改变排气喷嘴几何形状对空气/燃料旋流中甲烷扩散火焰温度分布和排放的影响 Salim Al Hamdani, Abdullah Al-Janabi, Sulaiman Al-Obidani, Ali Al-Hinaai, Ahmed Elwardany

《Energies》：The Effect of Changing Exhaust Nozzle Geometry on Temperature Distribution and Emissions of Methane Diffusion Flame Under Air/Fuel Swirl Flows Salim Al Hamdani, Abdullah Al-Janabi, Sulaiman Al-Obidani, Ali Al-Hinaai and Ahmed Elwardany

　　摘要
扩散火焰（DF）燃烧器的性能在很大程度上取决于燃烧气体混合和保持热量的效率，然而排气喷嘴几何形状对这些过程的影响尚未得到充分研究。本研究探讨了在不同排气喷嘴角度下，甲烷（CH4）扩散火焰在大气条件下的热行为和排放情况。实验使用了一个实验室规模的燃烧器，该燃烧器配备可更换的排气喷嘴（0°、25°和50°），在1.8 kW的功率下运行，甲烷流量固定为3 L/min，空气和燃料以30°的夹角共旋，当当量比（Φ）分别为1.0、0.7和0.5时进行实验。通过轴向温度测量和废气分析（二氧化碳（CO2）和一氧化碳（CO）来评估混合、热量保持和火焰后的氧化过程。结果表明，排气喷嘴的几何形状显著影响火焰位置和热量分布，导致随着当量比的变化而产生非单调的温度趋势。25°的喷嘴角度在下游和烟道中产生了最高的接近化学计量的温度，分别在x = 45 cm处达到约204°C和烟道中达到277°C，而0°喷嘴对应的温度分别为72°C和177°C。相比之下，50°的喷嘴产生了更均匀的下游温度（约150–160°C），并且在Φ ≈ 1.0时CO排放量最低。这些发现表明，通过协调控制旋流和排气喷嘴角度可以在不显著改变CO2水平的情况下提高扩散火焰燃烧器的热响应和CO减排效果。

