2024年5月8日发(作者：惠明知)
炉窑热工
ＤＯＩ：１Ｏ．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００２—１６３９．２０１１．０３．０１０
工业加热 第４Ｏ卷２０１１年第３期
ＰａＳＲ湍流燃烧模型对典型湍流射流火焰的数值模拟
黄 威，赵平辉，叶桃红
（中国科学技术大学热科学与能源工程系，安徽合肥２３００２７）
摘要：采用ＰａＳＲ湍流燃烧模型对湍流燃烧研究中典型的甲烷湍流射流火焰进行了数值模拟。计算采用简化的化学反应机理，并将
计算得到的平均温度场、速度场和各组分的分布与相应的权威实验数据进行了对比。对反应系统中流动和燃烧的不同时间尺度以及
二者之间的关系作了探讨。计算结果表明，ＰａＳＲ模型能够很好地模拟燃烧过程中流场和组分的变化。在火焰面附近，由于流动时
间尺度与燃烧的时间尺度量级相当，局部混合作用在决定燃烧过程和火焰结构中发挥重要作用。基于ＰａＳＲ模型的时间尺度分析与
湍流火焰理论中火焰／涡旋相互作用的图谱是一致的。
关键词：湍流扩散火焰；ＰａＳＲ；数值模拟
中图分类号：ＴＦ０５８ 文献标志码：Ａ 文章编号：１００２－１６３９（２０１１）０３．００３３—０６
Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ Ｔｙｐｉｃａｌ Ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ Ｊｅｔ Ｆｌａｍｅｓ ｂｙ ＰａＳＲ Ｍｏｄｅｌ
ＨＵＡＮＧ Ｗｅｉ，ＺＨＡＯ Ｐｉｎｇ－ｈｕｉ，ＹＥ Ｔａｏ—ｈｕｎｇ
（Ｄｅｐｔ．ｏｆＴｈｅｒｍａｌ Ｓｃｉ．ａｎｄ Ｅｎｅｒｇｙ Ｅｎｇｒ．，Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆＳｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｏｆＣｈｉｎａ，Ｈｅｆｅｉ ２３００２７，Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｓｅｖｅｒａｌ ｙｐｉｔｃａｌ ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ ｍｅｔｈａｎｅ—ａｉｒｊｅｔ ｌｆａｍｅｓ ｕｓｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｆｔｕｒｂｕｌｅｎｔ ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ ａｌｅ ｓｉｍｕｌａｔｅｄ ｂｙ ｈｅｔ ＰａＳＲ ｍｏｄｅｌ ｗｉｔｈ
ａ ｅｄｕｃｅｄ ｒｄｅｔａｉｌｅｄ ｃｈｅｍｉｃａｌ ｋｉｎｅｔｉｃｓ．Ｍｏｄｅｌｅｄ ｅｓｕｌｔｓｒ ａｌｅ ｖａｌｉｄａｔｅｄ ｂｙ ａ ｇｒｏｕｐ ｏｆｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇ ａｕｔｈｏｒｉａｔｔｉｖｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｄａｔａ．Ｔｈｅ ｍｅａｎ ｄｉｓ－
ｔｒｉｂｕｔｉｏｎｓ ｏｆｔｈｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ，ｖｅｌｏｃｉｙ ｔａｎｄ ｓｐｅｃｉｅｓ ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ ａｒｅ ｃｏｍｐａｒｅｄ．Ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｉｍｅ ｓｃａｌｅｓ ｏｆｆｌｏｗ ａｎｄ ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ ｉｎ ｔｈｅｓｅ ｅａｃｔｉｒｎｇ
ｓｙｓｔｅｍｓ，ａｓ ｗｅｌｌ ａｓ ｈｅ ｔｅｌｒａｔｉｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｍｉｘｉｎｇ ｎｄ ａｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ａｌｅ ａｌｓｏ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ．Ｔｈｅ ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌ ｅｓｕｌｒｔｓ ｉｎｄｉｃａｔｅ ｈａｔｔ ｔｈｅ ＰａＳＲ
ｍｏｄｅｌ ｃａｎ ｓａｔｉｓｆａｃｔｏｒｉｌｙ ｐｒｅｄｉｃｔ ｔｈｅ ｃｈａｎｇｅｓ ｉｎ ｆｌｏｗ ｆｉｅｌｄ ａｎｄ ｓｐｅｃｉｅｓ ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎｓ ｄｕｒｉｎｇ ｔｈｅ ｃｏｕｒｓｅ ｏｆ ａ ｒｅａｃｔｉｏｎ．Ｉｔ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｌｏｃａｌ
ｍｉｘｉｎｇ ｐｒｏｇｒｅｓｓ ｐｌａｙ ａ ｄｏｍｉｎａｎｔ ｏｌｒｅ ｏｎ ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ａｎｄ ｆｌａｍｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｆｌａｍｅ ｓｕｒｆａｃｅ，ｗｈｅｒｅ ｔｈｅ ｔｉｍｅ ｓｃａｌｅ ｏｆ ｌｆｏｗ ｉｓ ｃｏｍ－
