侯彬，范愛(ài)武

(華中科技大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，湖北 武漢，430074)

天然氣(主要成分為甲烷)是一種清潔燃料，在工業(yè)領(lǐng)域和家用燃?xì)庠罘矫娴玫搅藦V泛的應(yīng)用。在完全燃燒的情況下，其主要燃燒產(chǎn)物是CO2和水蒸氣。而氫氣的燃燒產(chǎn)物主要為水蒸氣，是最環(huán)保的能源[1-2]，其與天然氣混合作為家用燃?xì)?，可以減少二氧化碳排放[3-4]，助力我國(guó)實(shí)現(xiàn)碳達(dá)峰和碳中和。JONES等[5]指出，在不改變?cè)O(shè)備和保證安全的前提下，家用天然氣中可摻入體積分?jǐn)?shù)為30%的氫氣。此外，甲烷摻氫不僅能夠增強(qiáng)火焰穩(wěn)定性[6-10]，提高層流燃燒速度[11-14]，而且可實(shí)現(xiàn)降低NOx和CO 排放[15-19]。大氣式燃?xì)庠畹膱A形火孔直徑一般為1～3 mm，由引射器提供一次空氣，因此，其火焰實(shí)際上是自由空間內(nèi)的部分預(yù)混燃燒的微管射流火焰。微機(jī)電系統(tǒng)的快速發(fā)展使其對(duì)高功率密度的緊湊型動(dòng)力裝置提出了更高的需求。由于氣體和液體燃料具有很高的能量密度，微小尺度燃燒受到了廣泛的關(guān)注[20-21]。許多學(xué)者研究了微尺度射流擴(kuò)散火焰，例如，MATTA等[22]對(duì)丙烷擴(kuò)散燃燒的熄火極限和吹熄極限進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并建立了預(yù)測(cè)吹熄極限的理論模型；CHENG等[23]對(duì)氫氣和甲烷的擴(kuò)散燃燒特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究；LI等[24]采用微噴嘴陣列對(duì)氫氣擴(kuò)散燃燒和熱釋放特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和模擬研究，發(fā)現(xiàn)基于C1 機(jī)理[25-26]的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好，并確定了主要氧化反應(yīng)方程和熱釋放反應(yīng)方程；ZHAO等[27-28]研究了浮升力對(duì)微射流氫氣擴(kuò)散火焰的作用，發(fā)現(xiàn)考慮浮升力后可以卷吸更多的空氣，其熄火極限比無(wú)浮升力的情況更低，還探究了套管直徑對(duì)燃燒效率的影響；LI等[29-30]的研究表明，在低流速下噴管與火焰的換熱主要受火焰形狀的影響；GAO等[31]對(duì)甲烷摻氫微射流擴(kuò)散火焰的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)甲烷摻氫燃燒可加強(qiáng)熱量的再循環(huán)，提高射流擴(kuò)散火焰的穩(wěn)定性。

因此，甲烷摻氫燃燒不僅可以降低碳排放，促進(jìn)能源利用向綠色低碳轉(zhuǎn)型，而且可提高燃燒穩(wěn)定性，但以家用燃?xì)庠罨鹂诪閼?yīng)用背景的部分預(yù)混微管射流火焰的研究鮮有報(bào)道。為此，本文以燃?xì)庠顔蝹€(gè)圓形火孔為研究對(duì)象，考察甲烷摻氫比對(duì)微管射流火焰穩(wěn)燃極限的影響，并從摻氫的化學(xué)效應(yīng)和熱效應(yīng)2個(gè)方面進(jìn)行了理論分析，研究結(jié)果對(duì)使用天然氣摻氫混合燃料的燃?xì)庠钤O(shè)計(jì)和運(yùn)行具有指導(dǎo)意義。

1 數(shù)值方法

1.1 物理模型

以天然氣(主要成分為甲烷)為燃料的家用燃?xì)庠?，利用引射器獲得的一次空氣系數(shù)為0.60～0.65，對(duì)應(yīng)的燃料/空氣混合物的當(dāng)量比φ為1.5～1.7，然后從燃燒器上的火孔噴出，形成部分預(yù)混的射流火焰。而燃料完全燃燒所需的二次空氣主要通過(guò)2個(gè)渠道進(jìn)行補(bǔ)充：一是射流火焰對(duì)外界空氣產(chǎn)生的卷吸作用，二是外界空氣的自由擴(kuò)散。根據(jù)文獻(xiàn)[32]可知，為確保燃?xì)庠钍褂冒踩?，并防止火孔堵塞，其半徑?yīng)不小于1 mm，而火孔深度一般是直徑的2～3倍。

