用于可燃伴生气的同轴-旋流燃烧器设计与仿真

李 云，樊梦芳，刘亮德

（中国石油工程建设有限公司华北分公司，河北任丘062550）

地热能在开采时按照其储存介质不同大体可分为水热型和岩热型两种[1-2]。其中开采水热型地热能时往往会出现伴生气，在我国，伴生气主要由氮气，甲烷和二氧化碳组成，另含有少量其他可燃气体和稀有气体[3]。若伴生气不予以处理便直接排放，一是会加重温室效应；二是在排放时如果出现甲烷聚集现象，会引起爆炸，存在巨大的安全隐患[4]；三是未能利用可燃气的热值，造成了能量浪费。因此，如何合理利用伴生气中的可燃性气体成为地热能开发技术中的关键问题。

为了让伴生气能够得到合理利用，达到节能减排的效果，赵忠等人[4]设计了简易分离器，将地热水和伴生气分离，发现仅气水分离后，整个换热系统的换热效率便得以提升。MORIDIS 和PANG 等人[5-6]通过仿真和实验研究发现，在开采地热能的过程中采用回灌热水的方法（热刺激法）能够有效提高热采率，但是LUI Y 等[7]在研究中指出，目前制约热刺激法的关键问题是实现经济性，即找到廉价且稳定的热源[7]，而含有较高浓度甲烷的地热水伴生气就是一种廉价且稳定的热源，如何将其稳定燃烧，释放其热能是目前亟待解决的难题。

前文指出，地热伴生气中主要可燃气体为甲烷，针对甲烷燃料在工业中的燃烧利用问题，张晓宇等[8]设计了一种同轴喷嘴点火器，工质为纯甲烷和空气，该设备有结构紧凑，点火范围较宽的优点。ZHU Y 等[9]设计了一种多个燃料喷嘴搭配旋流片的燃烧器，工质为降低了甲烷浓度的天然气（甲烷浓度82.89%），该燃烧器能够产生稳定且均匀的低温火焰并长时间运行。由此可知，同轴喷嘴构型能够很好的简化结构，旋流叶片的加入可以强化燃料与氧化剂的掺混[10]，扩大着火区间。

综上所述，将同轴喷嘴与旋流叶片相结合，设计一种同轴-旋流燃烧器能够实现对地热水伴生气的合理利用，释放其热值，达到节能减排的效果。同时，为了提高经济性，采用空气作为氧化剂。由于伴生气中甲烷的浓度，流量等参数并不稳定，所以本文基于上述设计方案，采用数值仿真的方法模拟实际情况中的参数变化，分析其对燃烧稳定性和污染物生成的影响，旨在为后续工程应用提供理论指导。

1 研究对象与物理模型

同轴-旋流燃烧器主要由燃料喷嘴、空气喷嘴和燃烧室构成。图1 给出了燃烧器喷嘴的结构示意图，其中，空气喷嘴由两个部分构成：一个是与燃料喷嘴较近，与其喷嘴外壁组合而成的同轴环缝，环缝间距0.5 mm；另一个是离燃料喷嘴较远的旋流喷嘴，其螺旋角为45°，共12 道，切割面为1.6 mm×1.6 mm 的矩形。燃料喷嘴直径1.1 mm，共4 个，沿轴向均匀分布。

图1 同轴-旋流燃烧器喷嘴结构示意图

伴生气作为燃烧器的燃料，其甲烷体积浓度为50%~60%，其余为氮气，流量为5 m3/h，为保证可燃气完全燃烧，设计燃烧器当量比为0.9。以甲烷浓度为50%设计燃烧器喷嘴结构，然后保持构型和其他运行参数不变，通过调节甲烷浓度和流量的变化，分析其对燃烧器工作性能和污染物生成量的影响。

根据燃烧器构型，建立流体计算域，采用polyhexcore 混合结构网格，对点火区、核心反应区及旋流喷嘴区域进行了局部加密和平稳过渡，如图2 所示。

图2 物理模型与网格划分示意图

2 计算方法与网格无关性验证

采用CFD 对燃烧器的工作过程进行仿真计算，采用适合于旋流燃烧的Realizablek-ε 湍流模型[11]；化学反应方面，采用公认为基准的甲烷Gri Mech 3.0多步反应机理[12]和非预混燃烧模型。数值模拟方法验证在文献[13]中有详细说明，这里不再赘述。

设定燃料供气压力为305 221.70 Pa，空气供气压力为294 781.81 Pa，以达到所需要的速度和燃烧室压力，本文所用的其余主要边界条件见表1，设计下列工况的目的详见下一节。

表1 主要边界条件设置

为在确保结果正确的同时节省计算资源，共绘制了三套网格，其网格数量分别是96 万（Coarse），510 万（Medium）和740 万（Dense），用于网格无关性验证。在计算收敛后，对比燃烧室中心线的总温和总压（见图3）发现，Medium 和Dense 的结果吻合较好，Coarse 的结果与另两个差别较大，故采用Medium 尺寸的网格进行后续计算。

