【燃机技术】掺氢比对甲烷-氢微混组合火焰燃烧特性的影响

《巴黎协定》和联合国气候变化大会对工业设施所排放的CO₂、SO_x和NO_x实施了新的限制，以控制和减少全球范围内温室气体的排放。在温室气体排放设施中，燃气轮机发电设备、工业天然气窑炉是主要排放源之一。为了减少CO₂和NO_x温室气体排放水平，采用氢混天然气的贫预混燃烧技术是解决这个问题的有效途径之一，但其工作时极易受到燃烧不稳定的影响。在贫预混燃烧过程中，掺混燃料的使用也具有挑战性，随着混气中H₂含量的增加导致流场发生变化，进而影响了火焰结构，涡的结构随之发生了变化，对火焰流场的传热传质作用和OH基浓度产生了影响，最终对火焰的热释放波动和燃烧稳定性产生了影响，产生回火、贫熄和压力脉动等燃烧不稳定性因素的风险迅速增加，进而影响燃烧器的运行稳定性。为了解决这些问题，就需要在短距离内空气燃料快速混合，减小局部高温区，降低NO_x排放。

与相同当量比的碳氢燃料火焰相比，氢燃料火焰的绝热温度更高，也可能对燃烧设备造成损伤.为了克服这些问题，进一步实现NO_x近零排放，贫预混燃烧技术已经逐渐从简单大尺度向复杂精细化的燃烧组织形式发展。例如在燃气轮机中，空气和燃料分配已从径向分级发展到周向和轴向分级，喷嘴数量也从个位数发展到上百支，并采用了矩阵布置方式。在这种发展趋势下，加利福利亚大学UCI燃烧实验室和GE公司相继提出了一种基于射流方式的微混燃烧技术，以避免在氢混燃烧器出口形成高温反应区，其在燃用气体燃料（绝热火焰温度1900K时），NO_x排放浓度可降至10μL/L以内.

微混燃烧技术是一种把数量众多、尺寸较小的射流预混喷嘴，按照一定的矩阵方式布置在燃烧器上的燃烧技术。按喷嘴构成方式区分，微混燃烧器分为单支、组合和单元三种微混喷嘴。按喷嘴出口形式区分，微混燃烧器主要配置圆形和环形两种射流微混喷嘴。在氢混天然气微混火焰中，受微混火焰间相互作用的影响，单支火焰研究无法全面表征火焰间相互影响关系，而组合火焰具有最基础的影响关系，考虑了周向火焰间的相互作用，并且相对于单元火焰，组合火焰具有可扩展性。此外，相较于圆形射流，环形射流由于具有中心钝体，因此在近场和中场内形成了回流区，这有助于提高环形射流火焰稳定性，与此同时，中心钝体可以有效阻止喷嘴内产生中心流回火和燃烧诱导涡破碎回火，这就使环形射流在面对射流进口条件变化时（例如燃料组分中H₂浓度增大，火焰传播速度增快）具有更高的工况适应性和火焰稳定性。

在天然气发电加速向低碳未来过渡中，燃气轮机燃料使用掺入H₂的天然气是走向低碳或零碳的重要途径。H₂与天然气按一定比例混合的富氢燃料综合了H₂燃烧速度快、着火界限宽以及天然气体积热值高等优势。由于H₂具有火焰传播速度快、绝热火焰温度高、点火延迟时间短等特性，因此，在相同燃气温度条件下，富氢燃料需要在更低的当量比条件下运行.因此，本文将针对以甲烷-氢为燃料，开展环形射流组合微混火焰的燃烧特性实验研究，重点关注掺氢比和当量比的变化对火焰结构、压力脉动特性以及NO排放特性的影响，为微混燃烧技术燃用氢混燃料提供理论基础和技术支撑。

2.1 实验装置和工况

为了建立甲烷-氢微混组合火焰结构特性的实验方法，分析OH*信号强度分布特性、压力脉动特性和NO_x生成特性，建立环形组合喷嘴实验系统，实验台系统图如图1所示。本实验台依托现有实验条件建立MRU烟气分析仪测NO_x,50kHz动态压力系统，10kHz OH*自发荧光测量方案的联调测试系统，在可适应燃料满足各种掺混比例下的氢混天然气、压力为常压到加压、空气温度从常温到500℃的边界条件下，发展微混条件下甲烷-氢火焰的OH*自发荧光测量技术，完善火焰图像数据处理方法，以获得相同时间序列下的OH*信号强度分布特性、压力脉动特性和NO_x生成特性。