本文以家用燃?xì)庠顖A形火孔為研究對(duì)象，建立了二維軸對(duì)稱(chēng)物理模型，如圖1所示。選取微管半徑Rin=1.5 mm、壁厚δ=0.5 mm、高度h=9 mm。微管材料為不銹鋼，其導(dǎo)熱系數(shù)λs=16.27 W/(m·K)，表面發(fā)射率為0.65，計(jì)算域面積經(jīng)無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，最終取計(jì)算域高度H=600 mm，計(jì)算域半徑R= 60 mm。為了簡(jiǎn)單起見(jiàn)，用甲烷代替天然氣，并將所有工況下預(yù)混氣體混合物的當(dāng)量比固定為1.7。摻氫比的定義為混合燃?xì)庵袣錃獾哪柗謹(jǐn)?shù)與氫氣和甲烷摩爾分?jǐn)?shù)之和的比值。

圖1 物理模型示意圖Fig.1 Schematic of the physical model

本文選取β為0，5%，10%，15%，20%和25%。微管進(jìn)口設(shè)置為速度入口邊界，氣體混合物的進(jìn)氣溫度為300 K，其中，甲烷、氫氣、氧氣和氮?dú)獾臐舛雀鶕?jù)當(dāng)量比計(jì)算得到。環(huán)境溫度為 300 K，環(huán)境壓力為0.1 MPa，重力加速度為 9.8 m/s2。計(jì)算域的上面、下面和側(cè)面均設(shè)置為壓力出口邊界條件，沿微管軸線設(shè)置為軸對(duì)稱(chēng)邊界條件，微管與流體接觸面設(shè)置為耦合換熱邊界。

1.2 控制方程

由于微管內(nèi)徑比氣體平均自由程大很多，克努森數(shù)(Kn)遠(yuǎn)小于臨界值0.001，因此，流體滿足連續(xù)介質(zhì)假設(shè)，Navier-Stokes 方程仍適用于本研究[33]。本研究中最大進(jìn)氣速度為8.2 m/s，對(duì)應(yīng)的雷諾數(shù)為1 600，因此，采用層流模型，同時(shí)考慮重力作用。氣相控制方程如式(1)～(4)所示。

質(zhì)量守恒方程為

動(dòng)量守恒方程為

能量守恒方程為

組分守恒方程為

固相導(dǎo)熱方程為

式中：p，ρ和T分別為壓力、氣體密度和溫度；v為速度矢量；g為重力加速度矢量；Ji為組分i的擴(kuò)散通量矢量；I為單位張量；cp，μ和λ分別為氣體混合物的比熱容、動(dòng)力黏度和導(dǎo)熱系數(shù)；hi，wi和Yi分別為組分i的焓、生成率和質(zhì)量分?jǐn)?shù)；ρs，cs和λs分別為固體的密度、比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)。

1.3 計(jì)算方法

為節(jié)省計(jì)算資源，選擇由GRI 3.0 簡(jiǎn)化而來(lái)的DRM-19[34]機(jī)理，包含21 組分和84 步反應(yīng)，其精度已經(jīng)過(guò)廣泛驗(yàn)證[35-36]。數(shù)值模擬采用Fluent 2020的雙精度求解器進(jìn)行求解，壓力與速度之間的耦合選擇“Coupled”算法。組分運(yùn)輸選擇層流有限速率模型，輻射傳熱選用DO模型，氣體的吸收率計(jì)算采用WSGG(灰體加權(quán)和)模型，考慮燃燒產(chǎn)生的CO2和H2O等三原子氣體輻射傳熱的影響[37]。點(diǎn)火區(qū)域位于微管出口處，點(diǎn)火溫度設(shè)置為2 000 K。迭代計(jì)算過(guò)程中監(jiān)測(cè)微管出口火焰位置的溫度和OH摩爾分?jǐn)?shù)均值，當(dāng)連續(xù)性、能量和組分方程的殘差分別降到10-8，10-10和10-3以下時(shí)，認(rèn)為迭代達(dá)到收斂。

