0 引言
污泥热解是一种在无氧或缺氧条件下对污泥进行热分解的过程[1]。热解产生的气体产物包括氢气（H2）、一氧化碳（CO）和甲烷（CH4）等可燃成分。放弃这些气体不仅会浪费大量能源,其中的CO气体还会污染地球环境。因此,将有机固废热解气体转化为能源具有重要意义。热解技术能够高效利用生物质原料,其利用率可达90%以上,最大限度地将生物质能转化为能源产品,从而成为实现生物质清洁高效利用的关键途径。对污泥进行热解处理能够降低其质量和体积,并同时消灭其中的病原微生物[2]。产生的污泥焦可应用于农业领域,改善土壤性质,或者在水和空气净化过程中使用。此外,热解还会生成热解气体和热解油,这些产物可用于污泥干燥过程,或者为热解过程本身提供所需的热量。在研究污泥中蕴含的能量时,热解在 ≥ 500β℃的条件下可使超过50%的能量转化为热解气体和冷凝液,这些产物可为污泥干燥或热解过程提供充足的热能。为应对中低热值气体燃料燃烧所面临的挑战,国内外的研究学者主要从以下两个方面展开探索[3]：一方面对燃烧器的稳燃结构进行优化,针对实际工程问题提出创新性解决方案;另一方面,深入研究中低热值气体燃烧机理,包括对低热值气体燃料的火焰结构、燃烧速率以及流场分布等方面的深刻探讨[4]。NIKPEY等[5]探讨了微型燃气轮机的排放特性,发现使用中等热值和低热值的燃料可以减少CO2的排放。BLOUCH等[6]探讨了双环形反向旋转旋流器（dual-annular counter-rotating swirler, DACRS）预混燃烧室中使用含有N2、C3H8和C2H6的混合燃料并进行了化学动力学分析,考察了解燃料成分、压力和温度对火焰驻留位置的影响。
此外,氨（NH3）被广泛认为是一种具有清洁、可再生特性的新型替代燃料。完全燃烧时,其产物仅包括氮气和水,无CO2排放,而且其能量密度相对较高。因此,本课题将污泥热解气与氨气进行混合燃烧,并引入旋流燃烧技术。一方面,旋流燃烧结构的应用有助于强化燃烧过程;另一方面,混合氨气的使用显著降低了燃烧过程中的碳排放。此外,污泥热解气中的H2、CH4等成分也对氨的燃烧性能产生积极影响,从而提升燃烧效率和环保性[7,8]。在保持燃烧稳定性前提下,这种综合利用污泥热解气和氨气进行混合燃烧的方法能够有效降低碳排放,为推动大规模替代化石燃料的能源结构优化提供了有力支持。CHEN等[9]通过实验研究了NH3/H2和NH3/裂解气体漩涡火焰中OH* 的化学发光分布和结构特征,发现随着等效比和氢掺杂量的增加,NH3/空气旋流火焰的OH* 化学发光峰显著增强。为评价OH* 的化学发光,YAN等[10]对甲烷反扩散火焰中OH* 反应机理进行了数值研究,结果显示OH* 的分布取决于形成反应、淬灭反应和扩散特性。
综上,现已有大量掺氨燃料燃烧特性的研究,但鲜有针对污泥热解气掺氨燃烧特性方面的研究,特别是利用化学发光方法测量。本文基于化学发光法对不同当量比及掺氨比的污泥热解气掺氨旋流火焰结构进行测量与分析,以期为污泥热解气/氨气混合燃料的高效利用及其适用的旋流燃烧器的设计提供指导依据。
1 实验部分
1.1 燃烧系统
燃烧实验平台如图1所示。空气由空气压缩机提供,N2、CO2、H2、CH4、CO、C2H4、C2H6和NH3各自储存在高压钢瓶中,经阀门及流量计后与空气混合进入旋流燃烧器。
Fig. 1 Schematic diagram of combustion experiment platform图1 燃烧实验平台示意图 |
$S=\frac{2}{3}\times \frac{1-{{\left( {{{D}_{\text{i}}}}/{{{D}_{\text{o}}}}\; \right)}^{3}}}{1-{{\left( {{{D}_{\text{i}}}}/{{{D}_{\text{o}}}}\; \right)}^{2}}}\tan \theta $ (1)
Fig. 2 3D schematic diagram of swirl burner图2 旋流燃烧器三维示意图 |
式中：Di为叶轮内径;Do为叶轮外径;θ为叶片安装角。
Table 1 Composition and content of sludge pyrolysis gas表1 污泥热解气组成及含量 |
