楊天南，游濱川，楊家龍，李沛澤，劉 瀟

(1. 海裝沈陽(yáng)局駐沈陽(yáng)地區(qū)第二軍事代表室， 沈陽(yáng) 110043；2. 哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

高爐煤氣屬于低熱值氣體燃料，是重要的二次能源，我國(guó)每年大約有20%的高爐煤氣約900萬(wàn)噸無(wú)法燃燒而直接排放掉[1-2]。因此，高爐煤氣在我國(guó)的直接利用率不高，它的主要可燃成分是CO、CO2和H2，其中H2僅占1%～4%，不可燃成分主要有N2和CO2，占比約為16%～19%和58%～60%。因此，高爐煤氣中H2含量較低，導(dǎo)致其點(diǎn)火困難，燃燒不穩(wěn)定，尤其在燃?xì)廨啓C(jī)低工況時(shí)易出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定，燃燒不完全熄火現(xiàn)象。高爐煤氣中CO屬于有毒氣體，直接排放到周?chē)h(huán)境中會(huì)污染環(huán)境并浪費(fèi)這種二次能源[3]。

為了有效地解決上述問(wèn)題，有必要引入等離子體點(diǎn)火助燃技術(shù)。一方面，等離子體中因外界施加能量而產(chǎn)生大量的高能電子，高能電子與中性粒子的碰撞反應(yīng)會(huì)產(chǎn)生離子、自由基團(tuán)等活性粒子。這對(duì)于傳統(tǒng)燃燒提供一些新的反應(yīng)途徑來(lái)增強(qiáng)燃燒的一些特性，如點(diǎn)火延遲時(shí)間、燃燒穩(wěn)定性等。另一方面，由于等離子體產(chǎn)生時(shí)間尺度非常小，一般為毫秒或者納秒尺度，這將導(dǎo)致放電時(shí)的能量釋放較為集中，在放電瞬間的溫度與壓力的急劇上升會(huì)增加空氣與高爐煤氣燃料的摻混，對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室內(nèi)的流場(chǎng)也會(huì)施加強(qiáng)力的擾動(dòng)[4]。

Kosarev等[5]對(duì)納秒脈沖放電點(diǎn)火在高壓條件下進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)研究，研究結(jié)果證明：等離子體中氧原子是影響點(diǎn)火延遲時(shí)間的重要活性粒子。Sun等[6]建立了包含納秒脈沖點(diǎn)火器與逆流燃燒器的非平衡等離子體強(qiáng)化燃燒系統(tǒng)，以研究等離子體強(qiáng)化燃燒機(jī)理，并將研究結(jié)果總結(jié)為化學(xué)輸運(yùn)強(qiáng)化、熱力學(xué)強(qiáng)化和化學(xué)動(dòng)力學(xué)強(qiáng)化。Starikovskiy等[7]將等離子體助燃的作用機(jī)理分為熱效應(yīng)和非熱效應(yīng)兩種，也就是熱力學(xué)強(qiáng)化與輸運(yùn)強(qiáng)化，研究表明，這兩種助燃效應(yīng)可以單獨(dú)或者共同作用與燃燒反應(yīng)過(guò)程。Ju等[8]首先討論了等離子體化學(xué)的動(dòng)力學(xué)途徑以增強(qiáng)低溫燃料燃燒?；邳c(diǎn)火和熄火S曲線(xiàn),分析了等離子體化學(xué)對(duì)低溫條件下燃料氧化途徑的影響,大大提高了點(diǎn)火可靠性和火焰穩(wěn)定性。劉燕燕[9]耦合了流體力學(xué)基本流動(dòng)方程、麥克斯韋方程、增加洛倫茲力項(xiàng)、電場(chǎng)源項(xiàng)來(lái)模擬等離子體的流動(dòng)特征，結(jié)果表明：在點(diǎn)火器工作溫度范圍內(nèi)，射流區(qū)域內(nèi)的高溫空氣電離產(chǎn)生的氧原子成分有助燃作用。