ｐａｒａｂｌｅ ｔｏ ｉｔ ｏｆｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ．Ｔｈｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ＰａＳＲ ｍｏｄｅｌ ｉｓ ｃｏｎｓｉｓｔｅｎｔ ｗｅｌｌ ｗｉｈ ｔｔｈｅ ｆｌａｍｅ／ｖｏｒｔｅｘ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ ｓｐｅｃｔｒａｌ ｄｉａｇｒａｍ ｉｎ ｈｅ ｔｕｒ－ ｔ
ｂｕｌｅｎｔ ｌａｍｅ ｆｔｈｅｏｒｙ．
Ｋｅｙ ＷＯｒｄｓ：ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ ｄｉｆｆｕｓｉｏｎ ｌａｍｅ；ＰａＳＲ；ｎｕｍｅｒｆｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ
燃烧过程是当今世界能源生产中必不可少的环节，绝
Ｒｅａｃｔｏｒ）对若干湍流射流火焰的典型算例进行了数值模
拟，计算结果较好地反映了湍流火焰的火焰结构，各标
量场和流场均与实验数据吻合良好。结合模型对计算结
果的分析加深了对甲烷扩散燃烧现象的理解。
大多数的能源生产设备都基于化石燃料或可再生燃料的
燃烧进行工作。同时，交通运输系统所依赖的内燃机和
燃气轮机也是利用燃烧产生动力。在这些燃烧场中，湍
流状态下的燃烧十分普遍。由于人们对上述系统性能要
求的提高，加之人们日益认识到与燃烧有关的污染物排
ｌ湍流燃烧模型
本文研究所采用的ＰａＳＲ模型最早由Ｇｏｌｏｖｉｔｃｈｅｃ 等
放和全球变暖问题，针对这些系统的优化需求也日益增
加。传统的实验测试和原型设计等研究方法成本较高，因
此，数值模拟在湍流火焰研究中的地位变得越来越重要。
对各种复杂火焰的模拟不仅加深了人们对湍流火焰结构
人在ＰＳＲ模型的基础上提出的。采用ＰＳＲ计算化学反应
系统中各组分反应速率的方法假设燃烧场中所有组分充
分混合，其求解是完全基于反应动力学，以致于往往导
致求得的化学反应速率过快：在实际燃烧场中，由于燃
料、氧化剂和中间产物需要足够的时间在分子层面上充
分混合，因此完全良搅拌、基于反应动力学ＰＳＲ方法只
是理想情况；另外，燃烧产物在燃料一空气混合物中的存
和机理的理解，也推进了湍流燃烧模型等数值模拟方法
的发展。ＰＳＲ（Ｐｅｒｆｅｃｔｌｙ ＳｔｉｒｒｅｄＲｅａｃｔｏｒ）模型是考虑了详
细化学反应机理的基础模型，其后又发展了许多不同思
路的湍流燃烧模型，其中有代表性的包括Ｐｏｐｅ［１Ｊ等发展
的ＰＤＦ方法、Ｐｅｔｅｒｓ［２］等发展的火焰面方法等。
本文根据新型湍流燃烧模型ＰａＳＲ（Ｐａｒｔｉａｌｌｙ Ｓｔｉｒｒｅｄ
在可以使反应在一定程度上受到燃烧场内湍流涡旋破碎
的影响，该影响会相应造成反应速率的降低【５】。因此，在
实际燃烧场中，化学反应动力学和湍流流动都影响了化
学反应进程的发展，合理的模型应同时考虑这两种因素。
收稿日期：２０１１－Ｏ１・２６；修回日期：２０１１・０４—０６
基金项目：国家自然科学基金（５０７７６０８５）
作者简介：黄威（１９８６一），男，湖北黄冈人，硕士研究生，主要
从事湍流燃烧的数值模拟工作．
ＰａＳＲ模型是一种更切合实际的模型，其认为燃烧场
中某一点的状态变化可以由两部分组成：一部分是基于
３３
炉窑热工
良搅拌的化学反应变化，另一部分是由于湍流的混合影
响造成的变化。ＰａＳＲ模型引入了化学反应时间尺度‰。
和混合时问尺度 认为在‰ 时间内，组分以ＰＳＲ求
解得到的化学反应速率ｄ） 反应的产生／消耗量，等于在
（ ｈ。 ＋ ｉ ）时间内，以实际化学反应速率面，反应的产生／
消耗量，其量纲为ｋｇ／（ｍ ・Ｓ），即
面 。 ＂ｇｃｈ。 ＝面，（ ｈ。 ＋ｒｍｉ ） （１）
因此，实际化学反应速率可以表示为
＝ｄ．面 Ｒ
，
ａ：—
￣ｃｈｅｍ十Ｔｒｎｉｘ
≤ｌ （２）
式中：化学反应时间尺度 。 是对化学反应系统中所有的
组分，由其各自的当前浓度，按照各自当前的化学反应
速率进行反应，分别达到其完全各向同性平衡态的一系
列时间中的最小值，ｓ；混合时间尺度 ｉ 是湍流中的涡旋
破碎，以使燃料、氧化剂以及二者混合物中非各向同性
存在的高温的燃烧产物三者相互混合所需要的时问，Ｓ，
通常简单的表示为
ｌ＇ｍｉｘ＝Ｃｍｉ 了ｋ （３）
式中：七是湍动能，单位为ＩＴＩ ／ｓ ；ｓ是湍动能耗散率，单
位为ｍ。／ｓ。；Ｃｍｉ 是常数，对于不同的燃烧问题有不同的
取值。
因此，ＰａＳＲ模型对湍流燃烧问题求解时，各组分的
输运方程如下，其与ＰＳＲ求解的区别就在于将化学反应
源项按照式（３）进行转化后再代人输运方程求解。
ｏｔ
＋
ｏｘｌ
：
击Ｏｘ Ｕ。 Ｘｉ 。ｌ … ４）
（４）
本文各算例的计算中，认为混合的时间尺度就是湍流
时间尺度，因此ｃ 取ｌ。各算例均采用甲烷与空气燃烧的
１４组分、１ ９基元反应的简化反应机理，运用阿伦尼乌斯公
式计算ＰＳＲ模型的完全混合隋况下各组分的化学反应源项。
计算采用ＰＩＳＯ解法，非稳态可压缩ＲＡＮＳ方法求解流场，
湍流模型为添加了可压缩修正的 模型。在求解各组分的输
运方程时，本文根据ＰｌｅｓｓｉｎｇＩ＜等人的建议，假定Ｈ，Ｈ２，ＯＨ，
Ｏ的 Ｐ数分别为０．１７，０．３，０．６５，０．６４，其他组分的为１．０，
ｅ数表征组分的热扩散与组分扩散系数的比值。此外，计
算中没有加入热辐射的影响。
２研究结果和分析
本文对两种典型湍流火焰进行了模拟。一种是轴对称