1.4 網(wǎng)格驗(yàn)證

為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，同時(shí)節(jié)省計(jì)算資源，微管及火焰區(qū)域設(shè)置細(xì)網(wǎng)格，在遠(yuǎn)離微管位置設(shè)置較粗網(wǎng)格。選取3 個(gè)數(shù)量(59 890，120 900和198 120)的網(wǎng)格系統(tǒng)進(jìn)行獨(dú)立性驗(yàn)證。圖2 所示為當(dāng)量比φ=1.7，進(jìn)氣速度v=0.5 m/s時(shí)純甲烷穩(wěn)定燃燒狀態(tài)下OH摩爾分?jǐn)?shù)沿中心線的分布曲線。由圖2 可見(jiàn)：當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量大于120 900 個(gè)時(shí)，網(wǎng)格數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響在1%以?xún)?nèi)。因此，下文的計(jì)算均選用數(shù)量為120 900的網(wǎng)格系統(tǒng)。

圖2 基于3種網(wǎng)格數(shù)量計(jì)算得到純甲烷燃燒時(shí)沿中心線的OH摩爾分?jǐn)?shù)分布Fig.2 Central line profiles of OH mole fraction obtained by three kinds of grid systems for methane flame

1.5 模型驗(yàn)證

LI等[29]采用甲烷進(jìn)行了射流擴(kuò)散火焰的實(shí)驗(yàn)，并驗(yàn)證了C1 機(jī)理[25]的計(jì)算結(jié)果。本文采用DRM-19 機(jī)理對(duì)v=5 m/s 的工況進(jìn)行了計(jì)算，并將OH 云圖與LI等[29]的實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，如圖3所示。從圖3可以看出：三者之間的差別較小，在可接受的誤差范圍內(nèi)，驗(yàn)證了本文所采用的計(jì)算方法與機(jī)理的可靠性。

圖3 v=5 m/s時(shí)的OH摩爾分?jǐn)?shù)分布Fig.3 Contours of OH mole fraction under v=5 m/s

2 仿真結(jié)果

圖4所示為β=25%時(shí)，不同速度下的OH摩爾分?jǐn)?shù)云圖，顯示火焰形狀和結(jié)構(gòu)隨進(jìn)氣速度v的變化。由圖4可見(jiàn)：在低速下，火焰非常小，可以預(yù)見(jiàn)在足夠低的進(jìn)氣速度下，火焰將發(fā)生熄滅，該速度稱(chēng)之為熄火極限。當(dāng)進(jìn)氣速度接近熄火極限時(shí)(v=0.07 m/s)，火焰近似呈橢圓形；當(dāng)v=0.10 m/s時(shí)，火焰變?yōu)榘肭蛐?；隨著進(jìn)氣速度增大，在拉伸作用下火焰下表面逐漸向上凸起。進(jìn)氣速度進(jìn)一步提高時(shí)，火焰變得細(xì)長(zhǎng)，且火焰尖端發(fā)生分裂。在足夠大的進(jìn)氣速度下，火焰最終將被吹熄，該速度被稱(chēng)為吹熄極限。

圖4 β=25%時(shí)不同進(jìn)氣速度下的OH摩爾分?jǐn)?shù)云圖Fig.4 Contours of OH mole fraction under different inlet velocities for β=25%

不同摻氫比下的火焰吹熄極限與熄火極限如圖5所示。從圖5可見(jiàn)：隨著摻氫比β增加，吹熄極限逐漸增大；當(dāng)β=25%時(shí)，吹熄極限與純甲烷相比提高了141%；純甲烷時(shí)，熄火極限為0.07 m/s；當(dāng)β=5%～15%時(shí)，熄火極限下降至0.06 m/s；當(dāng)β=20%～25%時(shí)，熄火極限進(jìn)一步減小為0.05 m/s。顯然，隨著摻比氫增大，穩(wěn)燃區(qū)間顯著拓寬，意味著燃燒穩(wěn)定性明顯增強(qiáng)。下面將分別分析摻氫對(duì)燃燒化學(xué)反應(yīng)的影響以及對(duì)火焰與管壁之間換熱的影響，從而厘清甲烷摻氫提高吹熄極限和降低熄火極限的機(jī)理。