綜上所述，等離子體可以改善燃燒不穩(wěn)定，這對(duì)于低熱值燃料高爐煤氣燃燒十分重要，等離子體中活性粒子的濃度不同對(duì)助燃效果的影響有顯著差異。本文基于等離子體中活性粒子氧原子對(duì)高爐煤氣燃燒室的燃燒流場(chǎng)的影響進(jìn)行數(shù)值模擬研究，對(duì)比分析不同濃度的活性粒子對(duì)燃燒流場(chǎng)溫度、速度和燃燒效率的影響，并分析其影響機(jī)理。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 燃燒模型

工程應(yīng)用與數(shù)值模擬中常用EDC、ED和非預(yù)混PDF模型等燃燒模型來(lái)模擬燃料燃燒反應(yīng)[10]，其中EDC模型中包含詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，這可以很好地模擬燃燒室熱態(tài)場(chǎng)的流場(chǎng)特性與燃燒反應(yīng)過(guò)程[11]。因此,本文選用EDC模型來(lái)研究等離子體助燃對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的熱態(tài)場(chǎng)影響規(guī)律。

EDC模型認(rèn)為化學(xué)反應(yīng)只發(fā)生在細(xì)微結(jié)構(gòu)中，細(xì)微結(jié)構(gòu)的容積比率為ε*，在經(jīng)過(guò)一個(gè)時(shí)間尺度τ*開(kāi)始反應(yīng)。

(1)

式中：Cε=2.137 7，Cτ=0.408 2，υ為運(yùn)動(dòng)粘性系數(shù)。

化學(xué)反應(yīng)速率按照Arrihenius公式計(jì)算[12]。Arrihenius公式：

(2)

式中：kf,r為反應(yīng)速率常數(shù)；Ar為指數(shù)前因子；βr為溫度指數(shù)；Er為反應(yīng)活化能，J/kmol；R為氣體常數(shù)，J/(kmol·K)。

1.2 湍流模型方程

由于湍流粘性應(yīng)力項(xiàng)的引入導(dǎo)致方程不能封閉，因此，引入湍流模型來(lái)確保方程封閉。Realizable k-ε模型在標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型基礎(chǔ)上為湍流耗散率添加了新的傳輸方程，在研究強(qiáng)湍流流動(dòng)時(shí)，Realizable k-ε更能反映真實(shí)的流動(dòng)情況[13]，因此本文選用Realizable k-ε模型。其方程如下:

(3)

(4)

2 計(jì)算模型與邊界條件

2.1 計(jì)算模型

如圖1(a)所示，本文的物理模型是某燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室，燃料采用高爐煤氣，該燃燒室是單筒逆流式的燃燒室[14]。燃燒室總體長(zhǎng)度約為574 mm，燃燒室徑向長(zhǎng)度約為242 mm?？諝庋趸瘎┩ㄟ^(guò)入口進(jìn)入到燃燒室外機(jī)匣內(nèi)，后經(jīng)過(guò)旋流器進(jìn)氣孔、主燃孔、冷卻孔和摻混孔等進(jìn)入到燃燒室火焰筒中與高爐煤氣燃料進(jìn)行摻混燃燒。如圖1(b)所示，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，計(jì)算收斂精度達(dá)到10-5，分別繪制了237萬(wàn)、408萬(wàn)、626萬(wàn)三種網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行數(shù)值模擬。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量大于408萬(wàn)時(shí)，燃燒室內(nèi)中軸線(xiàn)上的速度與溫度變化差距較小,這說(shuō)明數(shù)值模擬的結(jié)果已經(jīng)與網(wǎng)格數(shù)量無(wú)關(guān)。在現(xiàn)有計(jì)算能力的要求下，本文數(shù)值模擬采用的網(wǎng)格數(shù)量為408萬(wàn)。

