水冷低氮型燃气采暖热水炉燃烧器理论与实验研究

程 洪1，孙鱼铭，向 熹1，黄小美

(1.中山市思源电器有限公司，广东 中山 528427； 2.重庆大学 城市建设与环境工程学院，重庆 400045)

氮氧化物(NOx)按其生成机理的不同，可分为热力型NOx、快速型NOx、燃料型NOx[1]，在民用燃气具中主要生成的是热力型NOx。热力型NOx是由空气中的氮分子在高温下氧化生成的，它的生成速度与燃烧温度有着密切的关系：燃烧温度越高、烟气在高温区停留时间越长，产生的NOx越多[2-4]。由热力型NOx的生成机理可知，降低火焰温度、缩短烟气在高温区的停留时间是抑制热力型NOx生成的关键[5]。

近年来，随着NOx生成机理的不断完善，降低NOx排放量的燃烧技术也愈加成熟，由此衍生而来的多种多样的低氮燃烧器也被广泛用于工业燃煤燃气领域和民用燃气具中。相比于家用燃气快速热水器领域内常见的浓淡燃烧器和全预混燃烧器，水冷低氮型燃烧器在国内市场上出现较晚，但是具有工艺简单、结构通用性好、低氮效果显著的特点。此燃烧器是20世纪80年代由英国首先开发成功的，2010年被引入国内，其在文献中被称为水冷燃烧器、水冷平板式全预混燃烧器和水冷式完全预混燃烧器等[6]，此燃烧器多被用于燃气采暖热水炉中。目前燃气采暖热水炉(简称壁挂炉)市场上常见的水冷低氮型燃烧器有铜制燃烧器和铝制燃烧器两类，本文以中间进气的铜制水冷低氮型燃烧器(简称水冷低氮型燃烧器)为主要研究对象。

1 水冷低氮型燃烧器理论研究

1.1 水冷低氮型壁挂炉整机结构分析

水冷低氮型壁挂炉结构图如图1所示，水冷低氮型壁挂炉与常规壁挂炉的组成结构十分相似，主要由供水与加热系统、燃气供应与燃烧系统和供风与排烟系统三大系统构成。其中燃气供应与燃烧系统与常规壁挂炉基本相同，而供风与排烟系统和供水与加热系统有较大差异。

就水路而言，水冷低氮型燃烧器中穿插有一段水冷管路，用于降低工作状态下的燃烧器头部温度，所以水冷低氮型壁挂炉的加热端水路会先途径燃烧器水冷

图1 水冷低氮型壁挂炉结构图

管路，带走部分热量后再进入主换热器。当采用低氮冷凝式壁挂炉时，水路会先经过燃烧器水冷管路，然后进入冷凝器对烟气进行冷凝，最终进入主换热器中完成三级换热，而常规冷凝壁挂炉仅有两级换热。

水冷低氮型燃烧器在额定工作状态下为全预混燃烧状态，其引射情况和火焰状态均受风机影响较大，所以在水冷低氮型壁挂炉的供风与排烟系统中采用的是变速风机，具有五档变速调节。在低负荷时，风机会随负荷降低档位，使得引射器端的空燃比例稳定在一定范围内，同时降低风速对火焰稳定性的影响。而在常规壁挂炉中，供风与排烟系统常采用定速风机，因为常规燃烧器一次空气系数小，火焰高度高、稳定性强，并且燃烧器中的二次空气流道较宽，所以风量对火焰稳定性影响较小，定速风机可以在不影响燃烧器性能的情况下降低成本。

1.2 燃烧器结构差异

水冷低氮型燃烧器与常规燃烧器的工作原理完全相同，燃烧器单片负荷也相近，但其燃烧排放的污染物浓度却相差甚远。首先对二者的结构差异进行分析，燃烧器结构如图2所示。可以看出水冷低氮型燃烧器的引射器、混合腔和分配腔采用了立式结构，而传统常规燃烧器的引射器和混合腔采用的是水平结构，并且与分配腔之间的气流通道形成了一定角度，使得混合情况更好。由于天然气密度低于空气，所以在引射时，立式引射结构的空气阻力低于水平引射结构，这使得水冷低氮型燃烧器在引射时获得了比常规燃烧器更高的一次空气系数。此外，在同负荷下，水冷低氮型燃烧器的引射器喉部直径大于常规燃烧器，而单个喷嘴的直径则小于常规燃烧器，这也使得水冷低氮型燃烧器获得了更多的一次空气。