钝体驻定器后的扩散燃烧，另一种是有值班火焰的ＣＨ４／
Ａｉｒ射流火焰。二者均来自于美国Ｓａｎｄｉａ国家实验室和悉
尼大学研究人员的实验测量工作［ 培］，该实验系列的若干
火焰涵盖了湍流和化学反应相互作用的众多表征，如火
焰驻定、局部熄火与再燃、火焰吹熄、污染物（ＮＯｘ）排
放等，在湍流扩散火焰中非常具有代表性，由于实验数
据非常丰富，可以为模型验证提供很好的参考依据，这
些火焰已成为燃烧研究的一系列标准火焰之一。
３４
（Ｃ－ｖ－＿，ｌｋ￣，热 第４０卷２０１１年第３期
２，１轴对称钝体驻定器后的扩散燃烧
图１给出了本文研究的轴对称钝体驻定燃烧器示意图。
钝体直径Ｄｂ＝５０ ｍｍ，位于中心的燃料喷口直径Ｄｉ＝
３．６ ｍｍ。由于实验中燃烧室内壁与钝体之间的距离远大
于钝体的直径，因此本文的计算中不考虑外围燃烧室壁
面的影响。
图１钝体驻定器结构
本文的燃烧算例为Ｓａｎｄｉａ实验室火焰ＨＭ １，其燃料
的体积比为１：１的Ｈ２和ＣＮＧ的混合气。本文中简化为
用ＣＨ４代替ＣＮＧ，并仍然采用甲烷与空气燃烧的１４组
分１９步反应机理。燃料流速度为１１８ ｍ／ｓ，空气流速度
为４０ ｍ／ｓ，Ｒｅ＝１５ ８００。实验表明，此情况下的火焰是稳
定的。本文计算所采用的网格仍为周向取５。的三维网格，
其结构如图２所示，径向高度取为３Ｄ ，钝体下游计算区
域的长度为１ ３Ｄｂ，网格数为４２ ２５０。
图２计算网格结构
计算结果表明，运用ＰａＳＲ模型能够很好地模拟该火
焰，得到的火焰结构（如钝体后火焰的颈缩现象、回流
区内的双涡结构和回流区长度等）及主要标量的平均值
均与实验值吻合良好。图３是平均温度场和部分组分场
的分布图。
¨ ＯＨ）
３ ０ｅ＋０２７ ７ｅ＋０２１＿２ １．７ ３２．２ ３
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０ ００３９ ０ ０７７ ０ｌ２ ０Ｉ５
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图３平均温度和部分组分平均质量分数的分布
图４～图６是平均流向速度、平均温度等在一系列
径向截面上的分布与实验值的对比曲线，其中圆圈表示
炉窑热工
实验值，实线表示文献［９］ 中ＰＤＦ方法得到的计算值，
虚线表示本文计算值。可以看到，本文计算得到的平均
速度场在整个回流区内（长度大约为１．１Ｄｂ）都基本与实
验值吻合，但在回流区下游，射流核心区速度偏低得较
多。平均温度场的结果，特别是轴线上的平均温度值和
径向分布所反映的火焰宽度，也与实验吻合得很好。
ｒ｜Ｒｈ ｒ／Ｒ
图４流向平均速度的径向分布
０．０ ０．２ ０．４ ０．６ ０．８ １．Ｏ １．２
ＨＲｂ
图５平均温度的径向分布
０．１２
Ｏ．１０
：
： ：
Ｔｏ．０４
§ ：
０．
０．０２
ｏ－ｏ８
８：
： ：
§ ：
：
Ｔｏ．
０．
３：
８：
图６ ＣＯ２质量分数的径向分布
对于结果中平均温度场等在径向分布上与实验值存
在的差距，本文分析认为，一方面，实验和文献［９】 的
研究都表明，在钝体表面和回流区内，局部熄火现象比
较严重，而ＰａＳＲ模型无法考虑局部熄火的效应，因此，
图５中的平均温度场的最大值在钝体后缘附近（ ＝０．２６Ｄｂ
截面）较实验值高出３００ Ｋ，其后的截面上有一定程度的
工业加热 第４０卷２０１１年第３期
差异。同时，没有考虑壁面换热和辐射的影响也可能导
致计算值偏高；另一方面，回流区内偏后位置上平均温
度场和ＣＯ２场在径向上的最大值位置偏低约０．２５Ｒｂ，对
比图４中相应位置的平均速度值，可以发现该位置附近
平均速度为正，且本文计算值和文献［９］ 中计算值均较
实验偏大。说明回流区内的双涡结构计算不够准确，回
流区计算偏“窄”。文献［９］ 与本文相比，计算区域缺
少钝体部分，从而造成流场进口的剪切层位置没有充分
发展的边界层，而本文计算时有一长度为１．０Ｄｂ的钝体段，
使得本文计算的偏差较小。因此，分析认为由于计算中
钝体表面边界层发展不充分，由钝体外表面脱落的剪切
层计算速度偏大，从而导致回流区偏窄，而随着流动远
离回流区，该影响逐渐减小，这一差距也逐渐减小，在
＝
１．３Ｄｂ截面上，该最大值位置仅偏低０．０７Ｒｂ。
对于ＰａＳＲ模型中的重要参数ａ，其分布如图７所示。
可以看到，在火焰面附近，砘芝其他区域小很多。这样的
结果是合理的。从求解过程的角度来说，程序首先计算
得到一个时间步内各组分在ＰＳＲ完全混合情况下的化学
反应源项，进而计算各时间尺度和ａ。由于湍流混合的
时间尺度跨度没有化学反应的时间尺度跨度大（由计算
结果可知本例中前者的量级范围是１０－６～１０＿。Ｓ，后者
是１０Ｉ４～１０Ｈ Ｓ），因此， 的变化主要取决于化学反应时
间尺度的变化。当某位置的化学反应的时间尺度很大时，
即难以燃烧的状态，混合作用对局部反应进程的影响很
小，因此ａ接近１；当某位置的化学反应时间尺度较小——
即火焰面附近，以至接近甚至小于混合时间尺度的量级，
口＜１，混合对于局部化学反应进程将产生重要影响。从
湍流火焰理论的角度来说，Ｄａ数是流动尺度与燃烧尺度
的比值，表征了流动对湍流火焰的影响［ 。当Ｄａ＞１时，
火焰面概念才成立，且Ｄ 数越大，实际反应区越薄。反
之，在Ｄａ数小的情况下，火焰面会出现不稳定、皱褶甚
至熄火情况。这一理论与本文结果中火焰面附近ａ＜ｌ，其
他位置口接近１的情况是一致的。
０．７９ ｌ
溯■＿
图７钝体驻定器燃烧场中参数日的平均值分布
２．２有值班火焰的ＣＨＶＡｉｒ射流火焰
有值班火焰的射流ＣＨｊＡｉｒ火焰Ｃ—Ｆ是多组相同燃
料、不同射流速度的火焰，其燃烧器的几何形状均相同，
