进行协同分析，并做了相应优化；冉景煜、施军等[8-10]设计了完全预混式甲醇燃料燃烧器，并对其进行数值优化及实验研究，研究结果表明，燃烧器引射性能稳定，燃烧效率可保持在99.2%以上.预混式甲醇燃料燃烧器是将燃料和空气先混合后燃烧，可大大提高甲醇燃料的燃烧效率，成为当前甲醇燃料燃烧器发展的新方向.甲醇燃料完全预混燃烧器由于一次空气引入量较大，易使蒸汽再次液化，需要将汽化室温度加热至800℃以上[11].这就导致燃烧器存在启动温度高、速度慢、安全系数低等缺点.

为解决甲醇燃料完全预混式燃烧器的上述问题，本文把甲醇燃料特性和大气式燃烧方式相结合，设计了甲醇燃料大气式燃烧器，可以通过降低一次空气混入量来降低汽化室所需温度，提高燃烧器的启动速度和安全系数.目前，国内外关于甲醇燃料大气式燃烧器还鲜有报道.而引射器是甲醇燃料大气式燃烧器的关键部件，直接关系到燃烧效率及燃料的必要温度.因此，本文针对甲醇燃料大气式燃烧器引射器的不同结构进行数值研究及结构优化，并对优化后的结构进行燃烧模拟验证，在既保证较高的燃烧效率，尽可能降低燃料温度，快速安全启动.

1 燃烧器模型

1.1 燃烧器的工作原理

图1为甲醇燃料大气式燃烧器的结构示意图，液体甲醇燃料首先进入汽化室6，在汽化室内燃料吸收小部分燃烧热汽化为甲醇燃料蒸汽，燃料蒸汽通过蒸汽分配环1上的燃料喷嘴3喷入引射器4内和一次空气混合，再由引射器出口喷出，被点火针5点燃.为保证燃料燃烧时和二次空气充分混合，燃烧器设计了6套喷嘴和引射器，在燃烧器中成环形分布.燃烧器设计功率为30 kW，通过控制甲醇燃料的流量来控制输出功率，满负荷工作时燃料的质量流量为5 kg/h.

图1 燃烧器结构示意图Fig.1 Burner structure diagram

燃烧反应主要考虑甲醇和空气之间的氧化反应，反应方程式如（1）～（3）式，当空气供给充足时甲醇完全燃烧，生成二氧化碳和水蒸气；当空气供给不足时，甲醇不完全燃烧，生成一氧化碳和水蒸气.由方程式（1）可知，1 mol甲醇完全燃烧消耗1.5 mol氧气，计算可得1 mol甲醇完全燃烧需7.14 mol空气.一次空气系数取α=0.6，大气引射器的设计摩尔引射系数

1.2 物理模型及网格划分

引射器依据现有燃气引射器设计理论进行初步设计[12]，得到引射器流场结构及尺寸如图2和表1所示.引射器结构为较规则的圆柱体，因此本文采用结构化网格划分方式，引射器模型网格数量约为40万.燃烧部分同样采用结构化网格划分方式，网格数量约为60万.

图2 引射器流场结构及网格示意图Fig.2 Flow field structure and grid schemes of injector

表1 引射器初步设计尺寸Tab.1 Preliminary design of ejector dimensions

1.3 数学模型

目前，在流体流动问题方面，采用CFD（计算流体动力学）已经能准确的对流场的流动情况进行模拟计算[13-14].基本控制方程为：连续性方程、动量方程、能量方程、物质运输方程以及K-ε双方程[13-16].其通用形式为

其中：φ为流动物理量；Γφ为有效扩散系数；Sφ为源项；x，r，θ；u，v，w分别为轴向、径向和周向的坐标和速度；ρ为流体密度.

1.4 边界条件及求解方法

引射器部分不考虑重力及化学反应，根据燃烧器的工作原理，甲醇燃料入口设置为质量流量入口，质量流量为4.6×105～2.76×104kg/s（输出功率在20%～120%之间），成分为100%纯甲醇蒸汽，温度设置为573 K，空气入口和出口分别设置为压力入口和压力出口，压强0 Pa（表压），成分设置为O2（摩尔分数0.21），N2（摩尔分数0.79），初始空气温度设为293 K，壁面设置为绝热壁面.燃烧部分主要考虑式（1）～式（3）的化学反应，二次空气入口和燃烧部分出口分别设置为压力入口和压力出口，压强0 Pa（表压）.

