燃氣熱水器火排燃燒點火與傳火特性數值模擬

牟少敏,馬家樂,王宗明,謝保江

(1.長城鉆探工程有限公司,北京 100000;2.中國石油大學(華東) 新能源學院,山東 青島 266580;3.江蘇核電有限公司,江蘇 連云港 222000)

燃氣熱水器結構緊湊、使用方便并可連續供水等優點,得到了廣泛應用[1]。隨著人們生活條件的不斷改善,對燃氣熱水器性能提出了更高的要求,比如開機恒溫時間短、熱效率高等。目前業內先進的燃氣熱水器為保證在寬域功率輸出時燃燒效率仍能達到較高水平,通常會采用分段燃燒技術,將火排燃燒器設計為幾段式,根據不同工況來控制火排片的點燃數量,從而精準控制火力和水溫[2]。但是由于火排燃燒器不能在任意負荷下點火,需要在特定負荷下點燃,然后逐漸過渡到額定負荷運行,燃氣熱水器不能在短時間內達到預設恒溫,給用戶帶來不佳的使用體驗。

火排燃燒器作為燃氣熱水器的核心部件,其結構直接影響燃氣熱水器的點火與傳火性能。多年來許多學者做了大量關于燃氣熱水器燃燒器的研究工作。易洪斌等[3]利用數值模擬方法研究了燃氣熱水器燃燒器內部的流動特性,并對燃燒器進風結構進行了優化,使燃氣熱水器的傳熱效率提高了1.06%;姜楠等[4]利用數值模擬方法得出分配腔弧度、引射器喉部寬度是影響燃燒器引射性能的主要參數,并得到了這些結構參數對引射性能的影響規律;劉鳳國等[5]建立了燃氣熱水器預混系統的三維實體模型,利用數值模擬得到了噴嘴直徑和位置對燃燒器內部流動特性的影響;Sedeh等[6]采用數值模擬的方法,建立了熱水器分段的三維模型,并提出了兩種擋板的設計方案,使得熱水器的熱效率分別提高了1.25%和6.4%。國內外學者對火排燃燒器的研究取得了較大進展,但對火排燃燒器的點火與傳火特性研究較少,多年來燃氣熱水器一直沿用傳統的點火模式。

本文試圖應用數值模擬方法,研究燃氣熱水器火排燃燒的點火與傳火特性,強化火焰穩定,探索提高點火可靠性的措施,為優化火排燃燒器結構、縮短燃氣熱水器開機恒溫時間提供參考。

1 數值計算方法

1.1 幾何模型和網格劃分

1)火排流動模型

燃氣熱水器燃燒器由多個獨立的火排片組合而成,火排片分段布置,控制不同段的燃燒。為減少計算工作量,對單個火排片進行建模,其結構示意圖見圖1(a)。

圖1 火排流動計算模型

主火孔長度為4.8 mm,寬度為0.8 mm,相鄰火孔之間的距離為1.2 mm,在火排片兩側還各有7個保焰火孔,尺寸為4.8 mm×1 mm,間距為5 mm。利用ICEM CFD對燃燒器計算域進行網格劃分,由于結構較復雜,整體采用非結構化網格,并在火孔、燃氣入口等速度變化較劇烈的區域進行網格加密處理,網格如圖1(b)所示。利用該模型可以計算燃氣噴孔引射流動特性,得到主火孔和保焰板火孔的氣體流速和組成。

2)燃燒室模型

建立三火排燃燒室模型,以計算火排片間的點火與傳火特性,如圖2(a)所示,其尺寸大小為95 mm×42 mm×140 mm。燃燒室底部的火孔分布與火排燃燒器的火孔分布完全一致,相鄰火排片的間距為7 mm,底部進口分布如圖2(b)所示。燃燒室模型的結構規整,整體采用結構化網格,對主火孔和保焰板火孔進行加密處理,如圖2(c)所示。

圖2 燃燒室模型

1.2 數學模型

天然氣與空氣在火排片內經過初步預混后經火孔噴入燃燒室內進行燃燒,在燃燒室內進行著復雜的流動、傳熱和傳質[7-11],除湍流均流控制方程外[12],需要用到湍流模型、點火模型、燃燒模型、輻射模型等物理模型[13]。

湍流模型采用Realizablek-ε模型對燃氣熱水器內的流動和燃燒過程進行模擬。該湍流模型輸運方程如下:

(1)

(2)

式中:k為湍流動能,m2/s2;μ為動力黏度,mPa·s;μt為湍動黏度系數;ε為湍流動能耗散率,m2/s3;c1和c2為湍流經驗系數; 為平均速度梯度產生的湍流動能,m2/s2; 為浮力影響產生的湍流動能,m2/s2; 為可壓縮湍流中脈動膨脹對總耗散率的貢獻;σk和σε為湍動能k和耗散率ε對應的普朗特數。