进口分燃料射流进口、值班火焰进口和空气伴流进口三
部分，本文计算区域的几何尺寸为：燃料射流进口直径
＝
７．２ ｍｍ，值班火焰射流进口直径１８．２ ｍｍ，伴流空气
直径１２２．４ｍｍ（１７ ，计算区域轴向长度５８３．２ｍｍ（８１ 。
本文计算的ＦｌａｍｅＤ算例（Ｒｅ＝２２ ４００），其燃料体积比
为１：３的ＣＨｆｌＡｉｒ混合气，当量混合物体积分数为０．３５１，
３５
堡塑
燃料射流进口的平均速度为４９．６ ｍ／ｓ，空气伴流进口平均
速度为０．９ ｍ／ｓ，值班火焰是高温的贫燃预混燃烧产物，
其组分分布数据见表１，其中各物质质量分数的进口平均
速度为ｌ１．４ｍ／ｓ。本文计算时考虑了各射流进口速度的具
体分布，在上述平均进口速度的基础上，使用了ＴＮＦｗｏ—
ｒｋｓｈｏｐ提供的进口速度分布，其分布曲线如图８中的实线。
表１值班火焰的组分和热物性
当量比 ０．７７ ｗ（Ｈ２） １．２９ｅ一４
三兰 竺 兰 竺！
ｚ表征了流场中燃料与氧化剂的混合程度，ｚ 表征湍流燃
烧场中ｚ的脉动程度。图１０是计算得到的ｗ（ＯＨ）、Ｔ、Ｚ
和ｚ 的分布图，火焰可见长度约为６４ｄ（４６ ｃｍ），与实
验中的６７升分接近，火焰面的结构也与实验吻合得很好。
当量混合物体积分数
Ｋ
密度／ｋｇ・ｍ。
ｗ（Ｎ２）
Ｏ．２７
１８８０
Ｏ．１８０
Ｏ．７３４２
ｗ（Ｈ）
ｗ（Ｈ２０）
ｗ（ＣＯ）
ｗ（ＣＯ２）
２．４８ｅ一５
０．０９４２
４．０７ｅ一３
０．１０９８
图９计算区域网格示意
ｗ（Ｏ２１
ｗ（Ｏ）
０．０５４０
７．４７ｅ－４
Ｗ（ＯＨ）
ｗ（ＮＯ）
Ｏ．００２８
４．８ｅ．０６
０．５０
Ｚ”
０４０
Ｚ
ｌ
７．５ｏ－０１
ｌ＂
２．Ｏｅ－－ｆ２
一一“（前）
．
０．３０
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●
—
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一・・“ （前）
ｎ２Ｏ
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吕
Ｏ．１Ｏ
ｉ ５．０￣０１
图１０ ｗ（ＯＨ）、Ｔ、ｚ和ｚ 的平均值分布
ｌ＿３ｅ—位
矗６￣ｑ）３
４５ｅ—ｌ６
—
ｒＪｍｍ
图８进口截面速度分布
图１１是对称轴上混合物分数、温度及部分组分质量
计算区域及网格示意如图９所示，网格数７ ４４０，并
在周向划分为５。的一个网格。出口压力为标准大气压。
分数的平均值与实验值的对比。图ｌ２～图ｌ４是部分径
向截面（ｘ／ｄ＝３，３０，６０）上混合物分数、温度和部分组
分质量分数的平均值与实验值的对比。图ｌ１中实验数据
由点表示，本文计算结果由实线表示。
本算例还同时计算了混合物体积分数ｚ和其方差的值ｚ ，
０
ｘ／ｄ
ｘ｜ｄ ／ｄ
１．４０Ｅ一０１
１．２ＯＥ．Ｏ１
１．ＯＯＥ．Ｏｌ
８．００Ｅ．０２
６．００Ｅ．０２
４．ＯＯＥ．Ｏ２
２．ＯＯＥ．０２
ｘ｜ｄ ｘ／ｄ ｘ／ｄ
图ｌｌ 对称轴上的平均值分布
３６
炉窑热工 工业加热 第４０卷２０１１年第３期
图１４ ｘ／ｄ＝６０截面上的平均值分布
上述结果对比表明，本文计算的燃烧场基本吻合实
验结果。由温度场的径向分布结果可以看到，最高温度
加体 ｍ ８ ６ ４ ２
∞∞∞∞∞∞∞∞∞∞Ｏ
所在的径向位置与实验十分接近，但温度水平整体偏高。
３结论
本文通过对湍流燃烧模型ＰａＳＲ在典型火焰数值模拟
中的应用，验证了该模型对湍流燃烧问题的适用性和准
确性。当研究湍流问题时，其方程形式与标准形式相似，
与前例类似，其主要原因是ＰａＳＲ模型无法考虑局部熄
火，而ｆｌａｍｅＤ较前例射流速度快、雷诺数高，因此局部
熄火现象更严重。该部分模拟的缺失使得火焰过于稳定，
附加的中间量求解过程简便、计算量适中，计算结果与
实验值符合较好。另一方面，本文通过研究，证明ｒ湍
流燃烧场中混合时间尺度和化学反应时间尺度相近的区
从而温度过高。这一因素也导致了本例计算的燃料燃烧
过快，在距离射流喷口不远的位置就剧烈燃烧，以至在
火焰下游流场中的燃料和氧气浓度低于实验值。另外，混
合物分数的方差在射流进口，特别是值班火焰进口处的
边界条件还值得进一步商榷，以期得到更好的结果。
对于ＰａＳＲ模型中的重要参数 ，其分布如图１５所
示。计算结果表明，本例中混合时间尺度的量级范围是
１０ ～１０～Ｓ，化学反应时间尺度则是１０－４～ｌ０¨。可以
域在火焰面附近，在此区域内，Ｄａ数较大，湍流涡旋的
混合作用对燃烧进程的影响较大，由于火焰皱褶和局部
熄火，各组分的反应源项将比ＰＳＲ模型的完全混合燃烧
情况下小。本文的研究表明ＰａＳＲ模型还需要在对局部熄
火的模拟上开拓思路，加以完善，该部分其对湍流燃烧
数值模拟的结果有重要影响。
参考文献：
［１］ＰＯＰＥＳＢ．ＰＤＦＭｅｔｈｏｄｓｆｏｒＴｕｒｂｕｌｅｎｔＲｅａｃｔｉｖｅＦｌｏｗ ．Ｐｒｏｇ．
Ｅｎｅｒｇｙ Ｃｏｍｂｕｓｔ Ｓｃｉ．，１９８５，１１（２）：１１９－１９２．
看到，与上例相似，口也是在火焰面附近较小，且离射流
出口越远的火焰面玎值越小、小值区域越大，表示在火焰
面附近，混合时间尺度与化学反应时间尺度量级相近，Ｄａ
【２】ＰＥＴＥＲＳ Ｎ．Ｌａｍｉｎａｒ Ｄｉｆｆｕｓｉｏｎ Ｆｌａｍｅｌｅｔ Ｍｏｄｅｌｓ ｉｎ Ｎｏｎ—Ｐｒｅ—
ｍｉｘｅｄ Ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ［Ｊ】．Ｐｒｏｇ．Ｅｎｅｇｙ ｒＣｏｍｂｕｓｔ Ｓｃｉ．，
数较大，混合对局部燃烧进程有重要影响，同时随着射