1. 引言
大气中的二氧化碳水平在全球范围内构成了一个严峻挑战，全球气温上升威胁着世界各地的生态系统和生计[1]。尽管可再生能源技术迅速发展，但不断增长的全球能源需求仍然需要继续使用化石燃料，并同时提高其效率和排放性能[2,3]。化石燃料的燃烧仍然是CO2排放的主要来源，占全球排放量的85%以上[2,4,5]。在各种化石燃料中，天然气因其高可用性、相对清洁的燃烧特性以及与多种燃烧器设计的兼容性而被广泛用于发电和供热[6]。甲烷通常作为天然气的替代燃料使用，因为甲烷占天然气的体积比例高达95%，并且具有相似的燃烧特性，包括火焰速度、火焰温度和点火延迟[7,8,9,10,11]。甲烷是一种高度易燃的碳氢化合物燃料，因此在实验室规模的燃烧实验中得到了广泛研究[12,13]。有多种方法可以减少排放并提高燃烧过程的效率。其中最有前景的技术之一是稀薄预混燃烧，包括完全预混或部分预混[14,15]。这种方法已被燃气轮机和内燃机制造商广泛采用，以降低氮氧化物（NOx）和烟尘排放[16,17]。然而，稀薄预混燃烧的实际应用仍然具有挑战性，需要进一步的研究来充分发挥其优势。具体来说，理解局部当量比的变化和稳定性、改进火焰稳定方法（如旋流、后退步或钝体）以及研究湍流与化学反应之间的相互作用仍然是关键的研究课题[18,19]。在稀薄预混火焰中，燃料在进入燃烧区之前与空气混合，这可以将NOx浓度降低到个位数ppm的水平[20]。然而，这种方法伴随着火焰不稳定性的增加，这使得燃烧器的设计和操作变得复杂，并限制了其在某些工业系统中的应用[21]。
旋流稳定是另一种提高火焰稳定性的有效技术。旋流会产生中心和/或外部回流区，这些区域形成了低速区域，有助于稳定燃烧过程[22,23]。最近的实验工作证实，旋流数是控制旋流扩散火焰和逆扩散火焰结构与稳定性的主要参数[24]。关于甲烷和液化石油气（LPG）扩散火焰的研究表明，随着旋流数的增加，火焰稳定性表现出不同的特征：在低旋流数（例如，?? ≈0–0.3）下，火焰更加抬升且附着较弱；而超过一个临界值（通常为?? ≈0.4–0.8）时，涡流破裂和内部回流区促进了紧凑且附着的火焰形成[25]。大涡流和数值研究表明，最佳旋流数约为?? ≈0.7–0.8时，可以增强火焰的固定，缩短火焰长度，并减少压力波动；而非常高的旋流数（?? ?1.2–1.4）可能导致回火或高温区域的过度局部化[26]。对于逆扩散配置，最近的逆扩散火焰（IDF）燃烧器研究表明，增加旋流数可以增强中心和外部回流区，从而控制火焰根部位置，进而影响整体火焰形状和排放特性[27]。使用30°叶片旋流器的实验表明，这种几何形状对应于中等旋流数（通常为?? ≈0.6–0.8），此时火焰从抬升状态转变为更紧凑的附着状态，因为内部回流完全发展[28]。在这些情况下，火焰根部在回流区内或刚好下游的确切位置被确定为决定火焰长度、稳定模式和污染物形成的关键因素，这强调了在设计非预混火焰燃烧器时仔细选择旋流数的重要性[29]。Belal等人[30]通过对比两种旋流燃烧器设计的研究表明，高旋流配置产生了强烈的中心回流区，从而提高了火焰稳定性，并形成了V形反应区，NOx排放量低于低旋流设计。此外，还使用数值和实验方法研究了用氮气（N2）和CO2稀释的旋流稳定甲烷-空气火焰的稳定性和排放[31]。研究发现，在富燃料条件下，N2和CO2对NOx排放的稀释效应比在贫燃料条件下更为明显。尽管有许多研究探讨了旋流对燃烧特性的影响，但很少有研究探索使用甲烷作为燃料在扩散火焰燃烧器中同时旋流两种流体的效果。
回流区是实际燃烧器中控制火焰稳定性、混合、温度场和排放的关键流动特征[32]。湍流回流流不断将热产物和未燃烧的反应物带入火焰根部区域，通过循环热量和活性自由基来增强标量混合并维持点火[33]。这种内部回流区通常由旋流器、钝体或排气喷嘴几何形状产生，将火焰固定在燃烧器底部附近，缩短了反应区长度，并通常导致更均匀的温度分布和更高的热效率[34]。最近的钝体和旋流稳定燃烧器研究表明，更强的内部回流可以降低最大火焰温度并扩大反应区，从而减少热NOx排放，同时保持稳定的燃烧[35]。外部，排气或烟气回流系统从燃烧器出口抽取热产物，将其与进入的氧化剂流混合，然后将这种稀释的预热混合物重新引入燃烧区。Luke和Dejan[36]研究了外部烟气回流如何影响天然气燃烧过程中的NOx形成和烟气能量损失。结果表明，低回流系数（x = 0.05–0.1）可以显著减少NOx排放（最多减少46–50%），同时仅造成适度的能量损失，表明适度的烟气回流（FGR）水平提供了一种高效且经济可行的缓解策略。此外，还有一种称为间接预热的预热机制。当氧化剂在进入燃烧室之前使用外部设备（如加热器）进行预热时，就会发生这种机制[37]。这种设备可以通过将反应物温度提高到接近自燃的温度来加速过渡过程，实现适度/强烈的低氧稀释（MILD）燃烧模式，增加反应速率并促进强烈的内部烟气回流。从排放角度来看，内部和外部回流区的大小和强度强烈影响局部停留时间和峰值温度，从而调节NOx和CO的形成[38]。Wang等人[39]研究了在不同燃烧室长度和旋流数下改变停留时间如何影响高压下预混氨-甲烷-空气旋流火焰中的NOx形成。结果表明，增加旋流强度比延长燃烧室长度更有效地减少了氮氧化物（NO）、二氧化氮（NO2）和一氧化氮（N2O）的排放，而NO的形成主要局限于主反应区，并与羟基自由基（OH）的存在密切相关。然而，一些研究[40,41,42]指出，过度回流或不当的燃烧器设计可能导致燃烧不完全或局部不稳定，突显了优化回流控制的重要性。
在非预混燃烧器中，排气喷嘴的几何形状在塑造燃烧区内的流动结构、停留时间和混合模式方面起着关键作用，从而直接影响火焰的发展和稳定性。当喷嘴设置为中等倾斜角度时，燃料喷射与周围空气的相互作用得到加强，促进了更有效的混合，增强了标量混合，并支持火焰中更均匀的温度分布。这种改进的混合通常导致燃料更完全的氧化和更稳定的火焰，减少了不完全燃烧或局部熄灭的区域[43]。相比之下，非常浅或过陡的喷嘴角度可能会缩短高温区域内反应物的有效停留时间，或者使火焰过度延长，从而破坏混合和热量释放之间的平衡[44]。这种非最佳角度往往会产生更强的速度和温度梯度，增加局部应变率，并使火焰部分接近熄灭极限[45]。总体而言，喷嘴的方向对燃烧过程在空间中的组织方式有显著影响，决定了非预混火焰的结构、稳定性和完整性[46]。
尽管关于旋流稳定燃烧的研究很多，但大多数先前的研究都集中在旋流数、燃烧器配置和燃料-空气混合策略对火焰稳定性和排放的影响上。相比之下，对于出口几何约束在塑造旋流扩散火焰行为中的作用关注较少。先前的研究表明，下游排气喷嘴的几何形状可以显著影响上游燃烧室流场，包括回流区的结构和位置、火焰形状、温度分布和排放，通过改变约束和流动恢复特性[47]。然而，在实验性的甲烷扩散火焰燃烧器中，旋流诱导的回流与出口诱导的约束之间的耦合相互作用尚未得到充分探索，特别是在空气和燃料流都处于旋流状态时。因此，本研究通过实验研究了排气喷嘴倾斜角度如何影响在空气和燃料共旋流动下运行的甲烷扩散火焰燃烧器的温度分布和排放特性。据作者所知，目前还没有研究系统地考察了在当前燃烧器配置和操作条件下的这种综合效应。