1.3 燃烧器设计计算

自2010年以来，壁挂炉市场上出现过多种不同形状尺寸的水冷低氮型燃烧器，张宁等人[7]研究了水冷低氮型燃烧器的应用，采用的燃烧器火孔面积是常规燃烧器的5倍，而喷嘴直径缩小了30%以上，使得一次空气系数约为1.6～1.8。而刘凤国等人[8]则通过喷嘴直径为0.87 mm的水冷低氮型燃烧器得到了最佳燃烧工况。本文以铜制水冷低氮型燃烧器为参考依据，在不改动燃烧器结构的情况下对燃烧器喷嘴、火孔及引射器等关键尺寸进行重新设计计算，然后加工得到负荷理论设计尺寸的燃烧器样品后对其进行实验研究。

图2 燃烧器结构

1.3.1 喷嘴设计计算

燃烧器设计阶段是通过预设的一次空气系数、燃烧器负荷、燃气压力、燃气热值和密度等参数，根据引射器理论计算公式计算得到喷嘴尺寸、火孔面积以及引射器关键尺寸。本设计计算以中间进气的铜制水冷低氮型燃烧器为例，参考现有结构，以四川干气为气源对燃烧器喷嘴及引射器尺寸进行设计计算，设计水冷低氮型燃烧器一次空气系数为1.4，燃烧器额定输入负荷为24 kW。燃烧器由10排燃烧器单片组成，共计20个喷嘴，所以每个喷嘴承担负荷Q=1.2 kW。

已知四川干气的相对密度s=0.575，低热值Hl=34 540 kJ/m3(标准)，理论空气需要量V0=9.64 m3/m3(标准)，燃气压力H=2 000 Pa。

然后根据燃烧器设计负荷，按下式计算得到圆形喷嘴直径：

(1)

式中：Lg为圆形喷嘴的流量，m3/h；Q为单个喷嘴及引射器的热负荷，kW；Hl为燃气低热值，kJ/m3(标准)；μ为喷嘴流量系数，与喷嘴的结构形式、尺寸和燃气压力有关，取μ=0.76；d为圆形喷嘴直径，mm；H为燃气压力，Pa；s为燃气的相对密度(空气=1)。

(2)

(3)

(4)

式中：Fj为喷嘴出口截面积，mm2。

所以根据设计计算可知，水冷低氮型燃烧器采用直径为0.89 mm的喷嘴时可以达到设计要求。

1.3.2 火孔设计计算

燃烧器火孔的燃烧能力可以用火孔热强度或额定火孔出口流速表示，查《燃气燃烧与应用》[9]表7-1可知，对于天然气，额定火孔出口流速vp取值范围1.0～1.3 m/s(标准)。本次设计取vp=1.1 m/s(标准)。则火孔总面积按下式进行计算：

(5)

式中：Fp为火孔总面积，mm2；α′为一次空气系数；V0为理论空气需要量，m3/m3(标准)；vp为火孔出口气流速度，m/s(标准)。

对于水冷低氮型燃烧器而言，单个喷嘴对应的火孔总面积为457.84 mm2，则单片燃烧器的火孔总面积约900 mm2。

选取壁挂炉燃烧器中较为常见的长椭圆型火孔为水冷低氮型燃烧器火孔头部，设计长度为7 mm，宽度为0.8 mm，则单个火孔面积为5.5 mm2。设计单片燃烧器上对称分布共计164个火孔，则单片燃烧器火孔总面积约为902 mm2。

根据所设计的火孔，按下式计算火孔阻力系数及头部能量损失系数：

(6)

(7)

式中：ζp为火孔阻力系数;μp为火孔流量系数，与火孔的结构特性有关，本文取0.7；K1为燃烧器头部的能量损失系数，对于民用燃烧器，通常K1=2.7～2.9；t为混合气体通过火孔被加热的温度，本文取120 ℃。

1.3.3 引射器设计计算

水冷低氮型燃烧器的引射器与常规壁挂炉燃烧器引射器相同，工质压力均为2 000 Pa左右，引射器吸气收缩管较大，并渐渐过渡到圆柱形混合腔，所以同属于常压吸气低压引射器。此种引射器的工作原理是燃气从喷嘴中喷出，压力降低而流速升高。喷出的高速燃气将一次空气吸进引射器中，发生动量交换，使燃气流速降低而空气流速升高，并在引射过程中充分混合，最终在混合腔出口处混合气速度呈均匀分布。在混合腔中，燃气动压头减少，一部分传给空气，一部分克服阻力损失，还有一部分转化为静压力。而当混合气到达分配腔(扩压管)时，动压进一步转化为静压。