数值计算使用双精度算法，选用标准K-ε方程，模型参数设为：1.2[13-16]，基于SIMPLE算法选用分离求解器，松弛因子设为0.7.

2 计算结果分析

燃烧器能否达到设计要求主要由引射器的引射能力决定，而引射器的引射能力主要由喷嘴及引射器自身结构所决定.文中以计算得出的结构尺寸为基础，分析研究喷嘴直径DJ、喷嘴插入深度LY、喷嘴入射角度θ、喉管长度LH、喉管直径DH及扩压管长度LD这六方面在不同输出功率下对引射器性能（摩尔引射系数和预混效果）的影响，以便从中得出规律并对引射器进行设计优化.

2.1 喷嘴直径对引射器性能的影响

喷嘴直径分别为1.5 mm、2 mm、2.5 mm、3 mm时，研究喷嘴直径对引射器性能的影响.由图3可知，在质量流量一定时，摩尔引射系数随着喷嘴直径的增大而减小；在喷嘴直径不变的情况下，摩尔引射系数随着输出功率的增加而增加，当输出功率超过80%以后增加幅度明显放缓.由图4可知，引射器喉管内的负压随着喷嘴直径的减小而增大.通过分析可知，喷出的甲醇燃料动压头一部分用于提高引入空气的动压头，一部分用于克服流动阻力损失.在质量流量一定时，喷嘴直径越小，气体流速越大，甲醇燃料所携带的动压头也就越大，带动喉管内的气体流动形成更大的负压，吸入更多的空气；当喷嘴直径一定时，流量越小，单位质量的甲醇燃料所携带的动压头也就越小，更容易受流动阻力损失的影响，导致摩尔引射系数下降.

图3 不同喷嘴直径下引射器内部静压力图Fig.3 Internal static pressure diagram of ejector under different nozzle diameters

2.2 喷嘴插入深度对引射器性能的影响

喷嘴直径DJ=2 mm，喷嘴到引射器入口距离LY分别为0 mm、1 mm、2 mm、3 mm、4 mm、5 mm、6 mm、7 mm时，研究喷嘴插入深度对引射器性能的影响.由图5可知，当LY取值小于2 mm时，摩尔引射系数随喷嘴插入深度的增加明显增大；当LY取值大于2 mm且输出功率大于60%时，摩尔引射系数基本维持稳定，输出功率小于60%时，随着LY的增加摩尔引射系数增大.由分析可知，引射性能除了和引射器喉管内的负压有关，还和甲醇燃料对空气的卷吸作用有关[17-18]，卷吸区域呈梯形分布，当射流体的流速及本身物理性质一定时，卷吸能力相对稳定.当LY取值小于2 mm时，吸入室对气流的阻力变化较大，当LY取值大于2 mm时，吸入室对气流的阻力相对稳定，因此导致了摩尔引射系数如图5所示的变化趋势.

图4 喷嘴直径对摩尔引射系数的影响Fig.4 Influence of nozzle diameter on mole ejecting ratio

图5 喷嘴位置对摩尔引射系数的影响Fig.5 Effect of Nozzle Position on mole ejecting ratio

2.3 入射角度对引射器性能的影响

取喷嘴直径DJ=2 mm，入射角度分别为0°、15°、30°、45°时，研究入射角度对引射器性能的影响，由图6可知，摩尔引射系数随入射角度的增大而增大.经过分析可知，由于喷嘴对入射流体的阻力随入射角度的增大而增大，在相同输出功率的情况下，需要给射流体提供更大的压强能，射流体所携带的能量也就更多.由图7可知，甲醇燃料在喷嘴出口平面的速度基本相同，但其压强能不同，射流体喷出喷嘴后，压强能继续转化为流体动能，因此射入流体的流速随入射角度增大而增大，喉管内的负压也随之增大，导致摩尔引射系数增大.