流向下游的发展，其湍流脉动不断增强，在下游火焰附
近皱褶、局部熄火更剧烈。
０．４５ ０．５９ ０．７３ ０．８６ １
—————麟糍黼峭鞠氍目 瓤ｊ潮潮—一
１９８４，１０（４）：３ １９－３３９．
【３】ＧＯＬＯＶＩＴＣＨＥＶ Ｖ Ｉ，ＣＨＯＭ１ＡＫ Ｊ．Ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ ｏｆ Ｉｇｎｉｔｉｏｎ
Ｉｍｐｒｏｖｅｒｓ ｆｏｒ Ｍｅｔｈａｒｅ Ａｕｔｏ—ｉｇｍｉｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｃｏｍｂｕｓｔ．Ｓｃｉ ａｎｄ
Ｔｅｃｈ，１９９８，１３５（１）：３１—４７．
【４】ＧＯＬＯＶＩＴＣＨＥＶ Ｖ Ｉ，ＮＯＲＤＩＮ Ｎ，ＣＨＯＭＩＡＫ Ｊ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ
Ｍｏｄｅｌｉｎｇ ｏｆ Ｈｙｄｒｏｇｅｎ Ｄｅｆｌａｇｒａｔｉｏｎ ｉｎ Ｍｕｌｔｉ・－Ｒｏｏｍ Ｃｏｍｐａｒｔ＿－
ｍｅｎｔｓ【Ｊ】．Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ ｏｆ ｔｈｅ Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｉｅｓ ｆｏｒ
Ｆｌｕｉｄ／Ｔｈｅｒｍａｌ／Ｃｈｅｍｉｃａｌ Ｓｙｓｔｅｍｓ ｗｉｔｈ Ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ，
图ｌ５射流火焰中ａ的平均值分布
３８
１９９８，３７７（２）：１６９—１７６．
带炉容热工
ＤＯｈ １０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００２－１６３９．２０１１．０３．０１１
工业加热 第４Ｏ卷２０１１年第３期
多孔介质燃烧技术工业应用数值模拟研究
饶文涛 ，郭水华 ，李本文２
（１．宝钢股份研究院，上海２０１９００；２．东北大学，辽宁沈阳１１０００４）
摘要：首先介绍多孔介质燃烧新技术（ＰＩＭ）实现工业应用的情况，然后介绍了在应用的过程中利用数值模拟软件ＦＬＵＥＮＴ，对天
然气和空气的预混气体在基于工业模型的多孔介质燃烧器内的燃烧进行了较详细的研究，为工业应用提供了参考数据。
关键词：多孔介质燃烧；节能；低ＮＯｘ
中图分类号：ＴＦ０６６．１ 文献标志码：Ａ 文章编号：１００２．１６３９（２０１１）０３－００３９—０３
Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｉｎｔｏ Ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ Ｐｏｒｏｕｓ Ｍｅｄｉｕｍ Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ
ＲＡＯ Ｗｅｎ．ｔａｏ ，ＧＵＯ Ｓｈｕｉ．ｈｕａ ，ＬＩ Ｂｅｎ．Ｗｅｎ
（１．Ｂａｏｓｔｅｅｌ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｃｅｎｔｅｒ，Ｓｈａｎｇｈａｉ ２０１９００，Ｃｈｉｎａ；２．Ｎｏｒｔｈｅａｓｔｅｍ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｓｈｅｎｙａｎｇ １１０００４，Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ ｉｆｒｓｔ ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｓ ｎｅｗ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｉｎ ｐｏｒｏｕｓ ｍｅｄｉａ ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ（ＰＩＭ）ｔｏ ｒｅａｌｉｚｅ ｔｈｅ ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ，ｔｈｅｎ ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｓ
ｈｅ ｔａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｉｎ ｔｈｅ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆｕｓｉｎｇ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｓｏｆｔｗａｒｅ ＦＬＵＥＮＴ，ｇａｓ ａｎｄ ａｉｒ ｐｒｅｍｉｘｅｄ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ ｍｏｄｅｌ ｉｎ ｐｏｒｏｕｓ ｍｅｄｉａ
ｂｕｒｎｅｒｓ ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ ｉｎ ｄｅｔａｉｌ，ｔｈｅ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｐｒｏｖｉｄｅｓ ｅｆｅｒｒｅｎｃｅ ｆｏｒ ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ．
Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：Ｐｏｒｏｕｓ ｍｅｄｉｕｍ ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ；ｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇ；ｌｏｗ ＮＯｘ
多孔介质燃烧技术，又称为ＰＭＣ技术（Ｐｏｒｏｕｓ Ｍｅｄｉａ
Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ多孔介质燃烧技术）是最近ｌ０余年国际燃烧
领域发展的一种全新型燃烧方式，相比燃烧时存在局部
应用。
宝钢研究院节能项目组自２００７年开展对ＰＭＣ技术
的研究［ ，并于２０１０年８月在一台２ Ｍｗ功率的加热炉
高温的“有焰”燃烧，这种燃烧没有明火焰，ＮＯｘ和ＣＯ
等污染物的生成显著降低（可达７０％以上）；由于整体温
上实现了多孑Ｌ介质燃烧技术的应用，填补了国内的空白。
本文介绍对该工业应用利用运用Ｆｌｕｅｎｔ软件进行模拟研
究的情况，包括建立二维稳态层流预混反应模型，模拟
了甲烷和空气在多孔介质中的预混燃烧，并和文献【２】
的结果作了比较。然后对工业煤气（多组分气体）和空
度的显著提高和辐射传热的增加，燃烧热利用效率大大
提高（有些情况甚至超过５０％），另外ＰＭＣ技术对使用
低热值（劣质）燃料（高炉煤气、有机废气等）也有明
显的优势。
气在多孔介质中的预混燃烧进行模拟研究。
ＰＭＣ技术被国际燃烧界誉为２ ｌ世纪最有发展前途的
燃烧技术，国内哈工大秦裕琨院士的课题组称其为“划
时代的燃烧技术”。目前在日本、德国和美国，ＰＭＣ技术
ｌ数值模拟方程建立
１．１模拟中采用的假设
多孔介质中的燃烧过程，是流动、传热及化学反应
各过程相互作用、相互影响的结果。由于多孔介质的结
构复杂，其中的详细流动、传热、辐射过程是非常复杂
的。因此，对多孔介质中的详细微观结构模拟是很困难
已成功地应用于冶金、机械、化工、陶瓷等工业部门的
一
些燃气炉窑上。ＰＭＣ技术目前在国内没有实现工业化
收稿日期：２０１０—１０—２０；修回日期：２０１１—０３—１７
作者简介：饶文涛（１９６８一），男，江西南昌人，工学博士，教授级
的。为此，对多孑Ｌ介质中的燃烧进行数学模拟，需要简
化其中的诸多因素和过程。本文所作的假设如下：
（１—２）：２７２—２７４．
［８】ＢＡＲＬＯＷ Ｒ Ｓ，Ｆｒａｎｋ Ｊ Ｈ．Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆＴｕｒｂｕｌｅｎｃｅ ｏｎ Ｓｐｅｃｉｅｓ
高级工程师，研究方向：节能技术及新能源．
［５］ＣＨＥＮＧＫＥ ＬＩＵ，ＫＡＲＩＭ Ｇ Ａ．Ｔｈｒｅｅ—Ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ Ｃｏｍｐｕｍ—
ｔｉｏｎａｌ Ｆｌｕｉｄ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆＤｉｅｓｅｌ ａｎｄ Ｄｕａｌ Ｆｕｅｌ Ｅｎｇｉｎｅ Ｃｏｍｂｕｓ—
ｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｅｎｇ．Ｇａｓ Ｔｕｒｂｉｎｅｓ Ｐｏｗｅｒ，２００９，１３ １（１）：１－９．
［６］ＰＬＥＳＳ１ＮＧ ＬＴＥＲＨＯＥＶＥＮ￣ＰＥＴＥＲＳ Ｎ，ｅｔ ａ１．Ａｎ Ｅｘｐｅｉｒｍｅｎｔａｌ
ａｎｄ Ｎｕｍｅｉｒｃａｌ Ｓｔｕｄｙ ｏｆａ Ｌａｍｉｎａｒ Ｔｒｉｐｌｅ Ｆｌａｍｅ．ｆＪ］．Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ
ａｎｄ Ｆｌａｍｅ，ｌ９９８，ｌ１５（３）：３３５．３５３．
Ｍａｓｓ Ｆｒａｃｔｉｏｎｓ ｉｎ Ｍｅｔｈａｎｅ／Ａｉｒ Ｊｅｔ Ｆｌａｍｅｓ【Ｊ］．Ｐｍｃ．Ｃｏｍｂｕｓｔ．
Ｉｎｓｔ．，１９９８，２７（１）：１０８７—１０９５．
【９】朱曼明，陈义良，王海峰，等．轴对称钝体后湍流扩散燃烧
的ＰＤＦ模拟［Ｊ］．计算物理，２００４，２１（３）：３５１－３５６．
［１０】ＴＨＩＥＲＲＹ ＰＯＩＮＳＯＴ，ＤＥＮＩＳ ＶＥＹＮＡＮＴＥ．Ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ａｎｄ
Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ［Ｍ】．２ｎｄ ｅｄ．【Ｓ．１．】：Ｒ．
Ｉｎｃ．，２００５：２８２－２８７．
【７】ＤＡＬＬＹＢＢ，ＭＡＳＲＩ Ａ Ｒ，ＢＡＲＬＯＷ Ｒ Ｓ，ｅｔ ａ１．Ｔｗｏ－ｐｈｏｔｏ
Ｌａｓｔｅｒ－ｉｎｄｕｃｅｄ Ｆｌｕｒｅｓｃｅｎｃｅ Ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ ｏｆ ＣＯ ｉｎ ｕｌｅｎｔ
Ｅｄｗａｒｄｓ，
Ｎｏｎ－ｐｒｅｍｉｘｅｄＢｌｕｆｆｂｏｄｙＦｌａｍｅｓ［Ｊ］．Ｃｏｍｂｕｓｔ．Ｆｌａｍｅ，２００３，１３２
３９
2024年5月8日发(作者：惠明知)
炉窑热工
ＤＯＩ：１Ｏ．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００２—１６３９．２０１１．０３．０１０
工业加热 第４Ｏ卷２０１１年第３期
ＰａＳＲ湍流燃烧模型对典型湍流射流火焰的数值模拟
黄 威，赵平辉，叶桃红
（中国科学技术大学热科学与能源工程系，安徽合肥２３００２７）
摘要：采用ＰａＳＲ湍流燃烧模型对湍流燃烧研究中典型的甲烷湍流射流火焰进行了数值模拟。计算采用简化的化学反应机理，并将