(a) 幾何結(jié)構(gòu)

(b) 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證圖1 高爐煤氣燃燒室

2.2 邊界條件

入口空氣流量為0.98 kg/s，溫度為430 K，壓力為3.131 MPa。燃料組分摩爾分?jǐn)?shù)由某鋼鐵廠提供的高爐煤氣成分表，如表1所示，高爐煤氣質(zhì)量流量0.12 kg/s。壁面邊界條件應(yīng)用絕熱無(wú)滑移壁面。

表1 高爐煤氣燃料組分(摩爾分?jǐn)?shù))

圖2為高爐煤氣的空氣預(yù)混層流火焰速度的實(shí)驗(yàn)值和Chemkin計(jì)算值的對(duì)比。其中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)取自翁武斌[15]等人采用熱流量法測(cè)得，模擬計(jì)算采用了GRI-mech 3.0 機(jī)理、USC 機(jī)理[16]和Davis機(jī)理[17]三種機(jī)理。其中，GRI-mech3.0機(jī)理包含325 個(gè)基元反應(yīng)和53 種組分，USC機(jī)理包含784 個(gè)基元反應(yīng)和111 種組分，Davis機(jī)理包含了30 個(gè)基元反應(yīng)和14 種組分。

注：柱狀圖為模擬值與實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)誤差圖2 高爐煤氣機(jī)理驗(yàn)證

可以看出，隨著當(dāng)量比由0.7 到2.1，三種機(jī)理模型都可以較好地模擬出低熱值燃料層流火焰速度的變化趨勢(shì)，且模擬值與實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)誤差在8.4%以?xún)?nèi)。其中GRI-mech3.0機(jī)理的平均相對(duì)誤差最小在3.1%，這是由于GRI-mech3.0機(jī)理所包含的物種與基元反應(yīng)最多，對(duì)反應(yīng)過(guò)程的描述就更為準(zhǔn)確，因此，本文采用GRI3.0機(jī)理進(jìn)行模擬。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 燃燒室熱態(tài)場(chǎng)分析

從圖3(a)可知，燃燒室頭部均有一個(gè)穩(wěn)定的對(duì)稱(chēng)回流區(qū)，可以看出，空氣從機(jī)匣上的主燃孔進(jìn)入火焰筒時(shí)，對(duì)燃料噴嘴出來(lái)的旋流高爐煤氣有強(qiáng)烈的截流作用，從而形成回流區(qū)。回流區(qū)的存在對(duì)高爐煤氣的穩(wěn)定燃燒有重要作用[16]。

燃燒室頭部的回流區(qū)氣流結(jié)構(gòu)增加了高爐煤氣在燃燒室內(nèi)的停留時(shí)間，提高了高爐煤氣燃燒的穩(wěn)定性。由圖3(b)可知，在燃燒室的頭部燃料噴嘴附近形成高溫區(qū)，在主燃孔后有少部分的高溫區(qū)，高溫區(qū)內(nèi)最高溫度達(dá)到1 712 K，隨著主燃孔、冷卻孔和摻混孔等空氣的進(jìn)入，接近燃燒室出口，燃燒室內(nèi)溫度逐漸降低至1 200 K。

(a) 速度流線(xiàn)圖

(b) 溫度云圖圖3 高爐煤氣燃燒室熱態(tài)場(chǎng)

圖4(a)為高爐煤氣燃料中可燃成分CO的云圖分布，可以看出，高爐煤氣燃料濃度呈U字形分布，高爐煤氣經(jīng)過(guò)旋流噴嘴噴出旋流進(jìn)入燃燒室，燃料氣向燃燒室壁面擴(kuò)散，中軸線(xiàn)附近較少，近壁兩側(cè)較多。高爐煤氣沿燃燒室徑向范圍分布越大，越利于形成回流區(qū)，但太大的徑向范圍易使燃燒室壁面溫度過(guò)高燒毀燃燒頭部。由圖4(b)可知，隨著燃燒室的軸向距離的增加，高爐煤氣可燃成分CO的徑向分布越來(lái)越均勻，這表明高爐煤氣在燃燒室中與空氣摻混更加充分，更有利于燃燒室組織高爐煤氣的燃燒。