图6 喷嘴入射角度对摩尔引射系数的影响Fig.6 Influence of nozzle angle on mole ejecting ratio

图7 不同入射角度下引射器内部气体速度分布图Fig.7 Distribution of gas velocity in ejector under different incident angles

2.4 引射器喉管长度对引射器性能的影响

喉管长度不仅影响摩尔引射系数的大小，而且对燃料-空气的预混效果也有直接的影响.取喷嘴直径为DJ=2 mm，入射角度θ=0°、θ=30°，喉管长度分别为40 mm、35 mm、30 mm、25 mm、20 mm、15 mm、10 mm时，研究引射器喉管长度对引射器性能及出口甲醇浓度分布的影响.由图8可知，在入射角度θ= 0°、θ=30°，输出功率大于60%时，摩尔引射系数随着喉管长度的增大而增大，在LH=25 mm时达到最大值，之后随着喉管长度增大而轻微下降，当喉管长度在10～25 mm时，摩尔引射系数增加明显；当输出功率小于40%时，随着喉管长度的增大，摩尔引射系数同样呈现先增大后减小的趋势，在LH=20 mm时达到最大值.由引射器引射原理可知，引射性能跟喉管内静压力关系密切，对比喉管在各个长度的各种工况下，从喉管入口起始10 mm区域的平均压强.如图9所示，纵坐标表示的是相对压强，即喉管平均压强与LH= 10 mm时的平均压强之比.喉管内的负压随着喉管长度的增加呈现先增加后减小的趋势，输出功率越大达到最大负压所需的喉管长度也就越长，和摩尔引射系数的变化趋势相吻合.

由图10可知，在入射角度θ=0°、θ=30°，输出功率为100%时，随喉管长度的增加，引射器出口中心线上各点甲醇燃料浓度的分布一致性越好.当喉管长度大于30 mm时，中心线上各点燃料浓度的波动变化很小，波动范围小于2.6%，说明在此条件下燃料-空气混合效果较好.在实际工况中，由于引射器中的流体会和外界环境发生热交换，因此在保证摩尔引射系数满足设计要求和物料充分混合的情况下，尽可能减小引射器的长度，有利于减小和环境之间的热交换，保证出口气体温度.由以上分析可以看出，在入射角度为θ=0°和θ=30°的模型中，摩尔引射系数及出口甲醇浓度分布随引射器喉管长度的变化趋势相同，在后续数值计算中取入射角θ=0°观察趋势.

图8 引射器喉管长度对摩尔引射系数的影响Fig.8 Influence of the length of ejector throat on molar ejection coefficient

图9 喉管长度对喉管内压强的影响Fig.9 Effect of throat length on pressure

图10 输出功率100%时出口中心线上各点甲醇浓度Fig.10 The concentration of methanol at each point on the exit center line with Output power 100%

2.5 引射器喉管直径对引射器性能的影响

喉管直径既影响喉管中负压的大小，又影响着引射器中空气阻力的大小.取喷嘴直径DJ=2 mm，入射角度θ=0°，喉管直径分别为7 mm、8 mm、9 mm、10 mm、11 mm时，研究引射器喉管直径对引射器性能的影响.由图11a）可知，在各个工况下，摩尔引射系数均随喉管直径的增大呈现先增后减的趋势，分别在DH=8 mm和DH=9 mm时达到最大值；由图11b）可知，喉管内压力随着喉管直径的增大而升高.通过分析可知，喉管直径的增大不利于喉管内负压的形成，负压吸气作用随之减弱；相反喉管直径越大，入口对空气的阻力越小，越有利于引射空气.引射器的引射性能受喉管内的负压及喉管入口对空气阻力双重因素的影响，考虑到摩尔引射系数在各个工况下的大小及波动情况，喉管直径DH=9 mm为最优值.