首先根据一次空气系数按下式计算出引射器质量引射系数：

(8)

式中：u为质量引射系数。

然后按下式计算能量损失系数和最佳燃烧器参数：

(9)

(10)

式中：K为能量损失系数；ψ1为速度场不均匀系数，当混合管长度为5～6倍喉部直径时，通常取ψ1=1.02～1.04，混合管越长，ψ1越小，所以取ψ1=1.02；ζmix为混合管的摩擦阻力系数，取ζmix=0.06；ζd为扩压管阻力损失系数，取ζd=0.15；n为扩压管的扩张程度，取n=2.6；Flop为最佳燃烧器参数。

得到最佳燃烧器参数后，可以通过下式计算A值和X值：

(11)

(12)

可见A<1但趋近于1，表明燃烧器计算工况与最佳工况接近，但燃烧器有多余的燃气压力。由X值通过下式可推得，燃烧器参数、引射器喉部截面积，进而得到喉部直径和引射器其他尺寸：

F1=XFlop=0.72×0.71=0.51

(13)

Ft=F1Fp=0.51×457.84=233.50mm2

(14)

(15)

式中：F1为燃烧器参数；Ft为引射器喉部截面积，mm2；dt为混合管喉部直径，mm。

所以通过设计计算可得，当水冷低氮型燃烧器采用0.89 mm直径的喷嘴，引射器喉部直径约为17.25 mm时可以达到设计工况下1.4左右的一次空气系数，由此得到稳定的完全预混式燃烧火焰。根据燃烧器设计计算所得到的关键参数，对燃烧器进行加工，得到一款铜制水冷低氮型燃烧器，并将其装备入壁挂炉中进行后续实验研究。

2 实验研究与结果分析

2.1 实验方法

本实验依托于Micropla工业级两用型燃气快速热水器检测台，用于对壁挂炉的热工性能、NOx排放机理等开展系统性的实验研究。实验样机采用一台24 kW常规壁挂炉和一台24 kW具有水冷低氮型燃烧器的低氮壁挂炉，共进行三组实验，实验分组见表1，包括对常规壁挂炉常规燃烧器的测试、对低氮壁挂炉水冷低氮型燃烧器的测试以及无水冷管路情况下水冷低氮型燃烧器的测试。实验过程中以每组实验不同输入负荷为变量，记录燃烧器的燃气流量、烟气各组分浓度及表面温度进行记录，并通过理论计算得到燃烧器输入负荷、过剩空气系数和折合后的CO和NOx浓度，对比三组燃烧器不同负荷下的性能参数。燃烧器表面温度测点位置见图2。

表1 实验分组

2.2 实验结果分析

2.2.1 整机性能分析

三组实验的折合后CO和NOx排放浓度见图3。从图3中可以看出，就NOx浓度而言，水冷低氮型壁挂炉烟气中的NOx浓度远低于常规壁挂炉，折合后浓度始终保持在10×10-6以下；在常规壁挂炉中，燃烧温度随着负荷的增加随之上升，使得NOx排放浓度也逐渐升高，在额定负荷下接近100×10-6；在无水冷管路的情况下，水冷低氮型壁挂炉的NOx排放浓度明显高于有水冷管路的情况，由此可以推断水冷低氮型燃烧器中的水冷管路也是降低NOx排放浓度的原因之一。

其次，对比烟气中的CO排放浓度可以看出，常规壁挂炉在低负荷情况下的CO排放浓度较高，随着负荷的升高，常规壁挂炉的CO排放浓度随之减少；水冷低氮型壁挂炉在低负荷时CO排放浓度低，高负荷时高，额定负荷下约为130×10-6；相比于有水冷情况下，在水冷低氮型壁挂炉无水冷时CO排放浓度略低，但低负荷下较高。