2. 材料与方法
2.1. 实验装置
实验燃烧系统由两个主要部分组成，如图1所示。使用了一个尺寸为320 mm（宽）× 380 mm（深）× 750 mm（高）的燃烧室，并水平安装，燃烧器轴线与燃烧室深度方向对齐。燃烧室的墙壁由厚度为5 mm的不锈钢制成，除了其中一侧由耐热玻璃制成，以便观察火焰。图2a显示了固定在燃烧室出口侧的不同角度（0°、25°和50°）的可拆卸排气喷嘴的尺寸，以减少燃烧室出口处的环境空气吸入。需要注意的是，在倾斜壁的末端（图2a），喷嘴的截面积在整个倾斜角度变化过程中保持不变，以便明确区分角度倾斜和几何缩小的影响。在当前配置中，这些可更换的出口元件作为倾斜的排气喷嘴连接到燃烧器出口。这些组件引导离开燃烧室的燃烧产物，并影响燃烧区域内的约束和气体停留时间。使用压缩机供应空气，气流通过阀门调节，而甲烷气缸用于为实验提供燃料。系统的最大热负荷为12 kW，在大气压力条件下运行。

图1. 实验系统。
图2. (a) 排气喷嘴的角度及其尺寸。(b) 燃烧器部件。图2b展示了燃烧器的配置，该燃烧器能够根据燃料和空气流的相对排列在两种非预混火焰模式下运行——扩散火焰和逆扩散火焰，并且可以选择交换这两种流动。在本研究中，仅考虑了DF配置，即燃料从中心管道流出，周围环绕着空气流。燃烧器由一根长度为134毫米、内径为16毫米的内燃料管和一根长度为145毫米、内径为58毫米的外空气管组成。甲烷（纯度99.9%）和空气的流量通过转子流量计进行调节。为了增强混合效果并提高火焰稳定性，在空气和燃料通道中安装了倾斜角度为30°的旋流器，如图2b所示。空气和燃料旋流器分别有12个和6个孔。热电偶（K型）分布在燃烧室的一侧壁上，用于监测和记录温度。这些测量数据用于评估运行过程中的火焰行为和燃烧器的整体性能。热电偶的工作温度范围为-200°C至+1260°C，其精度符合标准K型热电偶的公差要求，数据采集系统的温度分辨率为0.1°C。这些热电偶连接到一个OMEGA OM-HL-EH-TC手持数据记录仪（DwyerOmega，美国加利福尼亚州）。热电偶固定在燃烧室壁上的预定轴向位置，同时额外的探头用于根据辐射效应测量火焰核心温度、轴向火焰温度和烟气温度[48]。使用Anton Sprint Pro烟气分析仪（英国牛津郡）来分析燃烧过程的输出（废气）。这种便携式气体分析仪能够测量二氧化碳、一氧化碳和氧气（O2）的浓度，以及烟气温度、温差和燃烧效率。该设备配备了一个连接到过滤器和水阱的烟气探头，以防止水分进入主机。每个实验条件重复五次以确保测量的重复性。图中显示的数值是这些重复测量的平均值。主要的实验不确定性来源于热电偶的公差、气体分析仪的测量精度以及手动操作过程中规定的空气和燃料流量设置的稳定性。为了减少随机变化，每个操作条件都重复了五次，报告的数值是这些测量的平均值。本研究旨在进行比较实验研究；因此，讨论重点是在相同操作条件下的不同出口配置之间的相对趋势。本研究没有使用先进的光学诊断技术，如粒子图像测速（PIV）或化学发光成像。因此，通过空间温度测量和废气分析间接解释了流动再循环和火焰固定行为，这些方法为实验室规模的燃烧器研究提供了有用的燃烧性能指标。

2.2. 操作条件
空气和燃料流的旋流角度都固定在30°，以隔离出口几何形状对燃烧行为的影响。在扩散火焰燃烧器中，通常使用约30°的旋流角度，因为它们可以生成稳定的内部再循环区域，从而增强混合效果并稳定火焰，而不会引入过大的压力损失或空气动力学不稳定性[49]。未来工作将研究不同旋流角度对燃烧器性能的影响。
为了隔离排气喷嘴倾斜对燃烧行为的影响并避免引入可能使结果解释复杂化的额外流动参数，空气和燃料流的旋流角度都固定在30°。表1展示了实验矩阵，其中进行了多项实验，以研究在恒定旋流器角度、热负荷、燃料流量和不同喷嘴角度下的燃烧特性。所有实验中，空气和燃料流的旋流角度都固定在30°，以尝试增加两种流体之间的反应区的混合面积。实验中的热负荷为1.8 kW，燃料流量为3 L/min。每个喷嘴角度设置了三种不同的空气流量（27、37和55 L/min），每种空气流量都在三个不同的当量比（Φ = 1.0、0.7和0.5）下进行了测试。当量比是根据甲烷燃烧的化学计量值计算的实验空气与燃料比例得出的。在每个实验条件下，连续监测并记录了火焰核心温度、下游轴向火焰温度、烟气温度、二氧化碳和一氧化碳浓度。图3显示了每种实验条件下的火焰样本图像。