图11 引射器喉管直径对引射性能的影响Fig.11 Influence of the diameter of ejector throat on ejector performance

2.6 扩压管长度对引射器性能的影响

同喉管长度相同，扩压管长度对摩尔引射系数及燃料-空气的预混效果也有直接的影响.在喷嘴直径DJ=2 mm，入射角度θ=0°，喉管长度LH=30 mm，喉管直径DH=9 mm，取扩压管长度分别为15 mm、20 mm、25 mm、30 mm、35 mm时，研究引射器扩压管长度对引射器性能及出口甲醇浓度分布的影响.由图12a）可知，当输出功率较大时，扩压管长度对摩尔引射系数几乎没有影响，当输出功率较小时，摩尔引射系数随着扩压管长度的增加而稍有下降.通过分析可知，扩压管长度仅对引射器内气流阻力产生较小的影响，因此产生了上述引射系数的变化.由图12b）可知，当输出功率为100%时，随扩压管长度的增加，引射器出口中心线上各点甲醇燃料浓度的分布一致性越好.当扩压管长度大于25 mm时，中心线上各点燃料浓度的波动变化很小，波动范围可控制在2.6%以内，说明在此条件下燃料-空气可以达到较好的混合效果.比较图10和图12b）中的数据可知，出口甲醇浓度分布受扩压管长度的变化影响更明显，而其主要影响因素为分子的扩散速度，引射器的总体长度越长，扩散越充分，浓度分布也就越均匀.

图12 引射器引射器扩压管长度对引射性能的影响Fig.12 Influence of the length of ejector tube on ejector performance

3 引射器结构优化及燃烧效果分析

3.1 引射器结构优化

甲醇燃料大气式引射器的主要作用是使燃料在被点燃前预先和部分空气进行混合，在引射器内部甲醇燃料和一次空气进行动量和能量的交换，使其在引射器出口获得必要的剩余压力及温度，以保证燃烧器的稳定工作.基于上述规律对引射器进行了优化，优化后的引射器结构尺寸如表2所示.

表2 引射器优化尺寸Tab.2 Ejector optimized size

为得到恰当的燃料入口温度，对优化后的大气式引射器，在空气温度293 K，取燃料入口温度T分别为423K、448K、473K、498K、523K、548K、573 K时，研究燃料温度对出口温度的影响.由图13可知，在各个工况下，出口温度随入口燃料温度的增加而增加，当入口燃料温度为473 K时了，各工况下出口温度维持在甲醇燃料露点340 K以上.由图14可知，优化后的大气式引射器，引射性能稳定，摩尔引射系数在4.35～5.01之间，满足燃烧器需求.随着输出功率增大，出口甲醇浓度梯度增大，输出功率为20%时，出口甲醇浓度梯度为0.58%，输出功率为120%时，出口甲醇浓度梯度最大为2.86%，波动范围很小，说明在此模型下，燃料-空气可均匀混合.

图13 燃料温度对出口温度的影响Fig.13 Effect of Fuel Temperature on outlet temperature

图14 优化结构在各工况的模拟结果Fig.14 The simulation results of each structure are optimized

3.2 燃烧效果分析

图15为各工况下引射器出口轴线上CH4O和CO的质量分数分布曲线.由图15a）可知，甲醇燃料的质量分数随X方向的增加，呈现出3个阶段的变化趋势.第1阶段，甲醇燃料质量分数维持稳定，功率越大稳定区域越长，输出功率20%时，CH4O的质量分数在X=58 mm时开始出现下降趋势，输出功率120%时，CH4O的质量分数在X=70 mm时才开始出现下降趋势.此区域为火焰的焰核，燃料流速大于火焰传播速度，是燃料-空气混合物尚未点燃的冷区；第2阶段，甲醇燃料的质量分数明显下降.此区域为火焰的焰面区，此区域燃烧反应剧烈，跨度在X=70 mm～200 mm之间，大约90%的燃料在这里燃烧；第3阶段，甲醇质量分数变化放缓，当X大于300 mm时，甲醇燃料质量分数趋于0.此区域为火焰的燃尽区，燃料在这里完成全部的燃烧过程.由图15b）可知，甲醇燃料的不完全燃烧主要发生在焰面区，而不完全燃烧产物CO的二次燃烧则分布于焰面区和燃尽区.通过比较各工况下CH4O和CO质量分数的变化情况可知，当输出功率为40%～60%之间时，燃料和二次空气混合较好，有较少的CO生成，CO质量分数的最大值为0.79%出现在X=128 mm处，当输出功率为20%、100%以及120%时，燃料和二次空气混合较差，CO生成量较大，质量分数的最大值为1.09%出现在X= 116 mm处.通过分析可知，功率较小时气流速度较慢，二次空气不能与燃料及时混合，功率较大时，由于所需二次空气量较大，导致混合不及时.图16为输出功率为100%时的温度分布图，可以看出火焰分布均匀、燃烧稳定，最高温度出现在环形分布的引射器中心线上，可达2 332.72 K.通过计算，输出功率为20%时，燃烧效率达到98%以上，输出功率为40%以上时，燃烧效率可达99%以上.