(a) CO摩爾分?jǐn)?shù)分布云圖

(b) CO截線(xiàn)摩爾分?jǐn)?shù)分布圖4 燃燒室CO分布圖

3.2 等離子體助燃特性研究

本文的等離子體助燃實(shí)質(zhì)是在空氣進(jìn)入燃燒室之前通過(guò)等離子發(fā)生器對(duì)其進(jìn)行放電[18]，從而產(chǎn)生大量的具有化學(xué)活性的粒子，這些粒子會(huì)對(duì)流場(chǎng)產(chǎn)生擾動(dòng)，提高燃燒化學(xué)反應(yīng)速率，增強(qiáng)燃燒的穩(wěn)定性。Starikovskiy[19]的研究結(jié)果表明等離子體中活性粒子氧原子的摩爾分?jǐn)?shù)在1%左右。

因此本文在模擬等離子體助燃的過(guò)程中，在空氣進(jìn)口增加0.5%，1%，1.5%，2%的活性粒子氧原子(圖中用O表示)四種邊界條件來(lái)探究不同濃度的活性粒子助燃高爐煤氣燃燒室特性。如圖5所示，等離子體中的氧原子隨著主燃孔、冷卻孔和摻混孔的空氣進(jìn)入到燃燒室火焰筒進(jìn)行助燃。

圖5 助燃氧原子進(jìn)入燃燒室示意圖

3.2.1 溫度分布

如圖6所示，在燃燒室內(nèi)頭部燃料噴嘴后回流區(qū)內(nèi)的燃燒劇烈形成高溫區(qū)，并且在主燃孔后部有少量的燃燒劇烈區(qū)域，在等離子體助燃條件下，燃燒室頭部的高溫區(qū)體積增大，逐漸向燃燒室出口方向增長(zhǎng)，這表明等離子體活性粒子的加入使高爐煤氣燃燒的更加充分，燃燒釋放出更多熱能，火焰筒內(nèi)部的組織燃燒過(guò)程朝著有利的方向發(fā)展。如圖6(e)所示，可以看出，隨著活性粒子的增加，主燃孔后的高溫區(qū)逐漸增大，在火焰筒中部匯合，最后影響到燃燒室出口，燃燒室出口最高溫度存在1 300～1 400 K，過(guò)高的燃燒室出口溫度對(duì)于燃燒室后的渦輪使用壽命有著重大損害，為避免這種情況發(fā)生，應(yīng)增大火焰筒上的摻混孔與冷卻孔的孔徑，增大空氣流量以降低燃燒室的出口溫度，為燃?xì)廨啓C(jī)渦輪提供較好的工作環(huán)境。

(a) O=0%

(b) O=0.5%

(c) O=1%

(d) O=1.5%

(e) O=2%圖6 燃燒室子午面溫度分布

圖7為等離子體助燃條件下的火焰筒中軸線(xiàn)溫度分布，不同濃度的等離子活性粒子條件下的燃燒室頭部的高溫區(qū)位置不變。隨著助燃原子的加入，高溫區(qū)后移，與無(wú)等離子體助燃相比，采用等離子體助燃高爐煤氣燃燒室的燃料噴嘴更加安全，不易出現(xiàn)回火導(dǎo)致燃料噴嘴被燒蝕現(xiàn)象。五種濃度的等離子活性粒子工況下的燃燒室中軸線(xiàn)上的平均溫度分別為1 002.09 K，1 050.80 K，1 091.19 K，1 122.08 K，1 146.47 K，結(jié)論同燃燒室云圖吻合。隨著等離子活性粒子濃度的增加，燃燒室中軸線(xiàn)上的平均溫度呈增加趨勢(shì)，但不同工況之間的相對(duì)增量逐漸減少，這意味著等離子活性粒子濃度的逐漸增加，活性粒子對(duì)高爐煤氣的助燃效果逐漸降低。