3. 结果与讨论
本节逐步介绍了燃烧器的燃烧响应，首先分析近场火焰行为，然后讨论下游和排气区域。首先分析火焰核心温度，以评估燃烧器出口附近的局部火焰结构和稳定性。接下来讨论下游轴向温度和烟气温度，以评估排气喷嘴倾斜对热量保持和室内热传输的影响。然后综合解释温度结果，确定主导的控制机制，接着分析CO2和CO的排放情况。由于没有进行直接的流场诊断，因此对再循环、抽力和停留时间的讨论基于对测量温度和废气数据的物理一致性解释，而不是直接可视化或速度测量。

3.1. 火焰核心温度
图4显示了在固定旋流角度为30°的情况下，燃烧器出口下游x = 5 cm处测得的火焰核心温度随当量比的变化情况，对于三种喷嘴配置（0°、25°和50°）。通过调整空气流量来改变当量比，同时保持燃料供应量恒定为3 L/min。该测量位置位于近场火焰区域内，因此反映了局部燃烧强度和火焰位置，而不是整体热性能。因此，观察到的温度趋势受到局部当量比、混合质量、热稀释和火焰稳定机制的综合影响。在实验过程中，所有测试条件下的火焰都保持稳定。在研究的当量比范围内，没有观察到显著的火焰脱离、吹熄或振荡燃烧行为。

3.2. 下游轴向温度
图5展示了在固定旋流角度为30°、甲烷燃料流量为3 L/min的情况下，燃烧器出口下游x = 45 cm处测得的轴向气体温度随当量比的变化情况，对于三种喷嘴配置（0°、25°和50°）。因为实验过程中没有测量排气流量，因此没有进行气体停留时间或再循环区域大小的定量计算。相反，从观察到的温度分布和排放特性定性解释了停留时间的影响。因此，测得的温度反映了热量释放的完整性、停留时间、过量空气的稀释作用以及热量向燃烧室壁的损失的综合影响，而不是局部火焰强度。图5显示了在x=45厘米处，随着当量比的增加，轴向气体温度的变化情况，其中喷嘴角度分别为0°、25°和50°（旋流器角度=30°，甲烷流量=3升/分钟）。对于0°喷嘴配置，轴向温度随着当量比从贫燃状态增加到接近化学计量状态而单调下降。当Φ≈0.51时，轴向温度约为130°C；当Φ≈0.76时降至约117°C；当Φ≈1.05时进一步降至约72°C。这一趋势表明，在没有喷嘴诱导的限制情况下，增加当量比并不会导致下游气体温度升高。相反，随着空气流量的减少，轴向温度下降，这表明下游温度主要受稀释作用和停留时间的影响，而不是燃烧的完整性。这种行为可以归因于燃烧室内气体动量的减少和停留时间的延长。由于没有喷嘴壁限制排气，燃烧产物可以容易地通过开口出口排出，从而限制了热能在下游区域积累的时间。此外，浮力驱动的热气体向上运动促进了热气体从中心测量位置的早期偏移，进一步降低了x=45厘米处的轴向温度。在贫燃条件下，较高的空气流量增强了热气体的对流传输，尽管存在热稀释，但仍导致较高的轴向温度。在本研究中，“浮力驱动的抽力”指的是由于燃烧产物与燃烧室内周围空气之间的密度差异而产生的热气体的自然上升运动。这种抽力机制影响了燃烧产物的传输，从而影响了燃烧室内的温度分布和排放特性。

相比之下，25°喷嘴配置表现出明显不同的趋势。在接近化学计量条件下，轴向温度最高，当Φ≈1.05时达到约204°C；当Φ≈0.76时降至约168°C；当Φ≈0.51时进一步降至约157°C。相对于0°角度配置，整个当量比范围内轴向温度都较高，尤其是在接近化学计量操作时差异最为明显。引入适度倾斜的喷嘴壁在排气处施加了部分流动限制，增加了停留时间，限制了热燃烧产物的快速排出。这种限制促进了热能在下游区域的积累，并增强了燃烧室内的热量保持。在接近化学计量条件下，化学热释放达到最大值，这些效应共同作用导致25°喷嘴的轴向温度最高。随着当量比的降低和空气流量的增加，热稀释和对燃烧室壁的对流热传递增强，降低了轴向温度，尽管其值仍然显著高于没有喷嘴时的温度。与0°角度配置相比，25°角度喷嘴因此将控制机制从快速排气和浮力主导的传输转变为停留时间控制的热量保持。

50°角度喷嘴配置显示轴向温度对当量比的依赖性相对较弱。在测试条件下，测得的温度几乎保持恒定。这种行为表明，由陡峭喷嘴壁施加的强烈几何限制主导了下游热场，有效地将轴向温度与所研究范围内的当量比变化解耦。狭窄的排气开口显著增加了流动阻力，促进了燃烧产物在燃烧室内的持续循环，导致下游区域的热环境几乎均匀。在这些条件下，空气流量的变化主要改变了稀释和热量损失之间的平衡，而不是整体停留时间，从而导致轴向温度仅有轻微变化。然而，与25°配置不同，强烈的限制在接近化学计量条件下并没有导致明显的温度升高，这表明过度的限制可能会限制热气体向测量位置的传输或通过长时间与壁面的接触增加热量损失。