圖5 吹熄極限和熄火極限隨摻氫比β的變化Fig.5 Variations of blow-off limit and extinction limit with the hydrogen addition ratio,β

3 摻氫比對(duì)燃燒反應(yīng)的影響

首先，計(jì)算不同摻氫比下混合燃料的比熱容、低位熱值和層流燃燒速率，如表1所示。其中，層流燃燒速度SL采用CHEMKIN 軟件計(jì)算得到。從表1可見(jiàn)，隨著摻氫比β增大，混合燃料的低位熱值逐漸降低，而層流燃燒速度逐漸增加。具體來(lái)說(shuō)，當(dāng)β=20%時(shí)，混合燃?xì)獾牡臀粺嶂当燃兗淄榈?.86%，但層流燃燒速度卻高出42.6%。這是因?yàn)闅錃獾牡臀粺嶂?～285 kJ/mol) 比甲烷的 (～890 kJ/mol)低，而氫氣的層流燃燒速度(210 cm/s)比甲烷(40 cm/s)大很多。

為了揭示摻氫對(duì)射流火焰熄火極限和吹熄極限的影響機(jī)理，選取純甲烷對(duì)應(yīng)的2個(gè)燃燒極限值即v=0.07 m/s和v=3.40 m/s 進(jìn)行分析。在這2 個(gè)速度下，幾種重要組分(OH，H，O2和CO)沿中心線的分布分別如圖6和圖7所示。從圖6(a)～圖6(c)可以看出：當(dāng)v=0.07 m/s，微管內(nèi)部(y＜9 mm)已經(jīng)產(chǎn)生了OH，H 和CO；與之相對(duì)應(yīng)，O2的摩爾分?jǐn)?shù)在管內(nèi)也下降，表明低速下化學(xué)反應(yīng)已經(jīng)提前在管內(nèi)發(fā)生，而且隨著摻氫比β增大，反應(yīng)發(fā)生越早。從圖7(a)～圖7(c)可以看出：當(dāng)v=3.40 m/s 時(shí)，微管內(nèi)沒(méi)有發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，但是，隨著摻氫比β增大，OH，H 和CO 的峰值和O2的波谷位置均向管口移動(dòng)，表明摻氫越多，層流燃燒速度越快(表1)。

圖6 v=0.07 m/s時(shí)重要組分沿中心線的變化Fig.6 Centerline variation of key components mole fractions under v=0.07 m/s

圖7 v=3.40 m/s時(shí)重要組分沿中心線變化趨勢(shì)Fig.7 Centerline variation of key components mole fractions under v=3.40 m/s

表1 φ=1.7時(shí)甲烷摻氫混合燃料的低位熱值和層流燃燒速度SLTable 1 Lower heat value and laminar burning velocity of CH4/H2 blended fuels under φ=1.7

從圖6 和圖7 還可以看出：在v=3.40 m/s 時(shí)，摻氫比對(duì)H和OH的影響比v=0.07 m/s時(shí)更為顯著，而且摻氫對(duì)這幾種組分峰值的影響是不同的。具體來(lái)說(shuō)，摻氫導(dǎo)致H的峰值增大，而CO的峰值減小。摻氫對(duì)OH 的影響則更加復(fù)雜，低速下使得OH的峰值略有減小，而高速下則顯著增大。更為有趣的是，高速下OH的分布曲線出現(xiàn)了雙峰現(xiàn)象(圖7(a))。為此，進(jìn)一步分析摻氫對(duì)幾個(gè)重要基元反應(yīng)的影響。

圖8和圖9所示分別為v=0.07 m/s和v=3.40 m/s時(shí)3 個(gè)重要基元反應(yīng)R-22(H+O2?OH+O)、R-50(OH+CO ?H+CO2)和R-80(HCO+H2O ?H+CO+H2O)的反應(yīng)速率沿中心線的分布。由圖8可見(jiàn)：在v=0.07 m/s 時(shí)，3 個(gè)基元反應(yīng)在管內(nèi)(y＜9 mm)已經(jīng)發(fā)生，而且其峰值位置隨著摻氫比增大向上游移動(dòng)，但是反應(yīng)速率的峰值逐漸減小。根據(jù)當(dāng)量比的定義可知，在當(dāng)量比一定時(shí)，摻氫比β越大，未燃?xì)怏w混合物中O2的摩爾分?jǐn)?shù)越低。由于火焰位于管口，外界O2不易擴(kuò)散至火焰上游。減小O2摩爾分?jǐn)?shù)導(dǎo)致R-22 的反應(yīng)速率降低。另一方面，摻氫導(dǎo)致CH4摩爾分?jǐn)?shù)減少，中間產(chǎn)物HCO 含量降低，降低R-80 的反應(yīng)速率。由于R-80 的產(chǎn)物CO和R-22 的產(chǎn)物OH 均減少，導(dǎo)致R-50 的反應(yīng)速率也隨之降低。