Fig.1 Experimental system diagram

单支微混喷嘴采用射流形式，空气和燃料两股射流采用相互之间呈90°的交叉射流方式在喷嘴内混合，喷嘴出口为环形，环形出口外径（D₁）为5mm，环形出口内径（D₂）为2.4mm，微混组合喷嘴由7支微混喷嘴组成，按正六边形布置，相邻喷嘴的中心距（L）为9mm，单支微混喷嘴结构示意图及组合微混喷嘴布置示意图如图 2、3 所示。

Fig. 3 Distribution diagram of micro-mixing combined nozzles

本实验为探究影响甲烷-氢微混组合火焰结构特性和 NO_x排放特性的关键参数，通过设定当量比（ϕ）为0.7，改变热功率（Q）及掺氢比，探究掺氢比（X_H2）变化对火焰结构及NO排放的影响。通过设定Q=0.5kW，改变当量比及掺氢比，探究当量比变化对火焰结构及NO排放的影响。

掺氢比（X_H2）是指在甲烷-氢混合燃料中氢气燃料所占混合燃料的体积分数，即：

设计如下实验工况，在空气入口温度和燃料入口温度均为15℃条件下，燃料X_H2=50%~90%，Q=0.25~1kW，ϕ=0.5~0.9，共计42个实验工况。本实验重点关注X_H2、ϕ和Q这三个变量，在研究某一个变量对甲烷-氢微混组合火焰结构特征的影响时，另两个变量保持不变，因此燃料/空气的混合气速度和绝热火焰温度随之改变。

2.2 实验测量方法

本实验台应用的火焰结构测量系统为自发荧光拍摄系统（如图4所示）：由高速相机、像增强器、带通滤光片等组成。高速相机分辨率可达1280×800像素，全画幅时拍摄速率大于7400fps，一个像素为20μm。像增强器模组为直径25mm的双层微通道板（Micro channel Plate，MCP），主要用于增强弱光信号、扩展光谱探测范围以及提供纳秒级的曝光时间。OH*的带通滤光片尺寸为50mm，波长为310nm，带宽为5nm。火焰图像通过加装OH*滤光片的高速相机进行拍摄，并通过像增强器进行补强。

Fig.4 OH* self-fluorescence camera system

高速相机选取的拍摄截面如图5所示，重点关注微混组合火焰整体的火焰结构特性和稳燃特性。

Fig.5 OH* self-fluorescence camera shooting angles

本试验采用了50kHz动态压力测量系统，该系统具有测量参数多、工作性能稳定、动态响应快等特点。该系统由动态压力传感器、传感器信号采集系统和数据传输软件组成，如图6所示。动态压力传感器采用压电式压力传感器，压电式压力传感器具有超过200kHz的高固有频率，可以捕捉燃烧过程中的快速压力上升，并能准确记录在高静态压力下的极小压力变化（压力脉动），实验系统采用的压力传感器的主要技术指标如表1所示。

Fig.6 Pressure pulsation measurement system

Table 1 Dynamic pressure sensor technical specifications

本实验中测量动态压力的数据采集频率为10kHz,试验设置量程为0.02 MPa,传感器布置的位置为火焰燃烧区域，重点关注火焰燃烧区域的压力脉动情况，通过比较和分析不同工况条件下压力脉动的频域数据，获得不同X_H₂下甲烷-氢微混组合火焰的压力脉动特性。

燃气组分尤其是CO和NO_x排放是本实验研究中较为重要的一个考察参数，本实验中使用的燃气组分测量仪器为手持式烟气分析仪，如图7所示。烟气分析仪的基本工作原理是电化学原理，NO_x可测量范围为0~5000μL/L，分辨率1μL/L，精度为读数的±5%，甲烷-氢微混火焰的烟气中的主要组分为O₂、CO及NO_x，因此本实验中主要关注烟气中的CO和NO_x浓度。通过比较和分析不同工况下燃气中CO和NO_x的浓度，获得甲烷-氢微混组合火焰的燃烧和火焰特性。

