0 引 言

为实现可持续发展,我国提出到2030年前实现碳达峰,2060年前实现碳中和目标[1-2]。燃煤火力发电厂是我国主要人为排放源,占我国温室气体排放32%[3],开发实现低碳或零碳燃料替代燃烧发电技术迫在眉睫。氨和氢是目前广受关注的低碳或零碳燃料,是实现火力发电厂大幅减碳和经济性效益最大化的新兴能源[4]。与氢气相比,氨能量储存成本低,182 d内氨储存成本3.6 CNY/kg,远低于纯氢97 CNY/kg[5]。此外,氨还有以下优势:可用可再生能源的完全无碳工艺合成;能量密度与化石燃料相当(22.5 MJ/kg);常温下易液化(压缩至0.8 MPa);已有成熟的合成氨工艺和设备[5-7]。

然而,氨气在燃烧性能及污染物排放方面均与传统碳氢燃料差别大,稳定清洁燃烧挑战大。氨/空气预混气自着火温度高,点火延迟时间比氨/甲烷燃烧条件高1个数量级[8]。氨/空气层流预混火焰传播速度小(约7 cm/s)[9-10],仅为甲烷火焰传播速度的1/5[11]。此外,氨/空气火焰稳定性差,易熄火,层流预混火焰吹熄应变率最大值约100 s-1,仅为甲烷的1/20[12]。因氨本身含大量燃料氮,燃烧过程NO排放风险高[13-15]。目前实现电站锅炉中煤掺氨清洁低碳燃烧主要有氨与煤预混燃烧、纯氨后掺独立燃烧方式2种技术路径。其中,纯氨后掺独立燃烧方式可实现更高氨掺烧比例、更灵活的锅炉改造,是实现未来高比例掺氨燃烧、大规模锅炉改造的必备技术。相比天然气等常规气体燃料,氨燃料着火温度高、火焰传播速度慢、热值低;相比煤粉或煤粉掺氨燃烧,纯氨燃烧火焰中缺乏煤焦、飞灰等颗粒相,辐射传热能力显著降低,变负荷条件火焰稳定能力大幅下降。因此亟需开发适于纯氨后掺独立燃烧方式下的宽负荷低NOx纯氨燃烧技术。

现有研究主要针对氨-煤掺烧中氮氧化物形成和排放,对纯氨稳定与低NO协同燃烧研究较少[16-18], 主要从燃料侧、氧化剂侧及燃烧条件改善等入手,强化措施主要包括氨部分预分解燃烧、增氧燃烧、预热燃烧及强化混合[19]。通过合理燃烧组织实现氨燃烧特性及排放特性协同调控优化是实现氨燃料稳定清洁燃烧的关键挑战,受到广泛关注。为探索并实现氨稳定高效低排放燃烧的燃烧器结构,HAYAKAWA等[20]在常温常压下,研究燃烧器中旋流器叶片旋流角度(45°、60°)对氨/空气预混旋流火焰稳定性和排放特性影响。满足混合气体入口速度(>0.84 m/s),当量比为0.8、1.0或1.2时,用旋流结构的燃烧器可在不掺混其他燃料下使氨/空气预混旋流火焰稳定燃烧,但当叶片数增大使旋流强度增强时,火焰稳定极限变窄。非预混燃烧在负荷变化中更安全、更稳定,在电站锅炉中更有吸引力。ILBAS等[21]通过数值模拟研究氨/空气非预混燃烧器燃烧室内流场情况及旋流流动特征,发现氨燃料入口质量流量0.000 537 6 kg/s、当量比0.83时,RNG k-epsilon湍流模型能更好反映在该工况下燃烧室内旋流运动特征。魏胜利等[22]通过数值模拟发现射流火焰可在主燃烧室形成燃烧所需热力学环境和高活性热射流,提出一种利用氢气射流火焰点燃氨燃料的方案。曹文宣等[23]通过CFD模拟二维、稳态的燃烧室模型,研究甲烷/空气非预混燃烧下空气旋流数对流动特性、温度分布及NO生成影响。发现空气旋流数从0升至0.8时,形成回流区会强化燃料和空气混合,中心火焰向燃烧室两侧逐渐扩散,火焰长度变短,燃烧室前端产生局部高温区。刘耘州等[24]通过试验和模拟,研究燃烧器中射流喷嘴旋流强度对燃烧器流动结构和燃烧排放的影响,发现射流喷嘴中旋流强度增加能促进燃料/空气混合,利于燃烧。李洪旭等[25]结合计算与试验,研究掺氢甲烷射流扩散火焰燃烧特性,发现射流速度对火焰燃烧特性影响大。针对纯氨非预混燃烧的研究仍有限,纯氨燃烧组织的理论途径和合适的旋流扩散燃烧器技术尚待完善。