计算得到的平均温度场、速度场和各组分的分布与相应的权威实验数据进行了对比。对反应系统中流动和燃烧的不同时间尺度以及
二者之间的关系作了探讨。计算结果表明，ＰａＳＲ模型能够很好地模拟燃烧过程中流场和组分的变化。在火焰面附近，由于流动时
间尺度与燃烧的时间尺度量级相当，局部混合作用在决定燃烧过程和火焰结构中发挥重要作用。基于ＰａＳＲ模型的时间尺度分析与
湍流火焰理论中火焰／涡旋相互作用的图谱是一致的。
关键词：湍流扩散火焰；ＰａＳＲ；数值模拟
中图分类号：ＴＦ０５８ 文献标志码：Ａ 文章编号：１００２－１６３９（２０１１）０３．００３３—０６
Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ Ｔｙｐｉｃａｌ Ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ Ｊｅｔ Ｆｌａｍｅｓ ｂｙ ＰａＳＲ Ｍｏｄｅｌ
ＨＵＡＮＧ Ｗｅｉ，ＺＨＡＯ Ｐｉｎｇ－ｈｕｉ，ＹＥ Ｔａｏ—ｈｕｎｇ
（Ｄｅｐｔ．ｏｆＴｈｅｒｍａｌ Ｓｃｉ．ａｎｄ Ｅｎｅｒｇｙ Ｅｎｇｒ．，Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆＳｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｏｆＣｈｉｎａ，Ｈｅｆｅｉ ２３００２７，Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｓｅｖｅｒａｌ ｙｐｉｔｃａｌ ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ ｍｅｔｈａｎｅ—ａｉｒｊｅｔ ｌｆａｍｅｓ ｕｓｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｆｔｕｒｂｕｌｅｎｔ ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ ａｌｅ ｓｉｍｕｌａｔｅｄ ｂｙ ｈｅｔ ＰａＳＲ ｍｏｄｅｌ ｗｉｔｈ
ａ ｅｄｕｃｅｄ ｒｄｅｔａｉｌｅｄ ｃｈｅｍｉｃａｌ ｋｉｎｅｔｉｃｓ．Ｍｏｄｅｌｅｄ ｅｓｕｌｔｓｒ ａｌｅ ｖａｌｉｄａｔｅｄ ｂｙ ａ ｇｒｏｕｐ ｏｆｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇ ａｕｔｈｏｒｉａｔｔｉｖｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｄａｔａ．Ｔｈｅ ｍｅａｎ ｄｉｓ－
ｔｒｉｂｕｔｉｏｎｓ ｏｆｔｈｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ，ｖｅｌｏｃｉｙ ｔａｎｄ ｓｐｅｃｉｅｓ ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ ａｒｅ ｃｏｍｐａｒｅｄ．Ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｉｍｅ ｓｃａｌｅｓ ｏｆｆｌｏｗ ａｎｄ ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ ｉｎ ｔｈｅｓｅ ｅａｃｔｉｒｎｇ
ｓｙｓｔｅｍｓ，ａｓ ｗｅｌｌ ａｓ ｈｅ ｔｅｌｒａｔｉｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｍｉｘｉｎｇ ｎｄ ａｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ａｌｅ ａｌｓｏ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ．Ｔｈｅ ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌ ｅｓｕｌｒｔｓ ｉｎｄｉｃａｔｅ ｈａｔｔ ｔｈｅ ＰａＳＲ
ｍｏｄｅｌ ｃａｎ ｓａｔｉｓｆａｃｔｏｒｉｌｙ ｐｒｅｄｉｃｔ ｔｈｅ ｃｈａｎｇｅｓ ｉｎ ｆｌｏｗ ｆｉｅｌｄ ａｎｄ ｓｐｅｃｉｅｓ ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎｓ ｄｕｒｉｎｇ ｔｈｅ ｃｏｕｒｓｅ ｏｆ ａ ｒｅａｃｔｉｏｎ．Ｉｔ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｌｏｃａｌ
ｍｉｘｉｎｇ ｐｒｏｇｒｅｓｓ ｐｌａｙ ａ ｄｏｍｉｎａｎｔ ｏｌｒｅ ｏｎ ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ａｎｄ ｆｌａｍｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｆｌａｍｅ ｓｕｒｆａｃｅ，ｗｈｅｒｅ ｔｈｅ ｔｉｍｅ ｓｃａｌｅ ｏｆ ｌｆｏｗ ｉｓ ｃｏｍ－
ｐａｒａｂｌｅ ｔｏ ｉｔ ｏｆｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ．Ｔｈｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ＰａＳＲ ｍｏｄｅｌ ｉｓ ｃｏｎｓｉｓｔｅｎｔ ｗｅｌｌ ｗｉｈ ｔｔｈｅ ｆｌａｍｅ／ｖｏｒｔｅｘ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ ｓｐｅｃｔｒａｌ ｄｉａｇｒａｍ ｉｎ ｈｅ ｔｕｒ－ ｔ