Fig.7 Flue gas analyzer

2.3 数据处理方法

本文对于甲烷-氢微混组合火焰的OH*自发荧光图片的处理方式是基于Python语言，OpenCV框架对所有图片进行图像预处理、边缘检测以及火焰特征值的提取，最后输出相关数据。

具体图像处理步骤如图8所示，原始图像如图8(a)，对图像进行滤波处理，图像滤波是在尽量保留图像提取目标细节特征的条件下对图像的噪声进行抑制，其处理效果的好坏，会直接影响到提取目标的清晰度和信息的完整度。均值滤波属于线性滤波，主要原理是利用均值代替图像中各个点的灰度值，均值滤波处理后图像如图8(b)所示。采用Otsu算法实现图像的阈值分割，Otsu算法最主要的特性是通过计算获得最佳阈值进行分割，避免了直方图分割法的主观性，其应用效果如图8(c)所示，图像中火焰燃烧区域和火焰边界部分较为明亮，能够清晰地看出火焰的边界。选择Canny算子检测边缘，如图8(d)所示，提取甲烷-氢微混火焰面积和边界，Canny算子是一个具有滤波、图像增强、边缘检测的多阶段优化算子，其通过高斯滤波器平滑灰度图像，利用一阶偏导有限差分来计算灰度梯度的幅值和方向，利用两个阈值来分别检测和连接边缘。利用核函数对图像进行降噪处理，效果如图8(e)所示，最后画出如图8(f)所示火焰轮廓。最后获取轮廓像素点计算火焰面积和周长，对火焰关键特征数据进行提取。

Fig.8 OH* self-fluorescence image processing steps

3.1 火焰结构特性分析

3.1.1 掺氢比对火焰结构时均特性影响

H₂的掺混对于CH₄火焰结构和稳燃边界的影响是非常显著的，研究发现当X_H2>50%时，微混组合火焰可以相对稳定燃烧。当X_H2较低时，微混组合火焰根部出现抖动，火焰抬升距离较高，容易出现熄火现象。如图9所示为Q=0.75kW，ϕ为0.7时的四种不同X_H2工况下对5s内高速相机测得的连续数据做时均处理得到的火焰时均OH*信号强度分布照片。

时间平均的OH*信号强度分布图像显示，Q和φ保持不变，随着X_H2的降低，空气流速逐渐增加，微混组合火焰从紧贴喷嘴出口，逐步抬升，火焰根部区域较为模糊。OH*可用于表征火焰热释放率的强度，OH*信号越强，说明火焰局部热释放率较高。当X_H2较高时，通过图像可以分辨各支喷嘴火焰根部的形态。随着X_H2降低，火焰中游OH*信号逐渐增强，喷嘴出口区域OH*信号逐渐降低，主要是因为X_H2降低，CH₄浓度升高，点火延迟时间增长，导致火焰无法在喷嘴出口区域锚定，各支喷嘴火焰根部之间产生明显的交汇现象，多支喷嘴火焰支撑增强。

Fig.9 Normalized OH* radical concentration distributions for four different XH₂ withφ=0.7,Q=0.75kW

由于火焰面积与燃烧放热率直接相关，因此不同X_H2条件下火焰面积变化曲线可以用来表征燃料的整体热释放特性。本文对时均火焰图像进行了边界提取，计算了火焰面积及火焰高度，并用所得数据的最大值进行了归一化处理，得到归一化火焰面积数据和火焰高度数据，并利用样条曲线拟合的方式确保数据点之间的曲线平滑连续，如图10所示。上述火焰结构参数是基于OH*信号强度分布图像，需要说明的是，由于OH*自发荧光技术是记录火焰投影图像，故上述火焰结构参数均为投影参数。从图中可以看到，在Q=0.25kW时，不同X_H2工况下，空气流速均稳定在4.6~5m/s，归一化火焰面积没有发生显著变化。在Q=0.5~1kW时，随着X_H2的升高，不同Q工况下的归一化火焰面积和火焰高度均呈现下降趋势，其原因是H₂的掺混提高了甲烷-氢火焰的反应速度和稳定性，火焰从抬升状态转变成驻定状态，OH*信号更多的集中到了火焰中心区域，火焰面积减小，燃烧更加集中在喷嘴出口区域。X_H2增加大于20%，火焰面积均下降超过10%。沿纵向来看，随着Q增加，以X_H2=70%为例，空气流速从4.88m/s增长到19.53m/s，火焰面积增长30%，火焰释热区被拉长。