氨燃料燃烧特性和NO生成特性与常规碳氢燃料不同,开发适于纯氨燃料的高效清洁燃烧组织方法和燃烧器技术挑战性大,有现实意义。笔者用GRI-Mesh 3.0燃烧机理开展纯氨燃烧CFD数值模拟与改进设计。对原型燃烧器进行纯氨燃烧结构优化,研究空气射流特征(速度、角度)对火焰形态、温度及NO排放影响规律,识别影响上述氨燃烧火焰性质的关键因素,获得实现纯氨燃料稳定低NO燃烧的燃烧器结构。

1 研究方法

1.1 燃烧器空气射流结构

由原型天然气燃烧器改进获得的纯氨燃烧器核心结构由燃料管、空气管、空气射流叶片(包括小圆孔空气喷嘴和圆头矩形空气喷嘴)、燃料管喷嘴、燃烧器喷嘴、预混腔和固定法兰组成,几何结构如图1所示。

燃烧器燃料管内径6 mm,为实现燃料与空气更好地混合,燃料管上设置径向燃料管喷嘴,燃料管喷嘴角度(即喷嘴轴线方向与燃烧器轴线夹角)设置为0°。燃烧器空气管内径32 mm。管内设置空气叶片,叶片中设置内环、外环空气喷嘴,内环空气喷嘴为圆形,外环空气喷嘴为半圆形和矩形形成的圆头矩形,外环喷嘴面积即为空气叶片射流孔面积(简称射流孔面积)。为获得更稳定火焰,燃料-空气混合更充分,外环空气喷嘴用斜孔以产生旋流,其角度称为射流角度(即喷嘴轴线方向与燃烧器轴线方向夹角),设置为15°或30°,喷孔尺寸根据空气流速设定。内环空气喷嘴为直孔(喷嘴轴线方向与燃烧器轴线方向平行),直径2.6 mm。

针对燃用纯氨燃料燃烧器结构优化主要通过空气侧结构调整,关注空气叶片射流角度和射流孔面积。结构优化时,射流孔面积分别设置为12.8、16.0、19.2 mm2,射流速度分别为29.74、23.79和19.83 m/s,射流雷诺数分别为60 660、51 943和45 488。叶片射流角度分别设置为15°或30°,燃料管喷嘴角0°,详细结构设置见表1。

用SOLIDWORKS和Space Claim进行燃烧器几何建模。为实现计算域封闭,将燃烧器设置于如图2(b)所示圆柱形燃烧室(直径400 mm,长1 000 mm,壁厚2 mm)。将几何模型导入Fluent,并在Fluent中使用Meshing工作模式下的Watertight Geometry工作流程进行网格划分。通过Meshing中polyhedra自适应网格划分技术产生六面体网格,提取得到完整计算域及所使用的网格结构分别如图2(a)和图2(d)所示。燃烧反应发生在靠近燃烧器的区域,因此在该区域进行网格加密处理,如图2(c)所示。

1.2 CFD数值模型及求解方法

用ANSYS Fluent进行数值模拟,考察不同空气射流结构燃烧器燃烧纯氨时的火焰形态、温度分布、NO浓度及流场结构。模拟中辐射模型用P-1模型,湍流模型用k-epsilon模型,Species Model用Species Transport模型,Reactions选择Volumetric,Turbulence-Chemistry Interaction选择Finite-Rate/No TCI,Chemistry Solve选择Relax to Chemical Equilibrium,Options选择Diffusion Energy Source。