燃燒模型采用渦耗散概念模型,該模型考慮了詳細的化學反應機理,假定化學反應都發生在小渦當中,反應時間由小渦的生存時間和化學反應所需要的時間來共同控制。

小渦的尺度由下式計算:

(3)

化學反應發生所需時間τ*為

(4)

式中:Cξ為容積比率常數;Cτ為時間尺度常數;ν為運動黏度,m2/s。

火排燃燒器燃燒有局部高溫區域的產生,為了確保輻射換熱的精確計算,本文選擇使用能夠滿足所有輻射情況的DO輻射模型。

點火模型選擇電火花點火模型(spark ignition model),在點火時間內,火花演化半徑隨時間變化關系如下式:

(5)

式中:ρu為火焰前緣未燃流體的密度,kg/m3;ρb為火焰后方已燃流體的密度kg/m3;St為湍流火焰速度,m/s。

1.3 邊界條件確定

利用Fluent進行數值模擬計算,火排燃燒器計算模型的邊界條件設置如表1所示。對于燃氣熱水器燃燒室計算模型,主火孔、二次空氣進口和保焰板火孔均為速度進口邊界條件,相應火孔的氣體流速和組分以及二次空氣進口速度均依據火排燃燒器模型計算結果,加權平均得到相應值。按照點火針的實際運行參數,設置點火位置坐標(0,30,99.6),點火半徑2 mm,持續時間1 ms,點火能量0.5 J。

表1 燃燒器邊界條件的設定

1.4 網格無關性驗證

對于燃燒器計算模型,計算得到火排片主火孔速度與網格數量變化的關系,結果如圖3所示。當網格數量超過86萬時,火孔速度隨著網格數量變化較小,因此可以認為網格數量為86萬可以滿足計算需求。對于燃燒室計算模型,以火焰高度表征網格數量對計算結果的影響,從圖3可知,當網格數量高于75萬時,火焰高度基本已經趨于穩定,維持在55 mm附近。因此,燃燒室計算模型網格數量采用75萬左右。

圖3 網格數量對計算物理量的影響

1.5 結果正確性驗證

為了驗證模擬方法的可靠性,采用本文所選的物理模型及計算方法,在密閉燃燒管(長500 mm,寬80 mm,高80 mm)中對甲烷含量為10%時的甲烷/空氣預混氣體火焰的傳播過程進行數值模擬,與陳東梁[13]等人實驗中實際拍攝的火焰陣面的形式進行對比,結果如圖4所示。

圖4 不同時刻的火焰陣面對比

從圖4可知,利用所選物理模型得到的火焰陣面變化過程與實際實驗中拍攝到的火焰陣面變化過程基本符合。表明該數值模擬方法計算結果可靠,可以用來描述火焰的形成及發展過程。

2 計算結果分析

2.1 基本模型計算結果分析

圖5給出了火排中截面上的云圖分布,圖5(a)為速度分布,圖5(b)為甲烷分布。從圖5中可以看出燃氣在進入火排片時,其內部由于預混氣體過流通道突然增大,存在明顯的回流區,使天然氣和空氣的預混更加均勻,對燃燒過程起到很好的穩定作用。對火排燃燒器出口參數做面積加權平均,得到主火孔內預混燃氣的流速為1.7 m/s,保焰板出口預混燃氣的流速為0.2 m/s,甲烷摩爾濃度分數為13.7%;二次空氣的流速為0.95 m/s。

圖5 火排片中截面云圖分布

將火排計算模型的出口參數作為邊界條件帶入燃燒室模型進行計算,模型中部橫斷面上的溫度場變化見圖6。由圖6可知,點火過程中,火排間存在明顯的低溫區,火焰上升到一定高度才能向鄰近火排片傳播,不利于火排片之間的快速傳火,火焰傳播速度相對較慢,則容易受到外界干擾,影響點火成功率;穩定燃燒后,各火排片火焰高度差異較大。

圖6 基本型結構不同時刻的溫度場

2.2 結構優化模擬研究

2.2.1 點火模式對燃燒特性的影響

在燃燒室兩側均布置點火針,點火參數設置同前,并進行數值模擬計算。燃燒室中部橫斷面上不同時刻的溫度場見圖7,中軸線上平均溫度隨時間的變化見圖8。由圖7可見,兩側同時點火時,一開始燃燒室兩側各形成一個火焰核,兩個火焰核各自獨立快速發展,點火處形成較強的渦流,燃燒更加充分,火焰傳播也較快。由圖8可知,火焰穩定時間縮短了32%,減少了外部干擾,有利于增加點火成功率。

