0 引言
国内外学者对天然气掺氢燃烧开展了大量研究。KIM等[10]对甲烷掺氢旋流火焰稳定性研究表明，掺氢在高、低旋流强度下均可提高火焰稳定性。MAO等[11]和ZHANG等[12]对富氢甲烷火焰在贫燃/超贫燃条件下可燃范围研究表明，掺氢显著延长了贫燃火焰的可燃性极限。COZZI等[13]研究表明，掺氢使甲烷旋流火焰前锋和燃烧器头部附近的温度升高并促进了热力型NOx的生成。MARRAGOU等[14]对甲烷/氢气/空气同轴旋流燃烧器污染物排放研究也表明，随着掺氢比例的增加，燃烧器CO排放量减少，NOx排放量增加。理论研究表明掺氢能够提高甲烷火焰的稳定性，同时会增加热力型NOx的生成和排放，现有陶瓷窑炉大功率天然气燃烧器直接掺氢燃烧会带来哪些挑战，能否满足产品烧成工艺加热性能要求和污染物排放标准，需要进一步研究。
为满足陶瓷行业减碳降碳的实际需求，本文对一款陶瓷窑炉大功率天然气燃烧器进行掺氢燃烧特性研究，以期为现有陶瓷窑炉燃烧系统掺氢燃烧低碳排放改造提供指导和数据支持。
1 研究方法
1.1 研究对象及工况简介
研究对象是一款陶瓷窑炉天然气燃烧器，运行功率为80 ~ 200 kW。燃烧器为分体式结构，中间为燃料通道，外侧为空气通道。助燃风通过烧嘴头部的旋流盘和一次风通道进入预燃室，并与燃料喷孔喷入的天然气混合进行燃烧，整个燃烧器头部处于呈渐缩圆筒形的碳化硅套筒内，套筒长度32 cm，原型结构如图1所示。
为详细了解燃烧器结构直接掺氢燃烧带来的影响，采用数值计算和热态试验结合的方法进行研究。按照实际陶瓷窑炉烧成工艺中燃烧器功率的调节范围，选取80、120、150 kW三个典型功率作为研究工况，每个功率在体积分数0% ~ 50%掺氢比范围内设置了6个工况，工况参数见表1。标况下，氢气低位热值为10.79 MJ/m3，甲烷低位热值为35.88 MJ/m3，在相同功率下，1体积天然气大约与3体积氢气的输入热值相当。从表1中的数据可以看出，在0% ~ 50%掺氢比范围内，同功率条件燃烧器内的助燃空气量随着掺氢比的增加而减少，但最多只减少了3.86%；同时，燃烧器内完全燃烧的烟气量随着掺氢比的增加而减小，最大减少了2.32%，这表明现有燃烧器结构可以不做改变即可满足0% ~ 50%掺氢比工况的燃烧参数需求。
表1 研究工况参数Table 1 Research operating condition parameters |
| 功率/kW | 掺氢比/% | 氢气流量/(m3/h) | 天然气流量/(m3/h) | 空气流量/(m3/h) | 烟气流量/(m3/h) |
|---|---|---|---|---|---|
| 80 | 0 | 0.000 0 | 8.026 8 | 87.912 1 | 95.908 3 |
| 10 | 0.863 0 | 7.767 0 | 87.432 6 | 95.601 0 | |
| 20 | 1.866 4 | 7.465 6 | 86.875 2 | 95.243 7 | |
| 30 | 3.047 3 | 7.110 4 | 86.219 1 | 94.823 2 | |
| 40 | 4.457 5 | 6.686 3 | 85.435 7 | 94.321 0 | |
| 50 | 6.171 0 | 6.171 0 | 84.483 8 | 93.710 9 | |
| 120 | 0 | 0.000 0 | 12.040 1 | 131.868 1 | 143.862 4 |
| 10 | 1.294 5 | 11.650 5 | 131.148 9 | 143.401 4 | |
| 20 | 2.799 6 | 11.198 4 | 130.312 8 | 142.865 5 | |
| 30 | 4.570 9 | 10.665 4 | 129.328 7 | 142.234 7 | |
| 40 | 6.686 3 | 10.029 5 | 128.153 5 | 141.481 5 | |
| 50 | 9.256 5 | 9.256 5 | 126.725 6 | 140.566 3 | |
| 150 | 0 | 0.000 0 | 15.050 2 | 164.835 2 | 179.828 0 |
| 10 | 1.618 2 | 14.563 8 | 163.936 2 | 179.251 8 | |
| 20 | 3.499 4 | 13.997 6 | 162.891 0 | 178.581 9 | |
| 30 | 5.713 7 | 13.331 9 | 161.660 9 | 177.793 4 | |
| 40 | 8.357 8 | 12.536 7 | 160.191 9 | 176.851 9 | |