所有模拟均考虑燃烧室壁面辐射和对流换热及环境室温,所有壁面边界换热条件均设置为耦合换热。燃烧室壁面厚度2 mm,传热系数20 W/(m2·K),外部和内部发射率均为0.9,自由流和外部辐射温度均为300 K。所有工况中,燃料和空气入口温度设定为300 K,表压2.1 kPa。燃料入口质量流量0.000 537 6 kg/s,空气入口质量流量0.003 929 kg/s,过量空气系数1.2,燃烧器热功率10 kW。用于模拟的边界条件和参数详细信息见表2。

选择基于压力的求解方法,压力离散用PRESTO方法,选用二阶迎风格式;Turbulent Kinetic Energy和Turbulent Dissipation Rate选用一阶迎风格式。Gradients选择Least Squares Cell Based,压力-速度耦合选择Simple方法。残差小于10-4时,认为结果收敛。

1.3 方法检验

不同结构燃烧器建模所使用的网格数均约80万个,网格最大偏斜度约0.765,平均偏斜度约0.022(0≤偏斜度≤1,0为最好,1为最差),网格结构正交质量值最低约0.251(0≤正交质量≤1,0为最差,1为最好,通常>0.2为可接受),网格质量好。工况5中燃烧器网格独立性检验结果如图3所示。图3(a)、图3(b)右上角数值表示3种网格数量(分别约35万、80万和100万个),其速度和温度最高、最低值几乎一致,且温度和速度分布呈相似趋势。此外,将定义为不同网格数下所关注物理量间最大近似相对误差,计算公式如下:

(1)

其中,φn为网格数为n时的物理量值。将近似相对误差与网格平均尺寸变化比值定义为网格数变化对结果影响的不确定度(简称网格不确定度),计算公式如下:

(2)

其中,为不同网格数下的平均尺寸之差[26]。计算速度参数时,当网格数从35万增至70万、100万,网格不确定度由2.36%降至1.61%;计算温度参数时,当网格数从35万增至70万、100万,网格不确定度由0.52%降至0.36%。模拟过程中,根据经验值,网格不确定度小于2%时,可认为网格独立。为计算精确和节约时间,仿真中选择网格数量约80万个。

燃烧机理对涉及化学反应的模拟研究十分重要,目前国内外学者构建了多个可用于描述纯氨燃烧转化与NO生成行为的机理模型。为选择合适的燃烧模型并检验方法可靠性,对比不同反应机理。各化学机理结果对比如图4所示。综合机理规模、计算时间和残差收敛情况,选择GRI 3.0机理作为后续模拟机理。

2 结果和讨论

着火距离和火焰长度是表征火焰形态和燃烧器性能的2个关键指标,可指示火焰着火稳定性和热负荷空间分布特性。在模拟结果后处理中,将火焰中轴线上OH浓度最大处称为着火点,其坐标与燃料管喷嘴在中轴线上坐标之差定义为火焰着火距离;将火焰中轴线上OH最大浓度的1%时的位置定义为火焰末端,二者间距为火焰长度。为量化比较不同空气射流工况下温度和NO分布特性,分别定义火焰中轴线上最高温度火焰峰值温度,燃料管喷嘴顶端最高温度燃烧器壁面峰值温度;中轴线上NO浓度最高值定为NO峰值浓度,中轴线上火焰末端NO浓度定为NO排放浓度,将NO浓度与入口NH3浓度比定义NH3的NO转化率,相关定义如图5所示。在此基础上,定量分析空气射流特征(孔面积、角度)对纯氨旋流燃烧火焰的火焰形态、温度及NO排放影响规律,识别影响上述氨燃烧火焰性质的关键因素。