圖8 v=0.07 m/s時(shí)重要基元反應(yīng)的反應(yīng)速率沿中心線的分布Fig.8 Centerline variation of the reaction rates of key primitive reactions under v=0.07 m/s

從圖9 可見(jiàn)：在v=3.40 m/s 時(shí)，化學(xué)反應(yīng)沒(méi)有提前在微管內(nèi)發(fā)生；隨著摻氫比增大，基元反應(yīng)速率明顯增大。圖4顯示火焰鋒面在高速工況下發(fā)生彎曲，燃燒反應(yīng)區(qū)域被拉長(zhǎng)。由圖7(d)可知：在y=25 mm處(火焰鋒面上游)，周?chē)諝獗痪砦驍U(kuò)散至火焰內(nèi)部，3個(gè)摻氫比下的O2摩爾分?jǐn)?shù)差別很小。摻氫后燃燒反應(yīng)產(chǎn)生的H 自由基增加，導(dǎo)致R-22 明顯增強(qiáng)(圖9(a))，這與v=0.07 m/s 時(shí)是相反的。R-22 的增強(qiáng)促進(jìn)了反應(yīng)R-50 和R-80 的進(jìn)行。其中，出現(xiàn)一次峰是因?yàn)镽-22生成大量OH，與此同時(shí)，由于R-80反應(yīng)速率急劇增加，CO摩爾分?jǐn)?shù)處于峰值，從而促進(jìn)了反應(yīng)R-50。由于O2被R-22大量消耗，一次峰下游的R-22反應(yīng)速率減小，OH濃度下降。由于R-22 并沒(méi)有2 個(gè)峰值，所以，可以推測(cè)第2 個(gè)OH 峰值是火焰兩側(cè)區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生的OH不斷向中心區(qū)域擴(kuò)散造成的。隨著燃燒反應(yīng)不斷向下游推進(jìn)，火焰兩側(cè)產(chǎn)生的OH越來(lái)越少，中心線上的OH濃度又逐漸下降。

圖9 v=3.4 m/s時(shí)重要基元反應(yīng)的反應(yīng)速率沿中心線的分布Fig.9 Centerline variation of the reaction rates of key primitive reactions under v=3.4 m/s

總之，摻氫后在臨近熄火極限和吹熄極限時(shí)，反應(yīng)產(chǎn)生的H 濃度均升高，但臨近熄火極限時(shí)，摻氫后燃料攜帶的O2含量降低，對(duì)主反應(yīng)產(chǎn)生了抑制作用；而臨近吹熄極限時(shí)，由于外部空間O2被卷吸和擴(kuò)散，削弱了預(yù)混氣體中O2含量差別帶來(lái)的影響，導(dǎo)致?lián)綒浔容^大的工況下燃燒反應(yīng)速率增強(qiáng)。

4 氣-固換熱對(duì)燃燒極限的影響

研究表明，火焰與未燃預(yù)混氣之間的熱循環(huán)效應(yīng)對(duì)微小尺度燃燒的火焰穩(wěn)定性有著重要的影響[31,38]。具體來(lái)說(shuō)，熱循環(huán)效應(yīng)需要通過(guò)2個(gè)環(huán)境來(lái)實(shí)現(xiàn)，首先是火焰與燃燒器壁面之間的換熱，然后是燃燒器壁面與未燃預(yù)混氣之間的換熱。圖10 和圖11 所示分別是v=0.07 m/s和v=3.40 m/s，β分別為0，15%和25%時(shí)，對(duì)應(yīng)的熱釋放率(HRR)云圖。由圖10 可見(jiàn)，當(dāng)v=0.07 m/s 時(shí)，隨著β增大，反應(yīng)區(qū)逐漸向管內(nèi)移動(dòng)。而圖11 顯示，當(dāng)v=3.40 m/s時(shí)，火焰根部與管口之間的距離(抬升距離S)隨β增大而減小。