Fig.10 Flame area and height variations of

micro-mixing combined flames at ϕ=0.7

从火焰高度变化来看，随着X_H2增加，火焰逐渐驻定在喷嘴出口区域，火焰高度总体呈减小趋势，在Q=0.5~1kW工况条件下，火焰高度减小比例相同。在Q=0.25kW工况下，火焰高度减小比例较大，但火焰面积变化比例较小，通过观察0.25kW工况下时间平均的OH*信号强度分布图像，如图11所示，可以看到虽然随着X_H2增大火焰高度减小，但OH*信号较强的区域主要分布在火焰中心区域，Q=0.25kW的五种不同X_H2工况条件下，燃料-空气混气流速均为5.6m/s，火焰驻定在喷嘴出口区域，并没有转变成抬升状态，OH*信号较强区域更加集中，因此根据OH*信号强度提取火焰边界计算出的火焰面积变化不大。

Fig. 11 Normalized OH* radical concentration distributions forφ=0.7 and Q=0.25 kW

3.1.2 当量比对火焰结构时均特性影响

为了探究当量比对甲烷-氢微混组合火焰结构特性的影响，设计Q=0.5kW，X_H2=55%~90%，ϕ为0.5~0.9的实验工况。如图12所示，展示了Q=0.5kW，X_H2=60%时的三种不同ϕ工况OH*信号强度分布图片，图13展示了Q=0.5kW，X_H2=70%时的四种不同ϕ工况OH*信号强度分布图片。通过图中可以看到，Q和X_H2保持不变，随着ϕ的增加，OH*信号强度逐渐增加，火焰从抬升火焰逐步变化到驻定在喷嘴出口区域。火焰根部在低ϕ工况时并不明显，不能很好的观察各喷嘴之间火焰的相互影响情况，随着ϕ升高，火焰根部逐渐显现，OH*信号强度较强的区域从火焰中下游转移到火焰中上游，说明火焰可以在喷嘴出口区域稳定燃烧，火焰稳定性较好。这也是因为随着ϕ升高，空气流速降低到7m/s左右，中心火焰未被吹脱，可以驻定在喷嘴出口。

Fig.12 Normalized OH* radical concentration

distributions for three different ϕ with XH2=60%, Q =0.5 kW

Fig.13 Normalized OH* radical concentration

distributions for four different ϕ with XH2=70%, Q =0.5 kW

由图14可以看到，在相同X_H2和Q下，随着ϕ升高，归一化火焰面积增加，火焰释热区面积变大，火焰稳燃区域更接近喷嘴出口，火焰更加稳定。在X_H2较低的工况下，ϕ升高，火焰面积升高比例较小，相邻ϕ工况之间，火焰面积数值较为接近。这是因为在较低的X_H2下，甲烷-氢微混组合火焰中CH₄含量较多，火焰抬升现象明显，火焰处于不稳定状态，容易产生吹熄等现象，火焰面积在此时已经处于较高的数值范围内，所以即使增大ϕ，空气流速减少，对火焰面积和整体火焰抬升距离的影响不大。当φ为0.9时，在不同X_H2工况下，归一化火焰面积处于0.9~1内，φ较高时空气流速处于较低水平，火焰面积处于波动状态，变化不大。在φ较低工况下，随着X_H2增加，H₂含量增加，在相同φ下，火焰抬升距离减少，火焰面积减小，甲烷-氢微混组合火焰趋于稳定。

Fig.14 Flame area and height variations of

micro-mixing combined flames at Q=0.5 kW

随着φ升高，甲烷-氢微混组合火焰反应释热区高度呈减小趋势，在较低φ时火焰稳定性较差，火焰根部不明显，火焰高度减小幅度较小。在较高φ下，火焰驻定在喷嘴出口，火焰从喷嘴出口充分张开，空气流速和混气流速减小，火焰中心区域在根部附近，火焰高度明显降低，火焰也趋于稳定状态。

