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行业知识

固体材料对生物质燃烧机吹熄极限的影响

固体材料对生物质燃烧机吹熄极限的影响

摘要:通过数值模拟研究了固体材料(石英、不锈钢和SiC)对微型钝体生物质燃烧机内氢气/空气预混火焰的吹熄极限的影响。结果表明:计量比为0.5时,3个生物质燃烧机对应的吹熄极限分别为36、25和21m S-I。理论分析揭示了微型钝体生物质燃烧机中火焰稳定性与流动和传热之间的相互作用非常密切。当热导率较小时,通过壁面向上游传导的热量较少,壁面对未燃预混气的预热效果较差,燃烧后的气体膨胀相对较弱,从而钝体后的低速区面积较大,稳燃效果较好。对于不锈钢和SiC生物质燃烧机,由于SiC的发射率更大,通过壁面的散热损失较大,从而使得其吹熄极限较小。为获得良好稳燃性能的微型钝体生物质燃烧机选择合适的材料提供了指导。

随着MEMS技术的快速发展,不断涌现出了许多微小型装置和系统。目前,为这些设备提供动力的主要是化学电池,然而电池的能量密度低,体积和质量也较大;而烃类燃料相对于仳学电池来说有万建龙等:固体材料对微型钝体生物质燃烧机吹熄极限的影响高出几十倍的能量密度优势。因此,开发基于燃烧的微小动力装置具有巨大的潜力[1-2],其中生物质燃烧机是键部件。

    燃烧室微小型化之后,面临一些新的挑战。首先,由于微燃烧室的表面积与体积的比值比常规尺度下要大两个数量级[3],使得通过壁面的散热损失和自由基销毁概率大大增加,火焰稳定性变差[4-10]。针对这个问题,国内外学者们提出了一些对策,包括采用催化燃烧[11-14]、壁面热循环[15]、多孔介质燃烧[16]、回流区稳燃[17-18]等。本文作者将钝体稳燃技术应用于平板型微通道生物质燃烧机,实验研究和数值模拟均表明钝体能起到很好的稳燃效果[19]。凡是能影响回流区面积和长度的各种因素,都会对微型钝体生物质燃烧机的火焰稳定性有着重要的影响。例如,研究表明钝体大小对微生物质燃烧机的吹熄极限影响较大[20]。为了进一步对微型钝体生物质燃烧机进行优化,本文通过数值模拟研究了固体材料对微型钝体生物质燃烧机内氢气/空气预混火焰吹熄极限的影响,并从流场和散热损失等角度对其机理进行了深入分析。

1  数值模拟方法

1.1  几何模型

    微型钝体生物质燃烧机的轴向剖面示意图如图1所示。燃烧室上下壁画之间的间隙为Wi=l mm,微型钝体生物质燃烧机的总长/0=16.0 mm,壁厚W3=1 mm。钝体的横截面是等边三角形,其边长W,_0.5 mm,钝体关于燃烧室上下壁面对称布置,其竖壁与燃烧器入口的距离

1.2数学模型

    由于燃烧室的特征长度远大于燃烧室内分子的运动平均自由程,流体可认为是连续介质,Navier-Stokes方程仍然适用[21]。在微生物质燃烧机内,气体的浓度梯度比常规尺度生物质燃烧机要大,各组分之间的混合会得到加强。因此,湍流模型比层流模型更适用于微尺度燃烧特性的模拟,这一点已经被一些究者所证[22-23]。例如,张永生等[22]发现湍流模型得出的模拟结果与实验结果更为接近。Kuo等[23]指出当Reynolds数大于500时,应用湍流模型模拟微尺度燃烧更加合适。对于本文所模拟的微型钝体生物质燃烧机,Reynolds数为500时对应的进气速度是8ms_1。由本文后面的结果可知,对于不同材料的微型钝体生物质燃烧机,其吹熄极限均远远大于8m S-l。此外,前期研究中对比丁数值模拟与实验结果,发现用Realizable尼一端流模型获得的预测值与实验结果最为接近[19]。因此,本文也选用该湍流模型进行计算。