| 组分 | 体积含量/% |
|---|---|
| CO2 | 40.6 |
| H2 | 26.9 |
| CH4 | 13.5 |
| CO | 13.5 |
| C2H6 | 2.2 |
| N2 | 1.7 |
| C2H4 | 1.6 |
考察不同当量比和掺氨比例对旋流燃烧特性的影响,各实验条件的工况参数见表2,燃料组分热功率P固定为5 kW,掺氨体积比XNH3为0% ~ 30%,当量比φ为0.8 ~ 1.2。
Table 2 Experimental parameters under different equivalence ratio表2 各实验条件的工况参数 |
| 工况 | P/kW | XNH3/% | φ |
|---|---|---|---|
| 1 | 5 | 0 | 0.8 |
| 2 | 1.0 | ||
| 3 | 1.2 | ||
| 4 | 10 | 0.8 | |
| 5 | 1.0 | ||
| 6 | 1.2 | ||
| 7 | 20 | 0.8 | |
| 8 | 1.0 | ||
| 9 | 1.2 | ||
| 10 | 30 | 0.8 | |
| 11 | 1.0 | ||
| 12 | 1.2 |
1.2 化学发光检测
污泥热解气/NH3/空气火焰在不同燃烧条件下的OH*、CH* 化学发光分布由1056 × 1027 CCD相机和不同波段的滤波片组成的成像系统捕获。其中,OH* 和CH* 滤光片的透射波长分别为310 ± 10 nm、430 ± 10 nm。实验前,利用标定后的光谱辐射计测得积分球光源的绝对发射强度值,对CCD相机测得的信号强度进行标定。使用CCD相机获取NH3/空气火焰OH* 化学发光分布图像时,保持相机与火焰的相对位置不变,每种工况分别拍摄15张独立图像,得到平均图像,以便进一步分析。
2 结果与讨论
预混气体组分含量的变化对旋流火焰的结构产生显著影响,进而影响燃烧器的燃烧特性。因此,对不同当量比及掺氨比对旋流火焰结构的影响效应进行深入探究,显得极为迫切和必要。
2.1 旋流火焰结构测量方法
基于化学发光发射的光学诊断技术被广泛应用于火焰监测,其利用火焰自发辐射的光谱特征来分析火焰的结构特征[14,15]。该技术通过测量激发产生的自由基（如OH*、CH*）所发出的辐射,以获取与火焰相关的特征参数。其中,OH* 化学发光是最强烈的自由基发射信号,可用于描述火焰的结构、拉伸速率和燃料成分[16,17]。因此,基于化学发光发射的光学诊断技术是一种高效的火焰监测方法。而污泥热解气中所含的碳氢化合物和空气发生燃烧放热反应时,辐射波长分为310 nm和430 nm的OH*和CH* 是最主要的发光。因此测量不同工况下旋流火焰中OH* 和CH* 的分布和辐射强度,得到化学发光辐射强度黑白图及伪彩化处理云图,如图3。
Fig. 3 Chemiluminescence diagram of OH* (φ = 1.0, XNH3 = 0%): (a) black & white; (b) pseudo-color图3 OH* 化学发光图（φ = 1.0,XNH3 = 0%）：（a）黑白图;（b）伪彩图 |
将旋流火焰中自由基辐射强度最大值位置定义为P点,该点的辐射强度为Lmax。xP和hP分别定义为P点与中心轴的径向距离和轴向高度。自由基强度峰值位置定位了火焰的核心反应区,而轴向高度可获取火焰的抬升情况,从而反映火焰结构以及火焰稳定性的变化。
2.2 当量比对旋流火焰结构的影响
当量比在燃烧过程中扮演着至关重要的角色,对燃烧的稳定性、污染物排放以及燃烧效率都有显著影响。因此,有效监测和控制当量比是燃烧过程诊断的关键任务。本节分别考察在0%和10%掺氨比条件下当量比对旋流燃烧特性的影响,具体工况为表2工况1 ~ 6。
图4展示了不同当量比下的OH* 分布。在工况1、2、4、5时,旋流火焰表现出良好的稳定性。火焰根部在旋流喷嘴附近保持相对稳定,火焰延伸至旋流叶片的外径之外,形成了一个外部回流区域,并且火焰的整体形态呈现出“M”形。在工况2和工况5下,这种“M”形旋流火焰的外部回流区域更加明显,同时火焰的亮度也更高。