圖7 燃燒室中軸線(xiàn)溫度分布

3.2.2 速度分布

圖8是高爐煤氣燃燒室內(nèi)的速度分布。對(duì)比結(jié)果圖可以發(fā)現(xiàn)，一方面，隨著等離子活性粒子濃度的增加，高爐煤氣燃燒室內(nèi)的速度最大值由傳統(tǒng)燃燒室的43 m/s增大到72 m/s，且燃燒室火焰筒內(nèi)的回

(a) O=0%

(b) O=0.5%

(c) O=1%

(d) O=1.5%

(e) O=2%圖8 燃燒室內(nèi)速度分布

流區(qū)速度更加均勻，燃燒室頭部的回流區(qū)隨著活性粒子濃度的增加，速度逐漸增大，且空氣進(jìn)入燃燒室火焰筒上的主燃孔、摻混孔、冷卻孔的氣流速度也逐漸增大，這表明等離子活性粒子的加入使高爐煤氣燃燒室內(nèi)的速度流場(chǎng)產(chǎn)生影響，增加了空氣進(jìn)入燃燒室火焰筒的氣流速度，提高了高爐煤氣燃燒室內(nèi)的燃燒效率。另一方面，傳統(tǒng)燃燒室出口附近存在很大的速度梯度，而等離子體輔助燃燒的空氣動(dòng)力學(xué)效應(yīng)可以使燃燒室出口的速度分布更均勻，這有利于改善燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室與其他部件之間的匹配。

3.2.3 燃燒效率

燃燒效率是直接體現(xiàn)燃燒室對(duì)燃料化學(xué)能的轉(zhuǎn)換效率，是考察燃燒室性能的關(guān)鍵指標(biāo)之一，其定義為[20]:

(5)

表2為進(jìn)口空氣無(wú)活性粒子與增加0.5%，1%，1.5%，2%的活性粒子五種工況下的燃燒效率對(duì)比，我們可以看出，在目前燃燒室結(jié)構(gòu)和流場(chǎng)組織情況下，燃料的燃燒效率均較高。五種情況下所得燃燒效率均在95%以上，隨著助燃原子的加入，燃燒室出口平均溫度增加，燃燒效率逐漸增加。

表2 五種工況下燃燒效率對(duì)比

4 結(jié)論

本章基于Fluent軟件,利用真實(shí)燃燒室模型對(duì)等離子體助燃低熱值燃料進(jìn)行數(shù)值模擬，通過(guò)對(duì)燃燒室溫度分布、速度分布、燃燒效率的分析，研究等離子體對(duì)低熱值燃料的助燃特性。通過(guò)對(duì)比分析可以得到如下結(jié)論:

(1) 燃燒室內(nèi)高爐煤氣燃料濃度呈U字形分布。高爐煤氣沿燃燒室徑向范圍分布越大，越有利于形成回流區(qū)，但太大的徑向范圍易使燃燒室壁面溫度過(guò)高燒毀燃燒頭部。在燃燒室的頭部燃料噴嘴附近形成高溫區(qū)，在主燃孔后有少部分的高溫區(qū)。

(2) 通過(guò)在空氣入口加入等離子活性粒子氧原子來(lái)模擬等離子體助燃效果，隨著活性粒子的加入，高爐煤氣燃燒室頭部高溫區(qū)范圍增大，火焰筒內(nèi)的回流區(qū)速度更加均勻，燃燒效率由97.38%增加到99.65%?；钚粤Ｗ訚舛仍礁?，等離子助燃高爐煤氣燃料燃燒強(qiáng)化效果會(huì)逐漸減弱。