2.1 火焰形态

空气叶片射流角度和射流孔面积对着火位置和火焰长度影响如图6所示。可知增加叶片射流孔面积使火焰着火位置逐渐靠近燃烧器,着火距离减小,火焰长度增加。叶片射流角度15°,射流孔面积由12.8 mm2逐渐增至16.0、19.2 mm2时,着火距离由0.048 m缩短至0.033、0.024 m,分别缩短31.3%和27.3%。火焰长度由0.311 m增至0.313、0.446 m,分别增加0.64%和19.9%。叶片射流角度30°,射流孔面积由12.8 mm2逐渐增至16、19.2 mm2时,着火距离由0.061 m缩短至0.057、0.050 m,分别缩短6.6%和12.3%。火焰长度由0.324 m增至0.352、0.510 m,分别增加8.6%和44.9%。

在相同叶片射流孔面积下,射流角度从15°增至30°时,3个面积下的着火距离均增加。射流孔面积12.8 mm2时,着火距离由0.048 m增至0.061 m;射流孔面积16.0 mm2时,着火距离由0.033 m增至0.057 m;射流孔面积19.2 mm2时,着火距离由0.024 m增至0.050 m。相应地,火焰长度也分别由0.311 m增至0.324 m、由0.313 m增至0.352 m、由0.446 m增至0.510 m。

由此可见,空气叶片射流角度15°～30°时,增大射流孔面积或减小射流角度都将缩短着火距离,将着火点逐渐锚定在燃料管顶端,且未发生回火现象,故增强火焰燃烧稳定性,增加火焰长度和火焰末端位置。

火焰着火距离和长度反映燃料燃烧反应进程,在用GRI 3.0化学机理模拟时发现以下3个反应对OH自由基生成和纯氨燃烧影响大,尤其是R3和R38这2个反应:

R3:O H2H OH,

(3)

R38:H O2OH O,

(4)

R279:NH3 ONH2 OH。

(5)

三者不同空气射流角度和射流孔面积下反应速率如图7所示。可知3个反应均在燃烧器中轴线上约0.05 m出现峰值,此处为燃烧器喷嘴附近,空气和燃料在此混合均匀并点火燃烧,该处燃烧反应最剧烈。射流结构变化对R3、R38、R279在中轴线上峰值反应速率总和影响如图8所示。在2种射流角度下,3个反应的峰值速率总和随射流孔面积增加而降低,说明射流孔面积增加时,火焰燃烧更缓慢,燃料消耗的更慢,同时着火距离随空气射流孔面积增加而缩短,因此火焰长度也会随之变长。此外,射流角度变大时,3个反应速率总和明显降低,此时反应程度也较缓慢,不易发生点火行为,故而火焰着火点更靠后。

2.2 火焰温度及燃烧器壁面温度

火焰温度对火焰的稳定性影响大,较高的火焰温度有利于火焰稳定,但却有可能导致燃烧器壁面温度超温,从而影响燃烧器寿命。因此掌握燃烧器火焰温度和壁面温度独立有效调控方法具有实用意义。

空气射流角度和射流孔面积对火焰峰值温度和燃烧器壁面峰值温度影响如图9所示。可知增加空气射流孔面积使火焰峰值温度和燃烧器壁面峰值温度均降低。空气射流角度15°,空气射流孔面积由12.8 mm2逐渐增至16.0、19.2 mm2时,火焰峰值温度由1 845 K降至1 822、1 704 K,降幅分别为1.25%和7.29%。壁面峰值温度由1 156 K降至1 139、1 086 K,降幅分别为1.47%和4.65%。空气射流角度30°,空气射流孔面积由12.8 mm2逐渐增至16.0、19.2 mm2时,火焰峰值温度由1 884 K降至1 838、1 769 K,降幅分别为2.44%和2.91%。壁面峰值温度由1 080 K降至1 057、1 039 K,降幅分别为2.13%和1.70%。可见,小空气射流角度下,空气射流速度改变对温度影响更明显。

空气射流孔面积不变,空气射流角度由15°增至30°时,燃烧器壁面峰值温度均降低,分别由1 156 K降至1 080 K,由1 139 K降至1 057 K,由1 086 K降至1 039 K,降幅分别为6.57%、7.20%和4.33%。此时火焰峰值温度分别由1 845 K增至1 884 K、由1 822 K增至1 838 K、由1 704 K增至1 769 K,分别增加2.11%、0.87%和3.81%。这表明在空气射流角度15°～30°,增加空气射流孔面积能有效降低火焰峰值温度和燃烧器壁面峰值温度,改善燃烧器使用寿命。增加空气射流角度能作降低壁面峰值温度,但会增加火焰峰值温度,利于火焰稳定。