总体而言，图5的结果表明，x=45厘米处的轴向温度受空气流动引起的稀释、停留时间、浮力驱动的传输和喷嘴诱导的限制之间的平衡控制。虽然增加的空气流量增强了稀释作用，但也增加了气体动量和对流传输，这在限制较弱时可以提高下游温度。相反，减少的空气流量增加了混合物的化学能量含量，但如果停留时间和限制不足，则可能导致较低的轴向温度。因此，喷嘴的存在和几何形状在决定燃烧效率还是热量保持主导下游温度场方面起着关键作用。

图6显示了在固定旋流器角度为30°和甲烷燃料流量为3升/分钟的情况下，三种喷嘴配置（0°、25°和50°）内测得的烟气温度随当量比的变化情况。烟气温度代表了一个整体排气指标，反映了燃烧热释放、过量空气的稀释作用、燃烧室内的停留时间以及气体通过喷嘴排出前的热量损失的综合结果。与火焰核心和轴向测量不同，该位置捕捉了气体穿过燃烧室并进入排气路径后的热状态。

对于0°喷嘴配置，烟气温度对当量比的依赖性是非单调的。当当量比从Φ≈1.05降低到Φ≈0.76时，烟气温度从约177°C升高到200°C，随后在当量比进一步降低到Φ≈0.51时降至约163°C。随着当量比的降低，初始温度的升高可以归因于在较高空气流量下热气体向排气的对流传输增强。在没有喷嘴壁的情况下，排气开口不受限制，烟气温度主要受上升气体的动量影响，而不是受限制驱动的热量保持。在中等空气流量下，这种增加的动量促进了热燃烧产物向烟道的有效传输，从而形成了观察到的温度峰值。然而，在较贫燃条件下，热稀释变得占主导地位，因为大量的过量空气吸收了更多的释放热量，尽管燃烧持续进行，但降低了整体排气温度。缺乏几何限制也限制了停留时间，使热气体能够容易地与较冷的周围环境混合，进一步导致温度下降。

25°喷嘴配置显示烟气温度对当量比的依赖性是非单调的，其特征是在中间条件下有一个浅谷值，在接近化学计量操作时有一个明显的增加。烟气温度从Φ≈0.51时的约236°C略微下降到Φ≈0.76时的约232°C，然后在Φ≈1.05时急剧上升到约277°C。Φ≈0.51和Φ≈0.76之间的小幅降低表明了一个过渡阶段，在此阶段，空气流动引起的稀释和喷嘴诱导的热量保持的竞争效应相当。在Φ≈0.76时，相对于贫燃情况，空气流量的减少降低了热气体向喷嘴的对流传输，而热稀释仍然不可忽视，导致测得的烟气温度略有下降。随着当量比进一步增加到接近化学计量条件，稀释减少、化学热释放增加以及由于喷嘴限制导致的停留时间增加的综合效应占主导地位，导致烟气温度显著上升。与0°配置相比，25°喷嘴将控制机制从快速排气和浮力主导的传输转变为停留时间控制的热量保持。

50°角度喷嘴配置显示烟气温度对当量比的依赖性相对较弱。在测试条件下，测得的温度几乎保持不变。这种行为表明，由陡峭喷嘴壁施加的强烈几何限制主导了下游热场，有效地将轴向温度与所研究范围内的当量比变化解耦。狭窄的排气开口显著增加了流动阻力，促进了燃烧产物在燃烧室内的持续循环，导致下游区域的热环境几乎均匀。在这些条件下，空气流量的变化主要改变了稀释和热量损失之间的平衡，而不是整体停留时间，从而导致轴向温度仅有轻微变化。然而，与25°配置不同，强烈的限制在接近化学计量条件下并没有导致明显的温度升高，这表明过度的限制可能会限制热气体向测量位置的传输或通过长时间与壁面的接触增加热量损失。

总之，图5的结果表明，x=45厘米处的轴向温度受空气流动引起的稀释、停留时间、浮力驱动的传输和喷嘴诱导的限制之间的平衡控制。虽然增加的空气流量增强了稀释作用，但也增加了气体动量和对流传输，这在限制较弱时可以提高下游温度。相反，减少的空气流量增加了混合物的化学能量含量，但如果停留时间和限制不足，则可能导致较低的轴向温度。因此，喷嘴的存在和几何形状在决定燃烧效率还是热量保持主导下游温度场方面起着关键作用。

图6显示了在固定旋流器角度为30°和甲烷燃料流量为3升/分钟的情况下，三种喷嘴配置（0°、25°和50°）内测得的烟气温度随当量比的变化情况。烟气温度代表了一个整体排气指标，反映了燃烧热释放、过量空气的稀释作用、燃烧室内的停留时间以及气体通过喷嘴排出前的热量损失的综合结果。与火焰核心和轴向测量不同，该位置捕捉了气体穿过燃烧室并进入排气路径后的热状态。

与火焰核心和轴向测量不同，这个位置捕捉了气体在穿过燃烧室并进入排气路径后的热状态。对于0°喷嘴配置，烟气温度对当量比的依赖性是非单调的。当当量比从Φ≈1.05降低到Φ≈0.76时，烟气温度从约177°C升高到200°C，随后在当量比进一步降低到Φ≈0.51时降至约163°C。随着当量比的降低，初始温度的升高可以归因于在较高空气流量下热气体向排气的对流传输增强。在没有喷嘴壁的情况下，排气开口不受限制，烟气温度主要受上升气体的动量影响，而不是受限制驱动的热量保持。在中等空气流量下，这种增加的动量促进了热燃烧产物向烟道的有效传输，从而形成了观察到的温度峰值。然而，在较贫燃条件下，热稀释变得占主导地位，因为大量的过量空气吸收了更多的释放热量，尽管燃烧持续进行，但降低了整体排气温度。缺乏几何限制也限制了停留时间，使热气体能够容易地与较冷的周围环境混合，进一步导致温度下降。