1.3计算方法

    由于固体壁面的导热会对燃烧特性造成较大的影响[24],模拟中考虑了生物质燃烧机的壁面和钝体的导热。利用FLUENT6.3.26二维双精度求解器对微燃烧室和壁面进行整体计算。采取结构化网格划分方法,并进行局部加密,最小的Ax和Ay为0.01 mm。计算前验证了网格独立性,最后计算时的网格数为47742。3种固体材料分别为石英、不锈钢( 316 1)和SiC。燃料为氢气,氧化剂为空气,预混气计量比(加固定为0.5。混合气密度由理想气体状态方程计算,其比热容、黏性系数和热导率由组分的质量平均进行加权计算。燃烧机理采用Li等[25]提出的氢气与空气的详细反应机理。在湍流燃烧的计算中,考虑湍流与燃烧之间的相互作用的模型有以下几种:①层流有限速率模型。它使用Arrhenius公式计算化学源项,适用于化学反应相对缓慢、湍流脉动较小的湍流燃烧。对于本文来说,虽然氢气的燃烧化学反应速度较快,但混合气的计量比只有0.5,加上燃料在微尺度生物质燃烧机中的停留时间较短,使得化学反虚相对来说显得缓慢,即邓克尔数(气体停留时间与化学反应时间之比)可能小于1。而且各工况下的Reynolds数不是很大,湍流脉动较小,所以层流有限速率模型比较适用于本文。②涡耗散和有限速率/涡耗散模型。由于涡耗散模型不适用于详细反应机理,所以不适用于本文。③涡耗散概念模型( EDC)。它只有在快速化学反应假定失效和Reynolds数很大时使用才比较准确。因此,也不太适合本文的情况。此外,对采用上述各种燃烧模型的模拟结果与实验结果进行比较[19],发现使用层流有限速率模型时,模拟与实验的结果相差最小。综上所述,本文最终选择层流有限速率模型来考虑湍流与燃烧之间的相互作用。考虑链式反应中不同反应的速率相差较大,选择刚性求解器进行处理。

    各个边界条件的设置如下:进口采用均匀的速度进口边界条件,进口的混合气温度为300 K。出口为1个大气压的压力出口。生物质燃烧机的外壁面散热考虑自然对流和辐射散热两种方式,散热功率g基于式(11进行计算。

为微通道外壁面的温度;T为环境温度,其值取300K;“为壁面的法向发射率;o为Stephan-Boltzman常数,其值为5.67×10-8W ffl-2 K_4。

2  结果与讨论

2.1验证模型

    在前期工作中[19],采用边长为0.5 mm的三角形钝体生物质燃烧机,研究了计量比和进气速度对燃烧特性的影响。数值模拟与实验测量得到的吹熄极限非常接近,计量比为0.4、0.5和0.6时模拟与实验之间的相对偏差分别为5.3%、12.2%和5.8%。由此可见,本文采用湍流模型进行预测是比较准确可靠的。

2.2  固体材料对吹熄极限的影响

    图2显示了不同固体材料的微型钝体生物质燃烧机的吹熄极限。常温下石英、不锈钢和SiC的热导率(旯)分别为1.18、12.63和52.08W m-l K-1.壁面法向发射率(a)分别为0.92、0.2和0.9。图2表明石英生物质颗粒燃烧机的吹熄极限最大(36 m S-l),其次是不锈钢生物质颗粒燃烧机(25 m S-l),最小的是SiC生物质颗粒燃烧机(21 m S-l)。Khandelwal等[18]研究表明,对于基于回流区稳燃的微生物质颗粒燃烧机,固体材料的热导率较低时对应的稳燃范围更宽,这与本文结果是一致的,但文献[18]并未深入分析其中原因。下面将从流场和传热过程及它们之间的相互作用等角度来剖析固体材料对吹熄极限的影响机理。众所周知,回流区(轴向速度小于零的区域)的面积和长度对于钝体生物质颗粒燃烧机的火焰稳定具有重要作用。除此之外,钝体后的低速区对火焰稳定也有较大作用。为此,这里人为定义轴向速度大于0、小于20m S-l的区域为低速区。另外,定义热损率。

2.3机理分析

    图3给出了进气速度为15 m S-l时3个燃烧嚣中钝体附近(x≤0.0022 m)的轴向速度等值线。从图3可以看出,由于钝体的大小相同,3个燃烧器的回流区面积和长度基本上是相等的,但石英燃烧器中低速区的面积远远大于其他两种生物质颗粒燃烧机。导致这种现象的根本原因还是在于固体材料的区别。如前所述,不锈钢和SiC的热导率远大于石英,因此,对于不锈钢和SiC生物质颗粒燃烧机来说,将有更多的热量通过壁面从下游高温区传到上游低温区,使得这两种生物质颗粒燃烧机的上游壁温远远高于石英生物质颗粒燃烧机(温差达600 K,见图4),且其外壁温度分布更加均匀,从而对壁面附近的未燃预混气产生更好的预热效果(图5),气体体积膨胀更明显,钝体上下两侧的流速更大,导致钝体后面的低速区面积更小,稳燃效果更差。