图3 三组实验的折合后CO和NOx排放浓度

三组实验的过剩空气系数对比见图4，通过过剩空气系数的对比可以看出部分烟气排放浓度变化规律的原因。

图4 三组实验的过剩空气系数对比

2.2.2 燃烧器性能分析

由于采用了风量恒定的定速风机，常规壁挂炉在低负荷下过剩空气系数极大，有大量空气没有参与燃烧，较大风速的影响使得低负荷火焰稳定性大大减弱，产生局部脱火的情况，由此使得CO排放浓度较高。随着负荷的加大，更多空气参与反应，过剩空气系数减小，CO排放浓度也降低。

水冷低氮型壁挂炉有无水冷管路对其燃烧器外形结构并无影响，所以两组实验的过剩空气系数十分相近，在变速风机调节下基本稳定在2.2左右。水冷低氮型壁挂炉的α′>1，并且燃烧器单片中间没有空隙，为完全预混式燃烧，二次空气多通过燃烧器和燃烧室之间的间隔直接进入烟气。所以在较高负荷下水冷低氮型壁挂炉CO排放浓度较高的原因是火焰中二次空气补充不足，产生了局部不完全燃烧。在额定负荷附近，水冷低氮型壁挂炉和常规壁挂炉拥有相近的过剩空气系数。

水冷低氮型燃烧器火焰图像见图5，从图5中可以看出，由于α′>1且无二次空气补充，水冷低氮型燃烧器的火焰没有外焰，仅有一层蓝色内焰，并且火焰高度很矮，只有不到2 cm。此外可以看出，水冷低氮型燃烧器的火孔面积大，火焰面大且分布均匀，所以有效增强了燃烧器的辐射换热能力。从火焰图像可以看出，分布均匀高度较矮的火焰减少了局部高温，也缩短了烟气在高温区的停留时间，是水冷低氮型燃烧器低NOx排放的原因之一。

图5 水冷低氮型燃烧器火焰图像

燃烧器表面温度可以侧面反映出燃烧器腔体内混合气的预热情况以及火焰温度情况。三组实验的燃烧器表面各测点温度见图6。通过燃烧器表面温度反映出的混合气预热和火焰温度情况也可以分析出燃烧器烟气排放浓度的变化规律。

图6 三组实验的燃烧器表面各测点温度

可以看出水冷低氮型燃烧器的表面各测点温度约在100 ℃，而常规燃烧器表面温度则约在200～300 ℃。结合烟气排放和表面温度情况发现，无水冷管路时水冷低氮型燃烧器的NOx排放浓度较高而CO浓度较低，燃烧器表面温度较高，说明无水冷管路的火焰温度高于有水冷管路情况。

由此可以推断，水冷低氮型燃烧器中水冷管路降低NOx排放浓度的原因是水冷管路有效降低了火焰温度及燃烧器表面温度，并使得燃烧器表面对腔体内混合气的预热作用大大减弱，抑制了NOx的生成。

在无水冷情况下，当燃烧器输入负荷低于18 kW时，燃烧器腔体中产生了周期性的轰鸣声，无水冷情况下的水冷低氮型燃烧器发生了回火现象。回火使得全预混混合气直接在腔体内爆燃，迅速地提升了燃烧器表面温度，这也是图4中无水冷情况下燃烧器负荷低于18 kW后CO和NOx排放浓度急速升高的主要原因。

3 结 论

本文通过理论计算和实验测试相结合的方式，总结出水冷低氮型燃烧器的低NOx排放机理如下：

(1)参考现有外型结构，对水冷低氮型燃烧器关键尺寸进行了重新设计计算，得到了一款符合设计要求的燃烧器用于实验研究。此燃烧器理论一次空气系数为1.4，在额定工况下形成了稳定的完全预混式燃烧，燃烧器性能优异，壁挂炉整机污染物排放量较低。

(2)完全预混式燃烧形式使得水冷低氮型燃烧器火焰高度较矮、面积大且分布均匀，有利于减少局部高温，有利于缩短烟气在高温区的停留时间，从而抑制了NOx的生成。

(3)水冷低氮型燃烧器中的水冷管路可以有效起到防止回火的作用，并且辅助降低了水冷低氮型燃烧器的火焰温度，起到了降低NOx排放浓度的作用。

虽然此款水冷低氮型燃烧器可以大幅降低整机烟气中的NOx排放浓度，但是由于在额定情况下存在二次空气补充不足的缺点，使得CO排放浓度也略高于常规壁挂炉，所以对水冷低氮型燃烧器燃烧性能的进一步优化仍有待研究。