Fig. 4 Chemiluminescence diagram of OH* under different equivalence ratios图4 不同当量比下OH* 化学发光图 |
在工况3时,观察到火焰根部出现了抬升。旋流火焰呈一定倾角向火焰下游延伸,这导致火焰根部附近的外部回流区域不再明显可见。此时,火焰的形态呈现出向“V”形发展的趋势,整体上,OH* 辐射强度相对较弱。这种火焰状态具有不稳定性,火焰强度时强时弱,接近火焰吹熄的富燃当量比。在工况6时,火焰完全脱离了喷嘴表面,火焰根部上升到一定高度,并且火焰表面出现明显的上下震动。在这种状态下,OH* 化学发光信号相对较弱,因此燃料最稀薄火焰的火焰结构几乎不可见,特别是在火焰根部附近。这表明火焰没有锚定在燃烧器出口,而是由涡流维持,导致火焰在壁面附近拉长。尽管预混气体保持这种状态继续燃烧,但火焰随时可能被吹熄,因此火焰的强度和稳定性大幅降低。
不同当量比条件下OH* 辐射强度峰值及峰值位置见图5。无论是否掺氨,火焰OH* 浓度均在化学当量条件时最高。为进一步分析,记录了峰值点的径向和轴向位置。hP在贫燃时减小而富燃时增大,这是由于氧化剂不足时火焰上游的热解气无法充分燃烧,因此OH* 峰值低并向下游扩展。而xP在富燃时向远离中心轴方向移动,这与火焰拉伸的情况吻合。
Fig. 5 Radiation intensity peaks (a) and peak positions (b) of OH* under different equivalence ratios图5 不同当量比下OH* 辐射强度峰值（a）及峰值位置（b） |
图6展示了不同当量比条件下的CH* 化学发光图。可以看出,CH* 和OH* 的整体分布趋向于相似,反应区均处于旋流燃烧喷嘴上方。然而,在工况3和工况6时,由于污泥热解气体与氨气在缺氧条件下的燃烧不稳定,导致预混燃料气体被匀速吹出后不能被匀速燃烧消耗。因此,当燃料燃烧速度较慢时,当量比低于平均状态,火焰接近吹熄状态;而当燃料燃烧速度较快时,当量比高于平均状态,火焰强度增加。
Fig. 6 Chemiluminescence diagram of CH* under different equivalence ratios图6 不同当量比下CH* 化学发光图 |
图7展示了不同当量比下CH* 辐射强度峰值及峰值位置。可以看出,无论掺氨与否CH* 辐射强度及位置变化趋势一致。而随当量比增加,CH* 辐射强度峰值也逐渐增大,这是由于混合气体中的氧化剂相对减少,热解气中的碳氢化合物燃烧不充分所导致。化学当量时CH* 峰值更靠近火焰中心,然而对当量比的敏感度不高。
Fig. 7 Radiation intensity peaks (a) and peak positions (b) of CH* under different equivalence ratios图7 不同当量比下CH* 辐射强度峰值（a）及峰值位置（b） |
2.3 掺氨比对旋流火焰结构的影响
为深入探究掺氨比对旋流火焰结构的影响,在2.2节的基础上增添了20%及30%掺氨比的实验,具体条件见表2工况7 ~ 12。
图8为各掺氨比下火焰OH* 化学发光图,可见掺氨后火焰稳定性降低,OH* 反应区变得稀薄。在工况1、2、4、5、7、8、10和11的实验条件下,随着氨气含量的增加,燃烧速度降低,气体停留时间延长,火焰呈现出明显的拉长趋势。然而,在工况3、6、9和12的富燃条件下,增加了掺氨比,旋流火焰出现抬升现象,脱离了旋流叶片。这可能是因氨气的加入导致火焰燃烧变得不稳定,同时也影响了火焰的结构和位置。该现象表明,氨气含量对火焰的性质和行为在不同的实验条件下产生了显著影响。通常来说,产生OH* 的主要反应有两种,即H + O + M ↔ OH* + M（R1）和CH + O2 ↔ CO + OH*（R2）[18]。R2只在碳氢化合物火焰中存在,而R1在NH3及CH4等碳氢火焰中均存在,由于这是一个三分子反应,通常在燃气轮机燃烧室压力下占主导地位,但在大气压下发生的概率相对较低,这解释了掺氨比增加降低了OH* 的信号[19]。
Fig. 8 Chemiluminescence diagram of OH* under different ammonia doping ratios图8 不同掺氨比下OH* 化学发光图 |