3.2 压力脉动特性分析

在燃烧过程中由于燃烧室内的不稳定热释放与声波的相互耦合，激发系统的一个或者多个固有声学模态，使得燃烧室内的压力波动与燃烧热释放波动之间的激励与反馈过程不断放大，最终发生燃烧不稳定。随着燃料中X_H2的增加，会对火焰燃烧的动态特性产生影响，火焰的形状及燃烧不稳定发生的φ和工况条件产生改变。

如图15所示为（Q=0.5kW,φ为0.7时的四种不同X_H2工况下对火焰燃烧区域的压力脉动特性进行快速傅里叶变换(Fast Fourier Transform, FFT)得到的压力脉动频域特性图。将四种不同X_H2下压力脉动的主频和幅值数据进行提取，如图16所示，在X_H2在60%~70%时，压力脉动特性没有显著差异，但当X_H2增长到80%~90%，压力脉动的主频和幅值产生显著变化，主频最高增长到850.3Hz.产生这些结果有可能是由于X_H2升高，甲烷-氢燃料反应路径变短，燃烧反应速度加快，缩短了燃烧不稳定的周期性时间，也意味着压力脉动的主频增加。随着X_H2升高，火焰长度变短，缩短了甲烷-氢混合燃料的气体对流时间，反应速率加快，化学反应时间也会缩短。因此，更高的X_H2是燃烧区域产生更高频率压力脉动的主要原因。

Fig.15 FFT results of pressure pulsation under

four different XH2, (Q=0.5 kW, ϕ=0.7)

Fig.16 Dominant frequency and amplitude of pressure

pulsation under different X_H2

3.3 排放特性

图17展示了甲烷-氢微混组合火焰在燃烧区域出口处不同X_H2燃料工况下的排放特性。可以从图中看出，在相同X_H2下，随着φ的增加，火焰温度升高，NO逐渐增加，CO逐渐降低。在φ增加的同时，火焰面积增大，反应释热区增大，NO排放量也相应增加。火焰温度升高，CO燃烧更加充分，含量逐渐减少。

从图中也可以看到，Q和φ保持不变，随着X_H2的增加，空气流速随之增加，NO的排放呈减小趋势，在φ小于0.8的条件下，NO排放量均小于10μL/L,通过减小φ，增大空气流速，将燃料迅速吹离主燃烧区，燃料停留时间缩短，能起到降低NO排放的作用。而X_H2较低时，则需要适当提高φ，使火焰更加稳定，找到使火焰稳定同时NO排放较低的合适工况条件。

Fig.17 Flue gas emissions under different XH2, (Q=0.5kW)

本文利用组合微混环形喷嘴实验台，开展了X_H2和ϕ变化对甲烷-氢微混组合火焰结构特性、压力脉动特性和排放特性影响的实验研究，得到结论如下：

（1）H₂的掺混对于CH₄火焰结构和稳燃边界的影响是非常显著的，组合微混火焰在X_H2>70%时可以在ϕ为0.6~0.9稳定燃烧。当X_H2较低时，微混组合火焰根部出现抖动，火焰抬升距离较高，容易出现不稳定燃烧状态。

（2）当ϕ保持不变，随着X_H2的升高，火焰面积在Q=0.5~1kW工况下均呈现减小趋势，X_H2增大会促进火焰面积缩小，当X_H2增幅大于20%，火焰面积均下降超过10%。随着Q增加，火焰释热区被拉长。

（3）当X_H2和Q保持不变，随着ϕ升高，火焰面积增加，释热区被拉长，火焰从喷嘴出口充分张开，空气流速和混气流速减小，火焰中心区域位于根部附近，火焰稳燃区域更接近喷嘴出口，火焰也趋于稳定状态。

（4）随着X_H2升高，火焰长度变短，反应速率加快，化学反应时间也会减少。当X_H2在80%~90%时，甲烷-氢微混组合火焰的压力脉动特性变化显著，更高的X_H2是燃烧区域产生更高频率压力脉动的主要原因。

（5）在Q和ϕ不变的条件下，随着X_H2的增加，空气流速随之降低，NO的排放呈减小趋势，在ϕ小于0.8，X_H2=50%~90%的条件下，NO排放量均小于10μL/L（@15%O₂）。