25°喷嘴配置显示烟气温度对当量比的依赖性是非单调的，其特征是在中间条件下有一个浅谷值，在接近化学计量操作时有一个明显的增加。烟气温度从Φ≈0.51时的约236°C略微下降到Φ≈0.76时的约232°C，然后在Φ≈1.05时急剧上升到约277°C。Φ≈0.51和Φ≈0.76之间的小幅降低表明了一个过渡阶段，在此阶段，空气流动引起的稀释和喷嘴诱导的热量保持的竞争效应相当。在Φ≈0.76时，相对于贫燃情况，空气流量的减少降低了热气体向喷嘴的对流传输，而热稀释仍然不可忽视，导致测得的烟气温度略有下降。随着当量比进一步增加到接近化学计量条件，稀释减少、化学热释放增加以及由于喷嘴限制导致的停留时间增加的综合效应占主导地位，导致烟气温度显著上升。与0°配置相比，25°喷嘴将主导平衡从动量控制的排气传输转变为限制控制的热量保持，使得烟气温度对当量比的敏感性更强。

50°角度喷嘴配置显示烟气温度对当量比的依赖性相对较弱且是非单调的。烟气温度从Φ≈0.51时的约225°C增加到Φ≈0.76时的最大值约243°C，然后在Φ≈1.05时略微下降到约233°C。由陡峭喷嘴壁施加的强烈几何限制显著限制了较冷空气的吸入，并促进了燃烧产物在燃烧室内的持续循环。因此，与0°配置相比，烟气温度保持相对较高，对当量比的变化不太敏感。然而，与25°喷嘴不同，强烈的限制在接近化学计量条件下并没有导致明显的温度升高。这表明过度的限制可能会增加壁面的热量损失或改变进入喷嘴的流动分布，尽管燃烧条件有利，但减少了带入烟道的净热能。

总之，图6的结果表明，烟气温度受空气流动引起的稀释、燃烧效率、排气动量和喷嘴诱导的限制之间的平衡控制。虽然增加的空气流量促进了稀释作用，但也增强了热气体向排气的对流传输，这在限制较弱时可以提高烟气温度。相反，减少的空气流量增加了混合物的化学能量含量，但如果停留时间和限制不足，则可能导致较低的烟气温度。因此，喷嘴的几何形状在决定稀释、停留时间或热量保持是否主导下游温度场方面起着关键作用。