    流场对燃烧反应区有很大的影响,图6给出了Vi。=15 m S-l时不同材料的生物质颗粒燃烧机的反应区,即OH离子的质量分数分布。由该图可知,在不锈钢祁SiC生物质颗粒燃烧机内,钝体附近的反应区受到剪切层较强的拉伸作用而几乎分裂成两部分,从OH离子在钝体附近的局部分布图(图7,虚线表示回流区和低速区的右边界的位置)中可以更明显地看到这一点,这对火焰的稳定性是不利的。此外,由图7还可知,由于3种不同材料的生物质颗粒燃烧机内的回流区差异很小(图3),所以钝体后回流区内的OH离子的分布差异也很小。如果进气速度进一步增大,反应区将被彻底拉断,这一点可从吹分数分布图清楚地看出(如图8中黑色箭头所示),其中回流区内的该反应区面积要小得多,浓度也相对低些。此时,单纯依靠回流区内的这个小反应区己不能在高进气速度时稳定火焰,即火焰将被吹熄。这一现象得到了实验观察的证实[20,24】。图9是实验拍摄的石英钝体生物质颗粒燃烧机在接近吹熄极限时的火焰照片,从中可以清晰地看到火焰被分成了两部分。

    在图3中,可以注意到SiC生物质颗粒燃烧机的低速区稍大于不锈钢生物质颗粒燃烧机的低速区。但是SiC生物质颗粒燃烧机的吹熄极限却小于不锈钢生物质颗粒燃烧机的吹熄极限(图2),这可能是由于散热损失不同导致的。为此,图10中给出了3种不同固体材料的生物质颗粒燃烧机的热损率(包括总散热损失蛾。。、辐射散热损失喀。d和对流散热损失从该图可以看到,SiC生物质颗粒燃烧机的散热损失最大,为22.45%;而不锈钢生物质颗粒燃烧机的散热损失最小,为9.62%;石英生物质颗粒燃烧机的散热损失居中,为13.97%。此外,总散热损失中辐射散热起主要作用。由此可知,不同固体材料生物质颗粒燃烧机昀散热损失相差很大。这主要是由壁温分布和表面发射率共同决定的。石英和SiC的表面发射率差不多(均高于0.9),但是由于SiC的热导率较大比石英大得多,导致SiC燃烧器的壁温水平远高于石英生物质颗粒燃烧机(图4),从而其散热损失比例更大。对比不锈钢和SiC生物质颗粒燃烧机,虽然两者的壁温分布差不多,但由于不锈钢的发射率(约0.2)比SiC要小得多,因此不锈钢生物质颗粒燃烧机的散热损失比SiC生物质颗粒燃烧机小得多,甚至小于石英生物质颗粒燃烧机的热损率。巨大的散热损失导致SiC生物质颗粒燃烧机的吹熄极限小于不锈钢生物质颗粒燃烧机的吹熄极限。

3  结论

    通过数值模拟研究了石英、不锈钢和SiC微型钝体生物质颗粒燃烧机内氢气/空气预混火焰的吹熄极限。由结果可知,3个生物质颗粒燃烧机对应的吹熄极限分别为36、25和21m S-l,从钝体附近的流场、热损失以及流场与壁面导热的相互作用进行了深入探讨,结论如下。

    (1)热导率越大,更多的热量通过壁面从下游高温区传到上游低温区,对未燃预混气产生更好的预热效果,气体体积膨胀更明显,钝体上下两侧的流速更大,导致钝体后面的低速区面积更小,稳燃效果更差。这使得石英生物质颗粒燃烧机的吹熄极限最大。

    (2)对于不锈钢和SiC生物质颗粒燃烧机,由于SiC壁面更大的发射率使得其散热损失较大.从而使得其吹熄极限更小。

    (3)通过分析吹熄极限时的反应区结构,表明火焰由于受到剪切层的强烈拉伸作用而导致熄灭,实验观察也证实了这一点。


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点击次数:  更新时间:2017-03-27 19:14:21  【打印此页】  【关闭