不同掺氨比下OH* 辐射强度峰值及峰值位置如图9,可以观察到OH* 辐射强度峰值随着掺氨比的增加而持续下降,而且这种下降速率逐渐减缓。此外,掺氨比的增加导致OH* 核心反应区向火焰下游移动,在富燃状态下这种现象尤为显著,因为氨气的添加使得污泥热解气的旋流火焰抬升。另外,在贫燃条件和化学当量条件下,径向位置变化较小。当量比为1.2时,随着掺氨比的逐渐增加,OH* 辐射强度峰值的径向位置出现了不规则的变化。这可能是由于抬升的火焰引起的不稳定振动导致的。这些观察结果进一步揭示了氨气掺混对火焰结构和特性的影响,尤其是在富燃条件下。
Fig. 9 Radiation intensity peaks (a) and peak positions (b) of OH* at different ammonia blending ratios图9 不同掺氨比下OH* 辐射强度峰值（a）及峰值位置（b） |
图10展示了旋流火焰在不同掺氨比条件下的CH* 化学发光图。随着掺氨比的增加,CH* 的反应区都呈现出扩展的趋势,而掺氨比为30%时则变得十分稀薄。从图11可以看出,在全部当量比下的CH* 辐射强度峰值随掺氨比的增加而降低。在当量比为1.2的情况下,观察到CH* 辐射强度峰值位置向靠近火焰中心的更高位置移动。这是由于污泥热解气中的主要组分（如H2和CH4等烃类燃料）具有较高的反应活性,其燃烧速度显著高于氨气。因此,当增加氨气比例时,预混燃料气的总体燃烧速度下降。这导致了CH* 核心反应区处于远离喷嘴出口的更高位置。在这种情况下,氧化剂供应不足,污泥热解气中的碳氢化合物组分在更靠近火焰中心的位置与氧气反应生成中间产物CH*。这一解释有助于理解CH* 反应区在不同氨气掺混条件下的位置变化。
Fig. 10 Chemiluminescence diagram of CH* under different ammonia doping ratios图10 不同掺氨比下CH* 化学发光图 |
Fig. 11 Radiation intensity peaks (a) and peak positions (b) of CH* at different ammonia blending ratios图11 不同掺氨比下CH* 辐射强度峰值（a）及峰值位置（b） |
对比分析不同当量比和掺氨比对火焰中自由基的影响,OH* 和CH* 辐射强度峰值的测量结果如图12。可以看出,氨气的加入使OH* 辐射强度减弱,在贫燃条件下这种影响更加显著。未掺氨时,当量比从0.8增加到1.2时,CH* 峰值提高了244.9%。但添加10%氨气后,提高值降低到189.8%;添加20%氨气后,提高到193.1%;添加30%氨气后,升高了17.4%。这表明一定量的氨气添加显著减弱了当量比对CH* 峰值的影响,特别是在富燃条件下。
Fig. 12 Radiation intensity peaks of OH* (a) and CH* (b) under different equivalence ratios and ammonia doping ratios图12 不同当量比和掺氨比下的OH*（a）、CH*（b）辐射强度峰值 |
3 结论
采用化学发光法,基于CCD紫外成像系统,在保持热功率恒定的条件下,对不同当量比和氨气掺混比的工况下污泥热解气/氨气预混旋流火焰结构进行了详细实验研究,得出以下结论：
（1）当量比为0.8 ~ 1.2范围内,污泥热解气/氨气混合燃料和纯污泥热解气旋流燃烧火焰中的OH* 在化学当量条件下辐射强度最大,而CH* 在富燃料条件下辐射强度最大。火焰从贫燃过渡到富燃,旋流火焰开始附着于叶轮,形成稳定的“M”形火焰,然后火焰抬升并脱离叶轮表面,导致火焰稳定性下降。
（2）随着掺氨比增加,旋流火焰抬升并变宽,OH* 和CH* 辐射强度逐渐减弱。相同热功率下,氨气的加入降低了预混火焰的燃烧速度,使火焰扩展到更高的空间位置,从而扩大了发生燃烧放热反应的区域。
（3）氨气的加入减弱了当量比对OH* 辐射强度的影响,特别是在贫燃条件下。此外,一定量的氨气添加显著削弱了当量比对CH* 峰值的变化效应,尤其是在富燃条件下,当量比从0.8增大到1.2时CH* 峰值提高了244.9%。