圖10 v=0.07 m/s時(shí)不同摻氫比下的熱釋放率云圖Fig.10 Contours of heat release rate under v=0.07 m/s for different hydrogen addition ratios

圖11 v=3.4 m/s時(shí)不同摻氫比下的熱釋放率云圖Fig.11 Contours of heat release rate under v=3.4 m/s for different hydrogen addition ratios

圖12 給出了v=0.07 m/s 和3.40 m/s，β分別為0，15%和25%時(shí)對(duì)應(yīng)的微管內(nèi)壁面溫度分布。從圖12 可以看出：隨著摻氫比β增大，火焰向上游移動(dòng)，增強(qiáng)了火焰與管壁之間的換熱，導(dǎo)致微管內(nèi)壁溫度也隨之升高，而且v=3.40 m/s時(shí)摻氫對(duì)內(nèi)壁溫度的影響更為顯著。圖13 所示為v=0.07 m/s和3.40 m/s 時(shí)3 個(gè)摻氫比下微管內(nèi)壁面的熱流密度分布。這里，負(fù)值表示管內(nèi)氣體從微管內(nèi)壁吸熱。由圖13(a)可知：當(dāng)v=0.07 m/s 時(shí)，火焰的一部分已經(jīng)位于管內(nèi)，在微管上部是火焰向管壁傳熱 (qin為正值)，而靠近微管入口的下部則是未燃預(yù)混氣從管壁吸熱(qin為負(fù)值)。此時(shí)摻氫比β越大，內(nèi)壁面熱流密度qin越大。當(dāng)v=3.40 m/s時(shí)，由于火焰根部位于管口上方，此時(shí)火焰主要通過(guò)微管上表面和外壁面向微管傳熱，而未燃?xì)怏w混合物則從整個(gè)內(nèi)壁面吸收熱量，且摻氫比β越大，內(nèi)壁面熱流密度qin也越大(如圖13(b)所示)。

圖12 不同摻氫比下微管的內(nèi)壁面溫度分布Fig.12 Temperature distributions of inner tube wall for different hydrogen addition ratios

圖13 不同摻氫比下微管的內(nèi)壁面熱流密度分布Fig.13 Heat flux distributions of inner tube wall for different hydrogen addition ratios

為進(jìn)一步探究微管與火焰換熱對(duì)燃燒極限的影響，在此引入未燃?xì)怏w混合物的預(yù)熱溫升ΔTpre評(píng)價(jià)火焰的熱循環(huán)效果，其定義如式(6)所示。

式中：Qtube_in，mgas和cpgas分別為微管內(nèi)壁向未燃?xì)怏w混合物傳遞的熱量、入口氣體的質(zhì)量流率和比熱容。Qtube_in通過(guò)式(7)對(duì)內(nèi)壁面熱流密度qin≤0 的區(qū)域進(jìn)行面積分獲得：

式中：λg為管內(nèi)未燃?xì)怏w混合物的局部導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；Rin為微管半徑，m；Ttube_in為微管內(nèi)壁局部溫度，K；Tgas_in為靠近內(nèi)壁面的局部氣體溫度，K；Nu為努賽爾數(shù)，其計(jì)算式為[39]

式中：Re=2vRin/υgas_in；υgas_in為入口氣體混合物的運(yùn)動(dòng)黏度，m2/s。

不同摻氫比下未燃?xì)怏w混合物從微管內(nèi)壁吸收的熱量Qtube_in隨進(jìn)氣速度的變化如圖14 所示。由圖14 可見(jiàn)：在相同進(jìn)氣速度下，摻氫比越高，Qtube_in越大；此外，隨著進(jìn)氣速度增加，3 個(gè)摻氫比下Qtube_in均呈現(xiàn)先增加再降低的趨勢(shì)。為了解釋這個(gè)現(xiàn)象，對(duì)β=15%的工況進(jìn)行詳細(xì)分析。圖15所示為不同速度下靠近管口的熱釋放率云圖和微管溫度等值線圖。從圖15可以看出：當(dāng)v=0.30 m/s時(shí)，微管溫度最高。這是因?yàn)槲⒐鼙跍厝Q于火焰對(duì)其傳遞的熱量，而這又與火焰本身的熱釋放率以及火焰與微管之間的換熱面積有關(guān)。其中，熱釋放率由進(jìn)氣速度決定，換熱面積與火焰形狀密切相關(guān)，最終也是由進(jìn)氣速度決定。