| 50 | 11.570 6 | 11.570 6 | 158.407 1 | 175.707 9 |
1.2 数值模型构建
1.2.1 物理模型及边界条件
燃烧器物理模型构建及网格划分情况如图2所示。采用FreeCAD v0.20.2三维建模软件进行1∶1建模，并进行网格划分，所有网格均为四面体结构，整体网格最大尺寸约束为30 mm，燃烧器预燃室部分采用局部加密方法约束网格最大尺寸为6 mm，燃料喷孔等尺寸较小的位置约束局部网格最大尺寸为1 mm。
数学模型中计算控制方程由质量、动量、能量及组分守恒方程构成，流场计算选择雷诺应力湍流模型（Reynolds stress model），燃烧反应采用涡耗散模型（eddy dissipation model）进行计算。燃料入口的组分为CH4和H2，初始温度为298.15 K；出口设置为压力出口。化学反应机理采用甲烷两步反应和氢气一步反应机理，离散格式采用一阶中心差分进行计算求解，污染物模型选择热力型氮氧化物计算模型进行模拟。
1.2.2 网格无关性验证
2 结果与讨论
2.1 掺氢比对预燃室内温度分布的影响
从图5可以看出，掺氢比由0%逐渐增加至50%，上下局部高温区长度分别由60 mm、47 mm增大至120 mm、97 mm，增长幅度超过100%，表明氢气的掺混使得燃烧器预燃室内混合燃料的反应程度增加，放热区间变长。从图中还可以看出，掺氢比增加时，下局部高温区底部距燃烧器头部距离由23 mm减小至8 mm，表明掺氢比越大，火焰下局部高温区将越接近燃烧器头部，燃烧器头部面临的高温烧损程度也会急剧增加。
2.2 掺氢比对预燃室内火焰中间组分的影响
2.3 掺氢比对预燃室内燃料转化率的影响
定义截面上的燃料转化率如式（1）所示：
$\alpha_{\text {fuel }}=\left(1-\frac{q_{\mathrm{m}}^{\prime}}{q_{\mathrm{m}}}\right) \times 100 \%$
式中：$\alpha_{\text {fuel }}$为燃料转化率，%；$q_{m}$为燃烧器入口处燃料的质量流量，kg/s；$q_{\mathrm{m}}^{\prime}$为任意截面上燃料的质量流量，kg/s。图8为计算得到的预燃室轴向不同高度截面的CH4和H2转化率。
从图8（a）中可以看出，相比纯天然气工况，掺氢后CH4转化率呈现先降低后升高的变化趋势；CH4转化速率均得到提升，且随着掺氢比的增加CH4转化速率下降。主要原因是H2与O2较快的反应速率降低了CH4与O2的反应机会，在初始燃烧区间抑制了CH4的转化，且氢气比例越大初始燃烧区间的CH4转化率降低越多。由于H2的优先反应，促进了初始燃烧区域混合火焰温度的提升，而火焰温度的升高进一步提升了后续燃烧区域CH4的转化率，使得CH4在高温区的转化率增大，后续火焰温度更进一步升高，这也是导致掺氢后燃烧器预燃室内上下局部高温区拉长的主要原因。
2.4 掺氢比对预燃室出口燃烧参数的影响
天然气掺氢后以燃烧终产物H2O为基准组分定义混合燃料的燃尽率如下：
$\beta=\frac{m_{\text {out }, \mathrm{H}_{2} \mathrm{O}}}{m_{\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}}} \times 100 \%$
式中：β为混合燃料燃尽率，%；$m_{\mathrm{out}, \mathrm{H}_{2} \mathrm{O}}$为数值计算得到的预燃室出口截面H2O质量流量，kg/s；$m_{\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}}$为混合燃料完全燃烧时H2O理论质量流量，kg/s。
不同功率条件下预燃室出口的燃尽率分布、CH4转化率分布和温度分布如图9所示。
从图9（c）可知，各功率条件下，掺氢后预燃室出口温度均得到提升，且掺氢比越大温度升高越明显。在同一掺氢比条件下，功率越大预燃室出口温度越低，掺氢工况与纯天然气工况变化特性一致，这主要是大功率条件下较多的燃烧烟气量所导致。
2.5 热态实验
实验中天然气由管道气供应，实际测试中受供气压力的影响，最高测试功率为140 kW，因此测试功率取80、120、140 kW，掺氢比范围为0% ~ 50%，为保证燃料燃烧充分，通过调节空气量，控制燃烧室出口氧浓度在3%左右，即过量空气系数在1.16 ~ 1.19范围内，与前文数值计算保持一致。
2.5.1 不同掺氢比下火焰和燃烧室温度分布