图15 CH4O和CO的质量分数分布曲线Fig.15 CH4O and CO mass fraction distribution curve

图16 输出功率为100%时火焰温度分布图Fig.16 The flame temperature distribution when the output power is 100%

4 结论

本文针对大气式甲醇燃料燃烧器引射器，采用数值模拟的方法，分析了引射器不同结构参数对摩尔引射系数和预混效果的影响，为保证必要的出口温度，探索了入射甲醇蒸汽温度的必要温度，进而对引射器结构进行优化并模拟研究其燃烧过程.研究结果表明，优化后的甲醇燃料大气式燃烧器，在保证较高的燃烧效率情况下，克服了完全预混式甲醇燃烧器存在的启动温度高，速度慢，安全系数低等缺点.获得以下主要结论：

1）改变引射器不同结构参数，影响了燃料对空气的卷吸作用、喉管内静压力以及空气阻力，导致摩尔引射系数发生变化；出口甲醇燃料的浓度梯度主要受分子扩散速度的影响较大，当引射器越长，输出功率越小时，燃料分布越均匀；引射器出口温度主要受摩尔引射系数的影响较大，摩尔引射系数较大，引入的冷空气也就更多，导致引射器出口温度更低.

2）优化后的引射器，在输出功率为20%～120%之间时，摩尔引射系数维持在4.35以上，在常用工况下（40%～100%），摩尔引射系数维持在4.7以上，变化率在5.7%以内，引射性能稳定.当空气温度为293 K时，理论燃料必要入射温度仅为473 K，燃烧效率可达98%以上，最高温度达2 300 K以上.在较高燃烧效率的情况下，降低了燃料温度，保证了燃烧器快速安全启动.

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[责任编辑 田丰]

Analysis and study on the effect of different structural parameters on the irradiation of methanol fuel atmosphere burner

JIN Jingwei1，2,SUN Jiao1，2，3,ZHANG Xu1，2,JIA Leiyong4,CHEN Wenyi1，2
（1.School of Chemical Engineering and Technology,Hebei University of Technology,Tianjin 300130,China;2.Research Center of Engineering Fluid and Process Enhancement,Hebei University of Technology,Tianjin 300130,China;3.School of Mechanical Engineering,Tianjin University,Tianjin 300350,China;4.Tianjin Pengcheng Colliery Equipment Co.Ltd.,Tianjin 301914,China）

To resolve the methanol-fueled fully premixed burner's start temperature is over high,slow,and low safety factor,methanol fuel atmospheric burners were designed.Using the numerical simulation method,the structural dimensions of the key components of the ejector are optimized,and the combustion effect of the burner is analyzed.At different output power,the effects of diameter of nozzle,depth of nozzle insertion,incident angle,length of ejector throat,diameter of ejector throat and length of diffuser pipe on the ejector performance are studied emphatically.The optimized structural parameters of the methanol-fuel atmospheric burner ejector were obtained,further exploration of the necessary incident temperature of methanol steam.When the output power is between 20%and 120%,the Mole Ejecting Ratio of optimized burner was maintained at 4.35 or above,and the ejector performance is stable.When the air temperature reaches 293K,theoretically the necessary incident temperature of methanol vapor is only 473 K,combustion efficiency of up to 98%,the maximum temperature of 2 300 K or more.

methanol-fuel;atmospheric ejector;mole ejecting ratio;numerical simulation

TK17

A

1007-2373（2017）02-0075-10

10.14081/j.cnki.hgdxb.2017.02.014

2017-01-19

河北省科技计划（16824316D）；河北省科技型中小企业创新英才（169A76334H）；河北省科技支撑计划（11230909D-5）

金靖伟（1990-），男，硕士研究生.通讯作者：陈文义（1963-），男，教授，博导，cwy63@126.com.