圖14 不同摻氫比下未燃?xì)怏w混合物從微管內(nèi)壁吸收的熱量Qtube_in隨進(jìn)氣速度的變化Fig.14 Variation of heat absorption by the fresh mixture from the inner wall with inlet velocity for different hydrogen addition ratios

圖15 β=15%時(shí)不同進(jìn)氣速度下微管附近熱釋放率云圖和微管溫度等值線圖Fig.15 HRR contours near micro tube and temperature isolines of micro tube under different inlet velocities

1) 在低流速下(v=0.07 m/s 和0.10 m/s)，一方面，燃燒熱釋放率低，另一方面，火焰邊緣與微管壁面之間有較大間隙，因此，火焰?zhèn)鹘o微管的熱量較少。

2) 隨著流速增加(v=0.20 m/s和0.30 m/s)，火焰根部逐漸移動(dòng)到微管上表面的正上方，火焰與管壁之間的換熱面積增大，且熱釋放率峰值進(jìn)一步增加，因此，微管最高溫度增大。

3) 當(dāng)速度v=0.50 m/s時(shí)，火焰變長(zhǎng)，燃燒區(qū)域增大，微管上壁面附近的熱釋放率峰值與0.30 m/s時(shí)相比出現(xiàn)下降，同時(shí)由于火焰根部的傾角變大，火焰與管壁之間的換熱面積減小，從而導(dǎo)致微管最高溫度下降。

4) 當(dāng)速度v＞0.50 m/s后，火焰根部逐漸遠(yuǎn)離微管上壁面，且火焰與微管壁面之間的夾角α逐漸增大，管壁最高溫度逐漸下降。

由此可知，在不同速度下，微管最高溫度呈先增加再降低變化。此外，氣體與管壁之間對(duì)流換熱的Nu也與進(jìn)氣速度有關(guān)，但它的變化與溫差不一定同步。因此，在Qtube_in出現(xiàn)峰值與管壁溫度出現(xiàn)峰值的工況下對(duì)應(yīng)的進(jìn)氣速度有所偏差。

圖16 所示為未燃預(yù)混氣體混合物的預(yù)熱溫升ΔTpre隨進(jìn)氣速度的變化。從圖16 可以看出：摻氫比β越高，預(yù)熱溫升越大。然而，隨著進(jìn)氣流速增加，ΔTpre急劇減小。具體來(lái)說(shuō)，當(dāng)v=0.07 m/s 時(shí)，預(yù)熱溫升高達(dá)233～277 K，而當(dāng)v=3.40 m/s 時(shí)，預(yù)熱溫升只有8～29 K。這是因?yàn)殡m然Qnet_in隨進(jìn)氣速度呈先增加再降低的趨勢(shì)，但氣體的質(zhì)量流量是線性增加的，因此，總的預(yù)熱效果隨著進(jìn)氣速度增加而急劇減弱。

圖16 不同摻氫比下未燃?xì)怏w混合物的預(yù)熱溫升ΔTpre隨進(jìn)氣速度的變化Fig.16 Temperature rise of fresh mixture with inlet velocity for different hydrogen addition ratios

5 結(jié)論

1) 隨著甲烷摻氫比增大，火焰吹熄極限顯著提高，同時(shí)熄火極限略有降低，整體穩(wěn)燃區(qū)間明顯擴(kuò)大。

2) 對(duì)于接近熄火極限的低速工況，摻氫會(huì)使燃燒反應(yīng)速率略有降低，但是火焰位于管口處，其通過(guò)管壁對(duì)未燃預(yù)混氣有非常良好的預(yù)熱作用，導(dǎo)致熄火極限能夠有所降低，即主要是熱效應(yīng)。

3) 對(duì)于接近吹熄極限的高速工況，由于火焰被拉長(zhǎng)，火焰根部也脫離管口，對(duì)未燃預(yù)混氣的預(yù)熱效果非常有限。但是，摻氫能顯著加快燃燒反應(yīng)速率，提高吹熄極限，即主要是化學(xué)效應(yīng)。