应当强调的是，目前对循环和抽力行为的解释是定性的。由于没有进行直接的流场诊断或计算流体动力学（CFD）模拟，所提出的机制是根据测得的温度分布和排气气体特性推断出来的，应理解为物理上一致的解释，而不是内部流动结构的直接可视化。尽管本研究没有使用直接的流动可视化技术，但可以从测得的温度分布和排放趋势中推断出喷嘴倾斜对流动循环的影响。喷嘴几何形状的变化改变了限制和抽力行为，这影响了燃烧气体在燃烧室内的传输和停留时间。综合考虑火焰核心、下游轴向和烟气温度的测量结果，揭示了沿燃烧室长度的主要热控制机制的系统变化。在x=5厘米的近场区域（图4），测得的温度主要受局部火焰结构、混合质量以及反应区相对于固定测量位置的位置的影响。喷嘴角度的变化通过限制引起的火焰膨胀和浮力驱动的偏转间接影响这一区域，导致非单调趋势，反映了火焰的重新定位而不是全局热量释放。在更下游的x=45厘米处（图5），温度响应越来越受停留时间、气体动量和喷嘴诱导的限制控制。在这个后火焰区域，倾斜的喷嘴壁的存在抑制了热气体的快速排出，并增强了燃烧室内的热量保持，即使火焰核心温度下降，也导致轴向温度升高。最后，烟气温度（图6）代表了上游燃烧、稀释和排气前的热量损失的综合结果。在这个位置，空气流动引起的稀释、排气动量和喷嘴限制之间的平衡决定了燃烧过程中释放的化学能量向烟道的传输效率。图4、图5和图6中观察到的对比趋势表明，喷嘴限制的增加逐渐改变了控制机制，从局部火焰定位转变为停留时间控制的热量保持，最终影响到排气热传递效率。3.5. 排放物 在当前的实验中，废气测量仅限于CO2和CO，没有测量NOx。因此，排放物的讨论集中在氧化完整性和碳转化行为上，而NOx的影响仅根据关于循环、温度场修改和火焰稳定的燃烧文献进行定性讨论。图7展示了以CO2为因变量，当量比为自变量时的比较。该比较是在恒定旋流角（30°）和燃料流量（3 L/min）下进行的，而喷嘴角度和空气流量在实验过程中进行了变化。图7显示了在0°、25°和50°喷嘴角度下，旋流器30°和3 L/min燃料流量时的CO2浓度与当量比的关系。图7的一般观察趋势表明，对于所有喷嘴角度，CO2浓度相对较低（大约1.5–3.2%），随着当量比从贫燃（0.5）变化到化学计量（1.0），变化不大，这与报告一致，即与CO等更敏感的污染物相比，气体火焰中的CO2排放量在这个范围内变化不大[50]。在当量比?? =1.0时，50°喷嘴的CO2最高，0°喷嘴略低，25°喷嘴最低，这与研究表明接近化学计量条件可以最大化碳的完全氧化一致，而增强停留时间和混合的配置（例如倾斜或旋流流动）会增加CO2，同时减少CO和未燃烧的碳氢化合物[51]。50°喷嘴的优越性能表明其具有更强的浮力驱动的抽力以及更有效的火焰后混合，促进了CO在排放前的进一步氧化，而25°情况可能产生不太有利的循环和温度场，正如在中等旋流和喷嘴角度下观察到的那样，这些条件产生了较弱的热区和略微降低的CO2。在当量比?? ≈0.7时，垂直（0°）喷嘴的CO2最高，而50°和25°配置的CO2值较低，集中在1.4–2.6%之间，反映了贫燃火焰对流动组织的更大敏感性；在这里，直喷嘴可能保持更对称和稳定的核心，提供了在足够热区域内的更长停留时间以进行CO氧化，而倾斜喷嘴可能会加速流动或重新分配温度，从而缩短有效的火焰后停留时间，这与喷嘴辅助生物质炉和受限燃烧器的观察结果一致。在最贫燃条件下，当量比?? ≈0.5时，所有角度的CO2水平趋于接近1.6–1.9%，这意味着在强贫燃、低温操作下，整体当量比主导了碳氧化，几何效应变得次要，这种行为与贫燃预混和逆扩散火焰的研究一致，这些研究报道了CO2趋势随几何形状的变化而平坦，并且对稳定性的影响大于对CO2量的影响[52]。在这个当量比下，0°和50°的CO2略高于25°，这可能仍然表示在维持连贯的循环区或足够的抽力方面具有边际优势，这可以保持更薄但更热的反应区域，从而即使在非常贫燃的情况下也能适度增强CO氧化，正如文献中针对优化旋流和喷嘴配置所记录的那样。本研究中没有测量排气流量。气体分析仪报告的是采样烟气中的CO2浓度（体积%），而不是总CO2质量流量。因此，图6显示的是浓度水平而不是排放率。在实际燃烧系统中，CO2浓度并不总是严格线性地随当量比减少，因为它受到过量空气稀释、燃烧室内的混合条件以及喷嘴中抽力诱导的夹带的影响。手稿中已添加了澄清说明。图8展示了在固定燃料流量为3 L/min的情况下，三种喷嘴倾角下的CO浓度与当量比的关系，这些趋势与关于喷嘴辅助和旋流气体火焰的现有燃烧文献大体一致，其中改善的混合和更长的停留时间促进了CO向CO2的氧化[53]。图8显示了在0°、25°和50°喷嘴角度下，旋流器30°和3 L/min燃料流量时的CO浓度与当量比的关系。在当量比?? =1.0时，50°喷嘴的CO最低（接近零），25°略高，0°配置最高，这表明较大的倾角增强了浮力驱动的抽力和火焰后夹带，从而增加了局部温度和停留时间，允许更完全的CO氧化，正如针对优化喷嘴和旋流叶片几何形状的报告所述。在中等当量比?? ≈0.7时，0°喷嘴的CO仍然高于倾斜情况，而25°和50°配置显示出降低且相当水平的CO；这种行为与发现一致，即在贫燃条件下，适度的倾斜或旋流可以改善空气-燃料混合，并减轻在垂直、混合不良的流动中产生的局部富燃料区域[54]。在最贫燃条件下?? ≈0.5时，所有三种配置的CO都相对于化学计量操作有所升高，但0°喷嘴再次产生最高的CO，其次是25°，而50°产生最低的值，这与报告一致，即非常贫燃的火焰受到反应速率降低的影响，更容易发生不完全氧化；在这种条件下，保持强循环区和足够抽力的几何形状（例如更倾斜的喷嘴）可以部分抵消这些限制并抑制CO，而在垂直或轻微倾斜的布置中，混合较弱，允许更多的CO未氧化[55]。