圖7 兩側點火時不同時刻的溫度場

圖8 不同點火模式下的溫度變化曲線

圖9和圖10分別給出了不同點火模式下燃燒室中心軸線上CH4濃度和CO濃度變化曲線。

圖9 不同點火模式下CH4濃度變化曲線

圖10 不同點火模式下CO濃度變化曲線

從圖9可知,在兩側同時點火時,CH4質量分數穩定時間降低了15 ms,這說明兩側同時點火時燃燒室內的燃燒化學反應發生得更快。從圖10可知,單側點火模式下比兩側同時點火模式下CO質量分數最大值高出43.75%,這說明兩側同時點火能使燃料的燃燒更加充分。另外兩側同時點火模式下燃燒室內CH4及CO的濃度變化趨勢均比較平緩,說明兩側同時點火時燃燒室內的火焰燃燒狀態更加穩定。

2.2.2 鈍體對燃燒特性的影響

燃氣熱水器結構緊湊、集成化程度高,未見有學者將鈍體應用到熱水器燃燒器設計。在火排片上方2 mm處設置寬度7.2 mm,高度8 mm的開縫鈍體,燃燒室內流場分布見圖11。由圖11可見,在無鈍體時燃燒室主流為平行流動,燃氣與空氣混合不夠充分迅速;加裝鈍體后,在其后方形成回流區,燃氣和空氣混合加劇,有利于強化燃燒。

圖11 燃燒室底部的速度矢量圖

加裝鈍體后燃燒室中部橫斷面上不同時刻的溫度場和中心軸上平均溫度隨時間的變化如圖12、圖13所示。由圖12可以看出,火焰根部變短變粗,在火焰根部出現高溫區域,為預混燃料的著火及火焰傳播提供有利條件,強化了火焰燃燒。并且三個火排片上方的火焰高度一致性明顯變好。由圖13可知,加裝鈍體后,燃燒穩定時間縮短了16%,燃燒室內平均溫度增大且溫度峰值出現的時刻提前,這主要是因為由于鈍體的布置,在回流區內預混氣體會發生反向逆流,可以增強燃料與空氣的預混效果,加快燃料的燃燒。

圖12 加裝鈍體時不同時刻的溫度場

圖13 燃燒室內溫度隨時間的變化曲線

圖14和圖15給出了燃燒室內中心軸上CH4及CO濃度隨時間的變化關系,由圖14可知,布置開縫鈍體時燃燒室內的CH4消耗得較快,說明此時甲烷燃燒反應速度較快。由圖15可知,布置鈍體后CO質量分數峰值較低且提前出現,這說明鈍體的布置使燃氣和空氣的混合更加均勻,燃燒反應速率更快且更加充分。

圖14 燃燒室內CH4濃度隨時間的變化曲線

圖15 燃燒室內CO濃度隨時間的變化曲線

2.2.3 加裝側擋板對燃燒特性的影響

在火排片上部穩焰板兩側各安裝5個擋板,其尺寸為4 mm×2.6 mm,結構如圖16所示。側擋板中截面流場分布見圖17,可見在側擋板后形成回流區,增強了二次空氣與預混氣體的摻混,有助于火焰的穩定。

圖16 側擋板布置方式示意圖

圖17 加裝側擋板后燃燒室底部流場分布

加裝側擋板后,燃燒室中部橫斷面上不同時刻的溫度場和燃燒室內中軸線上溫度隨時間的變化見圖18、圖19。由圖18可見,加裝擋板以后,燃燒室內的高溫面積較大,火排片之間的傳火速度增加,說明加裝擋板有利于火核的形成及發展,并且加裝擋板后,火焰高度一致性較好;由圖19可知,火焰溫度峰值增大,并且火焰穩定時間減少16%,這主要是因為加裝擋板后,燃料和二次空氣的預混效果增強,提高了燃料的反應速率,燃燒得到強化。

圖18 安裝擋板時不同時刻的溫度場

圖19 加裝擋板前后燃燒室內溫度對比

圖20和圖21給出了無擋板和加裝擋板時燃燒室內中軸線上CH4和CO質量分數隨時間的變化關系。從圖20可見,改進后CH4的消耗速率增大,說明增加擋板后燃燒室內的化學反應速率增加;并且加裝擋板以后燃燒室內的燃料濃度變化比較平緩,說明燃燒比較穩定。從圖21可以看出,相比于無擋板布置時的情況,布置擋板后燃燒室內CO生成速度整體略有增加。

圖20 加裝擋板前后燃燒室內CH4濃度對比

圖21 加裝擋板前后燃燒室內CO濃度對比

3 結 論

通過對燃氣熱水器火排燃燒的數值模擬研究,得到如下結論:

(1)對基本模型計算發現,火排片內存在明顯的回流,有利于天然氣與空氣均勻混合;火排間存在明顯的低溫區,不利于火焰快速傳播,需要125 ms才能達到穩定狀態,且燃燒室內火焰高度一致性較差。

(2)采用兩側點火模式,火焰傳播速度加快,傳火穩定時間相比單側點火模式縮短了32%,有利于火焰的穩定。

(3)在火排上方設置穩焰鈍體以及火排片兩側加裝擋板,均可在燃燒室內形成局部回流,火排間傳火速度有所提升,火焰穩定時間縮短,火焰高度一致性更好。