2.3 NO排放特性

为探究纯氨燃烧过程中NO生成规律和调控方法,统计数值模拟结果中NO浓度,其中空气射流角度和射流孔面积对中轴线上NO峰值浓度和NO排放浓度影响如图10所示,NH3的NO转化率计算结果如图11所示。

可知增加空气射流孔面积使NO峰值浓度和排放浓度均降低。空气射流角度15°,射流孔面积从12.8 mm2逐渐增至16.0、19.2 mm2时,NO峰值体积分数由745×10-6降至685×10-6、443×10-6,分别降低8.05%和35.33%;NO峰值转化率由0.400%分别降至0.368%和0.238%。NO排放浓度由67.1×10-6降至60.0×10-6、37.7×10-6,分别降低10.58%和37.17%;NO排放转化率由0.036%分别降至0.032%和0.020%。空气射流角度30°,空气射流孔面积由12.8 mm2逐渐增至16.0、19.2 mm2时,NO峰值体积分数由807×10-6降至727×10-6、679×10-6,分别降低9.91%和6.60%;NO峰值转化率由0.433%降至0.390%和0.364%。NO排放浓度由72.9×10-6降至65.3×10-6、62.4×10-6,分别降低10.43%和4.44%;NO排放转化率从0.039%分别降至0.035%和0.034%。

空气射流孔面积不变,空气射流角度由15°增至30°时,NO排放浓度均升高,分别由67.1×10-6升至72.9×10-6、由60×10-6升至65.3×10-6、由37.7×10-6升至62.4×10-6。NO峰值浓度均升高,分别由745×10-6升至807×10-6、由685×10-6升至727×10-6、由443×10-6升至679×10-6。

过量空气系数不变时,温度对NO生成浓度影响大,燃烧器中轴线上NO峰值浓度和NO排放浓度变化趋势与火焰峰值温度变化趋势一致,且NO浓度和高温区位置密切相关,热力型NO占主导,即由空气中部分N2经高温转化生成了热力型NO。氨燃料中富含N元素,因此在氨燃烧中,不仅产生热力型NO,也产生燃料型NO。不同射流结构下的H2、NH3、O2等组分云图及温度分布云图分别如图12和图13所示。

由图12、13可以看出,在2种空气射流角度下,H2分布区域基本随射流孔面积增加而增加,NH3和OH分布范围随射流孔面积增大而变小,OH分布集中区域开始远离燃料管喷嘴。随射流孔面积增加,火焰中局部高温区减少。表明空气射流角度在15°和30°时,空气射流孔面积增大使更多NH3在燃烧前于燃料管喷嘴附近被分解为H2和N2,即高活性燃料N转化为更稳定的N2,而不是直接参与燃烧,抑制燃料型NO生成,且因火焰中局部高温区减少,N2氧化转化产生的热力型NO也一定程度受抑制。

综上所述,空气射流参数对纯氨燃料燃烧和NO排放特性影响显著。空气射流孔面积19.2 mm2、射流角度15°、射流速度19.83 m/s时燃烧器燃烧和排放特性好。着火距离0.024 m、火焰长度0.446 m,NO生成峰值体积分数443×10-6,排放体积分数为37.7×10-6。

2.4 空气射流对火焰特征影响机制

空气射流角度和速度变化会影响燃料和空气混合程度(即组分分布)、温度分布,影响燃烧反应速率。不同空气射流角度和射流孔面积下流场流线如图14所示。

为了反映气流旋转强弱,本研究选择燃烧器喷嘴处的流体域作为参考体进一步计算,然而获得不同工况下旋流强度和湍流强度,如图15所示。

旋流强度S为气流旋转动量与轴向动量比值,计算公式[27]如下:

(6)

式中,R为半径,m;ρ为气体密度,kg/m3;u、w分别为轴向和切向速度,m/s;r为特征长度,m。

流场湍流强度为速度波动的均方根比值,计算公式[28]如下:

I=u′/uavg,

(7)

式中,I为湍流强度,%;u′为速度波动均方根比值,m/s;uavg为平均流速,m/s。

结果显示,空气射流角度15°,射流孔面积由12.8 mm2增至19.2 mm2时,旋流强度由0.479升至0.563、0.702,湍流强度由45.28%降至37.97%、31.90%。空气射流角度30°,射流孔面积由12.8 mm2增至19.2 mm2时,旋流强度由0.579升至0.588、0.897,湍流强度由38.89%分别降至35.10%、27.49%。结果表明增大空气射流孔面积和增大空气射流角度对流场影响规律相似,都可使旋流强度增加,而增大射流孔面积和射流角度均可减小湍流强度。

着火方面,由图14可知旋流强度增强导致回流区域面积减小,但回流区更靠近燃烧器喷嘴,使较多回流烟气参与燃烧,回流烟气携带高活性OH等自由基进入燃烧器喷嘴区域,提升反应速率,着火更早,加速燃料消耗。但当空气射流角度过大,此时旋流强度虽提高,空气与燃料可能出现分离现象,混合被延后,着火推迟。旋流强度增加也会让燃料和空气混合加速,使燃料在燃烧器前端完全燃烧比例更高。因此增加射流孔面积会使靠近燃烧器喷嘴区域燃料快速燃烧、放热、温度急剧升高,而温度升高又进一步促进反应进行,故增加空气射流孔面积能缩短火焰着火距离。

火焰形态和长度方面,火焰长度受旋流强度和湍流强度影响。旋流强度降低时,燃料和空气混合程度低,导致燃料在前端不完全燃烧比例高,未燃尽燃料需要经过长时间才能被消耗。与旋流强度相比,湍流强度对燃料和空气在远离燃烧器位置处混合燃烧作用大[29]。空气射流角度和射流孔面积增大时,虽然旋流强度增加,有利于燃料和空气混合,但湍流强度降低,导致燃料与空气在燃烧器远端混合差,火焰燃烧速度较慢,使得混合气流在燃烧室中传播更远,燃尽时间、火焰长度长。综上所述,空气射流孔面积和射流角度增大均导致火焰长度和燃尽距离增加。

温度方面,观察图12和图13中温度云图可知火焰中高温区出现于远离燃料管喷嘴位置,一般位于燃烧室内,此时湍流对燃料和空气的混合占主导,湍流强度越大,二者混合越好,燃料燃烧越充分,温度越高。此外,该处温度还受回流区携带的高温热流影响。旋流强度越强,回流区越靠近燃烧器喷嘴,使更多高温烟气参与燃烧,进一步提高温度,故火焰峰值温度随射流孔面积增加而降低,随射流角度增大而增加。

NO生成与排放方面,在燃料管喷嘴附近,燃料未完全燃烧,未燃烧的NH3受热分解出活性分子H,H自由基与后续分解出来的H或与回流带来的OH自由基结合生成H2,代替NH3参与燃烧,降低燃料型NO生成。旋流强度高时,回流区靠近燃烧器喷嘴,火焰中更多H和OH等氧化性组分被卷吸进燃料管喷嘴附近,在温度作用下与NH3分解的H结合生成H2,降低燃料型NO生成,但也使更多高温烟气参与燃烧,在燃烧器喷嘴附近形成局部高温区,可能产生更多热力型NO。此外,过量空气系数不变,热力型NO生成在总体NO中占主导,此时NO浓度分布与火焰温度分布一致。主要分布于燃烧室的燃烧区,此时湍流对燃料和空气混合起关键作用,湍流强度越高,二者混合越好,燃烧反应越剧烈,火焰温度越高,NO生成浓度越高。故NO排放浓度和峰值浓度均随空气射流孔面积增加而降低,随射流角度增加而增加。

3 结 论

1)增大空气射流角度,或增大空气射流孔面积使旋流强度增加,导致回流区面积减小,回流区位置更靠近燃烧器,卷吸火焰尾部高温烟气进入反应区参与反应,使温度上升速率加快,火焰提前燃烧,进一步加快反应进程,缩短火焰着火距离。但射流角度过大可能导致燃料与空气在前端出现分离现象,使混合延后,延长着火距离。