图9使用八轴蜘蛛图表示法提供了燃烧器性能的综合性多参数比较，其中当量比（Φ）、空气流量、喷嘴角度、火焰核心温度、下游轴向温度、烟气温度、CO和CO2被视为同时的性能轴。通过标准化每个变量，该图能够定性评估不同操作条件下的相对趋势，否则由于物理单位和空间测量位置的不同而难以协调。三个子图对应于27、37和55 L/min的空气流量，允许在逐渐贫燃、更高动量的条件下检查喷嘴倾角的影响。在最低空气流量（图9a）下，25°喷嘴显示出最扩展的热包络，火焰核心、轴向和烟气温度升高，反映了在中等限制下的增强停留时间和热量保持。相比之下，0°配置显示出下游和排气温度降低，尽管火焰核心行为相当，表明在没有限制的情况下，快速排气和浮力驱动的偏转限制了热量积累。图9显示了在（a）27 L/min，（b）37 L/min，和（c）55 L/min的空气流量下，喷嘴角度和空气流量对热性能和排放性能的综合影响。随着空气流量增加到37和55 L/min（图9b,c），蜘蛛图突出了主导控制机制的系统性变化。更高的空气流量增强了稀释和对流传输，压缩了热轴，同时放大了排放行为的差异。在这些条件下，50°喷嘴一致显示出抑制的CO水平以及相对稳定的轴向和烟气温度，表明通过持续的循环实现了更强的抽力和更有效的火焰后氧化，即使峰值温度受到限制引起的热量损失的影响。25°配置在热性能和排放指标上保持平衡，而0°喷嘴对空气流量的敏感性最大，在贫燃条件下热性能下降，CO升高。总体而言，图9将之前呈现的个别温度和排放趋势综合到一个统一的框架中，表明喷嘴几何形状决定了稀释、停留时间、热量保持和火焰后氧化之间的权衡，最佳燃烧器性能来自于协调的平衡，而不是孤立地最大化任何单一参数。3.6. 工业燃烧器的缩放考虑 本节旨在基于已建立的燃烧器缩放原则提供定性展望，并不作为当前装置的动态相似性的直接证明。尽管当前研究是在一个运行功率为1.8 kW的实验室规模燃烧器上进行的，但实验室实验通常用于工业燃烧系统的开发和优化。在许多情况下，原型燃烧器首先在较小规模上进行测试，然后使用已建立的缩放原则外推到更大的热输入。关于燃烧器缩放的研究表明，当增加燃烧器的热输入时，通常无法保持所有无量纲参数（如雷诺数、弗劳德数和达姆科勒数）的严格相似性。因此，工业燃烧器的开发通常依赖于部分缩放方法，其中只保留选定的相似参数[56]。在常用的缩放策略中，常速度缩放和恒定停留时间缩放经常被用来在增加燃烧器容量时保持相似的混合行为和特征燃烧时间尺度[56]。在常速度方法中，保持入口流速不变，同时根据所需的热输入调整燃烧器直径，从而保持相似的空气动力学流动结构和混合特性。诸如国际火焰研究基金会（IFRF）“Scaling 400”项目之类的大型实验研究表明，在将燃烧器从实验室系统缩放到工业炉时，保持几何相似性和燃料-空气动量比对于保持湍流火焰的整体流动模式至关重要[55,56]。此外，对湍流射流火焰的研究表明，当雷诺数和弗劳德数保持足够大时，不同燃烧器尺度下的整体火焰结构和混合特性往往保持相似[55]。基于这些缩放原则，本研究中观察到的定性趋势——特别是喷嘴角度对抽力强度、气体停留时间和火焰后氧化的影响——预计对于在动态相似条件下运行的较大扩散火焰燃烧器仍然相关。然而，由于炉子限制、热量提取和大规模流动循环的差异，工业尺度上的温度和排放的定量值可能会有所不同。因此，在试点或半工业尺度上进行进一步验证将有助于确认所提出的配置对工业燃烧系统的适用性。因此，这里讨论的工业相关性应被视为基于缩放的信息视角，而不是对当前实验室测量的验证性外推。4. 结论 本研究调查了在不同当量比下，喷嘴倾角对旋流甲烷扩散火焰燃烧器燃烧特性的影响，同时保持恒定的旋流角、燃料流量和热负荷。结果表明，喷嘴倾角在塑造燃烧器的热场和排放特性方面起着重要作用。在x = 5 cm时，25°喷嘴在接近化学计量条件下产生了最高的火焰核心温度，约为702 °C，而0°喷嘴约为560 °C，50°喷嘴约为509 °C。这表明适度的喷嘴倾角比直喷嘴或高度倾斜的配置更有效地增强了局部热量集中和火焰稳定。下游热响应也受到喷嘴几何形状的强烈影响。25°喷嘴在Φ ≈ 1.0时提供了最高的轴向和烟气温度，分别在x = 45 cm时达到约204 °C，在烟气中达到约277 °C，而0°喷嘴的相应值分别为约72 °C和177 °C。相比之下，50°喷嘴产生了更均匀的下游温度分布，轴向温度在测试的当量比范围内几乎保持恒定，约为150–160 °C。这种行为表明，增加喷嘴倾角促进了更强的稀释和更广泛的热扩散，而适度的倾角在限制和热量保持之间提供了更有利的平衡。排放结果进一步证实了喷嘴倾角对燃烧器性能的影响。50°喷嘴在接近化学计量操作时一致产生了最低的CO排放，并将CO减少到接近零，反映了更完全的火焰后氧化和可燃物种与空气的更好混合。与此同时，对于所有喷嘴角度而言，二氧化碳（CO2）浓度都保持在大约1.5%至3.2%的相对狭窄范围内，这表明与对二氧化碳生成和温度分布的显著影响相比，喷嘴几何形状对整体碳转化率的影响较为有限。总体而言，研究结果证实：对排气喷嘴进行适度的几何修改，并结合固定的旋流状态，可以在不大幅影响二氧化碳水平的情况下，显著改善旋流甲烷扩散燃烧器的热响应并降低二氧化碳排放。在测试的案例中，25°角的喷嘴表现出最强的热性能，而50°角的喷嘴则具有最佳的排放特性。这些发现强调了燃烧器和排气系统协同设计在优化实际扩散火焰系统性能方面的重要性。