燃烧室设置的两个测温点记录温度数据变化特性如图12所示。相同功率条件下，随着掺氢比的增加，燃烧室中部温度和燃烧室出口温度均有提升。其中燃烧室中部和出口温度在80 kW功率和50%掺氢比条件下升幅最大，相比纯天然气工况温度分别升高了28.5 K和14.2 K；随着功率增加到120 kW和140 kW，50%掺氢比工况下温度提升幅度越来越小，140 kW时燃烧室中部和出口温度升高17.1 K和5.6 K，总体变化较小。热态实验表明相同功率下天然气掺氢燃烧不会使燃烧室中部和出口温度显著升高，火焰加热特性与纯天然气工况相比增加不明显。
基于燃烧室出口温度的实验测试数据，进一步验证数值计算模型。对比80 kW和120 kW两种燃烧功率在掺氢比0% ~ 50%条件下的燃烧室出口温度模拟值和实验值，如图13所示，最大误差小于5%，说明所建立的数值计算模型具有较高的准确性和可靠性。
2.5.2 燃烧室出口NOx排放特性和燃烧效率
图14为不同功率下燃烧室出口NOx排放浓度和相比纯天然气工况的NOx排放变化率。图中可见，80 kW和120 kW条件下，随着掺氢比的增加，燃烧室出口NOx浓度逐渐增加，在掺氢比0% ~ 30%条件下，对比纯天然气工况NOx增加较为平缓，最大增加9.4%，增加幅度较小；当掺氢比大于30%后，出口NOx浓度开始急剧增加。在140 kW工况时出口NOx浓度分布也有相同的变化趋势，在掺氢比0% ~ 30%时出口NOx浓度略有下降，掺氢比大于30%后，出口NOx浓度开始迅速增加。
各工况下燃烧室出口组分浓度和燃烧效率数据见表2。不同实验工况条件下，掺氢燃烧产物中的CO体积分数在1 × 10−6 ~ 4 × 10−6之间，烟气组分中未检测到H2和CH4的存在，表明不同工况下天然气掺氢燃烧充分，燃烧器的燃烧效率均在99.9%以上。此外，在0% ~ 50%掺氢比条件下，燃烧出口CO2排放最高降低25.1%。
表2 燃烧室出口各组分体积浓度及燃烧效率Table 2 Volume concentration of various components and combustion efficiency at the combustion chamber outlet |
| 功率/kW | 掺氢比/% | CO2/% | CO/10−6 | H2/% | 燃烧效率/% |
|---|---|---|---|---|---|
| 80 | 0 | 10.86 | 1 | 0 | >99.9 |
| 10 | 10.66 | 2 | 0 | >99.9 | |
| 20 | 10.33 | 1 | 0 | >99.9 | |
| 30 | 9.97 | 1 | 0 | >99.9 | |
| 40 | 9.68 | 1 | 0 | >99.9 | |
| 50 | 8.75 | 1 | 0 | >99.9 | |
| 120 | 0 | 11.43 | 4 | 0 | >99.9 |
| 10 | 10.61 | 3 | 0 | >99.9 | |
| 20 | 10.31 | 2 | 0 | >99.9 | |
| 30 | 9.84 | 2 | 0 | >99.9 | |
| 40 | 9.36 | 1 | 0 | >99.9 | |
| 50 | 8.56 | 1 | 0 | >99.9 | |
| 140 | 0 | 10.85 | 2 | 0 | >99.9 |
| 10 | 10.55 | 1 | 0 | >99.9 | |
| 20 | 10.15 | 2 | 0 | >99.9 | |
| 30 | 10.05 | 2 | 0 | >99.9 | |
| 40 | 9.77 | 2 | 0 | >99.9 | |
| 50 | 9.57 | 2 | 0 | >99.9 |
3 结论
（1）掺混氢气使现有天然气燃烧器预燃室内上下两个局部高温区变长，且氢气比例越大，下局部高温区底部越靠近燃烧器喷口，增加了燃烧器头部面临的高温烧损危险。
（2）由于H2与O2的优先反应，掺氢后预燃室内CH4转化率呈先低后高的变化趋势，即初始燃烧区间抑制，高温燃烧区间促进；同时，掺氢会抑制燃烧中间产物CO的转化，且掺氢比越大预燃室内CO浓度越高，单位甲烷的CO生成量也越大。在掺氢比大于30%后，预燃室内H2转化速率几乎不再发生变化。
（3）掺氢增大了燃烧器预燃室内燃料的完全反应程度和出口温度，但不同功率下的燃尽率会随着掺氢比的增加先增大后缓慢下降，拐点在掺氢比30%附近。
（4）热态实验结果表明，燃烧器在0% ~ 50%掺氢比工况时均可实现99%的燃烧效率，相同功率下燃烧室加热温度和出口温度最高升幅分别为28.5 K和14.2 K，与纯天然气工况相比升高幅度不大。在0% ~ 30%掺氢比时燃烧室出口NOx排放浓度增加较为平缓，当氢气比例大于30%后，NOx排放浓度开始急剧增加。
（5）在掺氢比0% ~ 50%时大功率天然气燃烧器可满足陶瓷窑炉加热性能要求，综合考虑燃烧器头部和碳化硅套筒寿命、污染物生成等因素，现有陶瓷窑炉天然气燃烧器掺氢比例不宜过大，在掺氢比30%内运行最佳。