2)旋流和湍流均能够增强燃料与空气的混合程度,旋流能够增强燃料和空气早期混合,使燃料提前着火,缩短着火距离。而湍流对燃料和空气在远端混合燃烧影响更大,湍流越剧烈,燃料与空气混合燃烧越好,燃料消耗越快,火焰长度越短,火焰温度越高,过量空气系数不变时可以促进热力型NO生成。

3)空气射流孔面积19.2 mm2、射流角度15°、射流速度19.83 m/s时燃烧器燃烧和排放特性好。着火距离0.024 m、火焰长度0.446 m,NO生成峰值浓度443×10-6,排放浓度37.7×10-6。

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Influence of air jet characteristics on the pure ammonia-fuelled swirl diffusion flame

XIE Zhicheng1,XU Yishu1,ZHANG Kai1,YU Ronghao1,HAN Jinke2, LIU Xiaowei1

(1.State Key Laboratory of Coal Combustion and Low Carbon Utilization,Huazhong University of Science and Technology,Wuhan 430074,China;2.Energy Technical Research Institute,Jiangxi Provincial Investment Group Co.,Ltd.,Nanchang 330096,China)

Abstract：Ammonia is an ideal energy source, in order to make better use of pure ammonia fuel and develop a burner suitable for pure ammonia fuel, this study conducted 3D modelling of a 10 kWth natural gas swirl burner by numerical simulation, and simulated the combustion and NO emission performance of pure ammonia in it. The influence of air jet characteristics on the flame morphology, temperature distribution, NO generation and emission was explored, in order to optimize the pure ammonia combustion capability of the burner. In the early stage of combustion, the influence of swirl on the mixing of fuel and air is more significant, while in the late stage of combustion the turbulence intensity has a greater influence on the process. It was found that the swirl intensity could be enhanced by increasing the air jet hole area (from 12.8 mm2 to 19.2 mm2) and the air jet angle (from 15° to 30°), which could promote the mixing of fuel and air, and thus promote the rapid and stable combustion of ammonia fuel and shorten the ignition distance. However, too large jet angle may lead to a short separation of air and fuel, delaying the mixing process and prolonging the ignition distance. In addition, it was also found that decreasing the jet hole area and increasing the jet angle would also enhance the intensity of nearby turbulence near the combustor nozzle, which would promote the mixing and combustion of ammonia fuel and air, thus generating a localized high-temperature zone and leading to an increase in the concentration of NO generation. Through comparative optimization, the pure ammonia burner achieved stable low-NO combustion with air jet orifice area 19.2 mm2, jet angle 15°, jet velocity 19.83 m/s, ignition distance 0.024 m, flame length 0.446 m, and the peak NO generation concentration and emission concentration were reduced to 443×10-6 and 37.7×10-6, respectively.

Key words：ammonia combustion;numerical simulation;swirl burner;pre-pyrolysis;NO

中图分类号：TK16;TK174

文献标志码：A

文章编号：1006-6772(2024)05-0085-14

收稿日期：2024-02-28;责任编辑：戴春雷

DOI：10.13226/j.issn.1006-6772.NU24022802

基金项目：国家重点研发计划资助项目(2023YFB4005702);太原理工大学煤炭清洁高效利用国家重点实验室基金资助项目(MJNYSKL202303)

作者简介：谢智成(2000—),男,湖南株洲人,硕士研究生。E-mail:307859779@qq.com

通讯作者：徐义书(1989—),男,山东潍坊人,副教授,博士。E-mail:xuyishu@hust.edu.cn

引用格式：谢智成,徐义书,张凯,等.空气射流特征对纯氨旋流燃烧火焰影响规律[J].洁净煤技术,2024,30(5):85-98.
XIE Zhicheng,XU Yishu,ZHANG Kai,et al.Influence of air jet characteristics on the pure ammonia-fuelled swirl diffusion flame[J].Clean Coal Technology,2024,30(5):85-98.