图3 网格无关性验证结果图

3 结果与讨论

为了更接近实际情况，分别分析了甲烷浓度变化（工况1~ 3），燃气总流量降低为4.5 m3/h，即降低燃烧器功率（工况4）和构型变化（工况5）对燃烧产生的影响。

3.1 甲烷浓度对火焰结构的影响

图4 给出了工况1~ 3 的OH 摩尔分数云图，由于OH 的分布能够很好地反映火焰结构，因此可以看出，工况1 的火焰结构整体较为对称，随着甲烷浓度的上升，火焰面开始逐渐收缩，并在尾部开始变得不对称。产生这种情况的原因主要有以下两点：

图4 工况1~3 的OH 摩尔分数云图

（1）随着甲烷浓度上升，燃气的平均摩尔质量会降低，在其他条件不变的情况下，根据下列气体动力学公式[14]可知，燃气出口的速度会小幅度升高，这会在一定程度上改变点火区域的流场结构。

（2）为了恒定燃烧器的当量比，当甲烷浓度升高时，空气流量也会随之升高，但是，环缝与旋流喷嘴的尺寸并未发生变化，所以此时空气可能会发生节流，其流场结构相比设计流场结构存在较大的差异；使火焰结构变得不对称。

3.2 燃气流量对火焰结构的影响

图5 给出了工况4 的OH 摩尔分数云图，对比图4 可发现工况4 的火焰结构与工况1 相似，其火焰的对称度明显高于工况2~3，这是由于燃气流量降低，空气流量也随之降低，且空气喷嘴不会发生节流，旋流喷嘴喷出的空气对火焰结构影响程度明显低于工况2 和工况3，由此说明，引起火焰结构不对称的主要因素来自空气旋流喷嘴喷出空气量的大小。

图5 工况4 的OH 摩尔分数云图

3.3 构型对火焰结构的影响

已有文献表明，部分预混结构能够有效降低甲烷燃烧过程中NOx的产生[15]，因此，本文设计了一种部分预混的喷嘴构型（见图6），预混喷嘴共4 个，周向均布；除构型外，其余参数与工况1 相同，构成工况5，用于分析构型对火焰结构的影响。

图6 预混喷嘴构型剖视图

图7 给出了工况5 的OH 摩尔分数云图，从中可看出该构型的火焰结构与另外四种构型明显不同，并且在计算过程中发现该构型的火焰结构不稳定。为分析其原因，图8 给出了工况1 和工况5 的喷嘴局部温度与流线云图。

图7 工况5 的OH 摩尔分数云图

图8 工况1 和5 的喷嘴局部温度与流线云图

可以发现预混喷嘴构型的空气环缝内流道因为涡流的形成，产生了局部高温区，并严重影响了下游稳焰区域的形成，导致该构型的火焰结构不稳定。

此外，对比图7 与图4（a）燃烧室上游的OH 分布情况可发现，预混喷嘴OH 分布面积明显小于非预混构型。笔者分别对比了两个构型空气环缝和旋流喷嘴的质量流量（见表2），可以看出，预混构型由于燃料进入环缝中，导致环缝处空气质量流量骤减，大量空气只能从旋流喷嘴喷出，从而压缩了前端火焰的发展，这是引起工况5 与工况1 火焰结构不同的主要原因。

表2 两种工况空气喷嘴流量（g/s）

3.4 燃烧效率与NOx 的产生

本文为简化模型，设定空气仅由摩尔分数为21%的O2与79%的N2组成。通过对燃烧室出口CO2、NO 和NO2的监测，可以得到该燃烧器的燃烧效率φ 和NOx生成量，其燃烧效率φ 的计算公式如下：

图9 给出了所有工况下该燃烧器的燃烧效率与NOx的生成量。总的来看，该燃烧器在工况变化的条件下，燃烧效率能够达到86%以上，其效率较高。此外，对比工况1~3 可知，随着甲烷浓度逐渐升高，燃烧效率逐渐降低，NOx生成量逐渐升高；降低燃烧器功率能够减小NOx的生成，且对燃烧效率影响较小；部分预混结构虽然能够一定程度降低NOx的生成，但是同时也会降低燃烧器的燃烧效率。

图9 不同工况的燃烧效率和NOx 产量对比图

4 结论

本文针对如何合理利用开采水热型地热能产生的可燃伴生气，设计了一款同轴-旋流燃烧器，通过改变甲烷浓度，燃气流量和喷嘴构型对该燃烧器的性能进行了分析，结论如下：

（1）旋流喷嘴喷出的空气会对火焰结构产生显著的影响，虽然一定程度的旋流能够强化掺混，但若旋流喷嘴处流量过大可能会使得火焰结构不稳定。

（2）在本文的设计条件下，燃料中甲烷浓度与燃烧效率呈负相关，与NOx生成呈正相关。当流量低于设定工况时，会减少NOx生成且对燃烧效率影响较小。

（3）局部预混结构能够一定程度降低NOx的生成，但是会明显降低环缝处空气的流量，使得大量空气从旋流喷嘴喷出，导致火焰结构不稳定；此外后续设计中应避免预混区产生涡流，以降低预混结构对着火稳焰区的影响。