ｂｕｌｅｎｔ ｌａｍｅ ｆｔｈｅｏｒｙ．
Ｋｅｙ ＷＯｒｄｓ：ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ ｄｉｆｆｕｓｉｏｎ ｌａｍｅ；ＰａＳＲ；ｎｕｍｅｒｆｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ
燃烧过程是当今世界能源生产中必不可少的环节，绝
Ｒｅａｃｔｏｒ）对若干湍流射流火焰的典型算例进行了数值模
拟，计算结果较好地反映了湍流火焰的火焰结构，各标
量场和流场均与实验数据吻合良好。结合模型对计算结
果的分析加深了对甲烷扩散燃烧现象的理解。
大多数的能源生产设备都基于化石燃料或可再生燃料的
燃烧进行工作。同时，交通运输系统所依赖的内燃机和
燃气轮机也是利用燃烧产生动力。在这些燃烧场中，湍
流状态下的燃烧十分普遍。由于人们对上述系统性能要
求的提高，加之人们日益认识到与燃烧有关的污染物排
ｌ湍流燃烧模型
本文研究所采用的ＰａＳＲ模型最早由Ｇｏｌｏｖｉｔｃｈｅｃ 等
放和全球变暖问题，针对这些系统的优化需求也日益增
加。传统的实验测试和原型设计等研究方法成本较高，因
此，数值模拟在湍流火焰研究中的地位变得越来越重要。
对各种复杂火焰的模拟不仅加深了人们对湍流火焰结构
人在ＰＳＲ模型的基础上提出的。采用ＰＳＲ计算化学反应
系统中各组分反应速率的方法假设燃烧场中所有组分充
分混合，其求解是完全基于反应动力学，以致于往往导
致求得的化学反应速率过快：在实际燃烧场中，由于燃
料、氧化剂和中间产物需要足够的时间在分子层面上充
分混合，因此完全良搅拌、基于反应动力学ＰＳＲ方法只
是理想情况；另外，燃烧产物在燃料一空气混合物中的存
和机理的理解，也推进了湍流燃烧模型等数值模拟方法
的发展。ＰＳＲ（Ｐｅｒｆｅｃｔｌｙ ＳｔｉｒｒｅｄＲｅａｃｔｏｒ）模型是考虑了详
细化学反应机理的基础模型，其后又发展了许多不同思
路的湍流燃烧模型，其中有代表性的包括Ｐｏｐｅ［１Ｊ等发展
的ＰＤＦ方法、Ｐｅｔｅｒｓ［２］等发展的火焰面方法等。
本文根据新型湍流燃烧模型ＰａＳＲ（Ｐａｒｔｉａｌｌｙ Ｓｔｉｒｒｅｄ
在可以使反应在一定程度上受到燃烧场内湍流涡旋破碎
的影响，该影响会相应造成反应速率的降低【５】。因此，在
实际燃烧场中，化学反应动力学和湍流流动都影响了化
学反应进程的发展，合理的模型应同时考虑这两种因素。
收稿日期：２０１１－Ｏ１・２６；修回日期：２０１１・０４—０６
基金项目：国家自然科学基金（５０７７６０８５）
作者简介：黄威（１９８６一），男，湖北黄冈人，硕士研究生，主要
从事湍流燃烧的数值模拟工作．
ＰａＳＲ模型是一种更切合实际的模型，其认为燃烧场
中某一点的状态变化可以由两部分组成：一部分是基于
３３
炉窑热工
良搅拌的化学反应变化，另一部分是由于湍流的混合影
响造成的变化。ＰａＳＲ模型引入了化学反应时间尺度‰。
和混合时问尺度 认为在‰ 时间内，组分以ＰＳＲ求
解得到的化学反应速率ｄ） 反应的产生／消耗量，等于在
（ ｈ。 ＋ ｉ ）时间内，以实际化学反应速率面，反应的产生／
消耗量，其量纲为ｋｇ／（ｍ ・Ｓ），即
面 。 ＂ｇｃｈ。 ＝面，（ ｈ。 ＋ｒｍｉ ） （１）
因此，实际化学反应速率可以表示为
＝ｄ．面 Ｒ
，
ａ：—
￣ｃｈｅｍ十Ｔｒｎｉｘ
≤ｌ （２）
式中：化学反应时间尺度 。 是对化学反应系统中所有的
组分，由其各自的当前浓度，按照各自当前的化学反应
速率进行反应，分别达到其完全各向同性平衡态的一系
列时间中的最小值，ｓ；混合时间尺度 ｉ 是湍流中的涡旋
破碎，以使燃料、氧化剂以及二者混合物中非各向同性
存在的高温的燃烧产物三者相互混合所需要的时问，Ｓ，
通常简单的表示为
ｌ＇ｍｉｘ＝Ｃｍｉ 了ｋ （３）
式中：七是湍动能，单位为ＩＴＩ ／ｓ ；ｓ是湍动能耗散率，单
位为ｍ。／ｓ。；Ｃｍｉ 是常数，对于不同的燃烧问题有不同的
取值。
因此，ＰａＳＲ模型对湍流燃烧问题求解时，各组分的
输运方程如下，其与ＰＳＲ求解的区别就在于将化学反应
源项按照式（３）进行转化后再代人输运方程求解。
ｏｔ
＋
ｏｘｌ
：
击Ｏｘ Ｕ。 Ｘｉ 。ｌ … ４）
（４）
本文各算例的计算中，认为混合的时间尺度就是湍流
时间尺度，因此ｃ 取ｌ。各算例均采用甲烷与空气燃烧的
１４组分、１ ９基元反应的简化反应机理，运用阿伦尼乌斯公
式计算ＰＳＲ模型的完全混合隋况下各组分的化学反应源项。
计算采用ＰＩＳＯ解法，非稳态可压缩ＲＡＮＳ方法求解流场，
湍流模型为添加了可压缩修正的 模型。在求解各组分的输
运方程时，本文根据ＰｌｅｓｓｉｎｇＩ＜等人的建议，假定Ｈ，Ｈ２，ＯＨ，
Ｏ的 Ｐ数分别为０．１７，０．３，０．６５，０．６４，其他组分的为１．０，
ｅ数表征组分的热扩散与组分扩散系数的比值。此外，计
算中没有加入热辐射的影响。
２研究结果和分析
本文对两种典型湍流火焰进行了模拟。一种是轴对称
钝体驻定器后的扩散燃烧，另一种是有值班火焰的ＣＨ４／
Ａｉｒ射流火焰。二者均来自于美国Ｓａｎｄｉａ国家实验室和悉
尼大学研究人员的实验测量工作［ 培］，该实验系列的若干
火焰涵盖了湍流和化学反应相互作用的众多表征，如火
焰驻定、局部熄火与再燃、火焰吹熄、污染物（ＮＯｘ）排
放等，在湍流扩散火焰中非常具有代表性，由于实验数
据非常丰富，可以为模型验证提供很好的参考依据，这
些火焰已成为燃烧研究的一系列标准火焰之一。
３４
（Ｃ－ｖ－＿，ｌｋ￣，热 第４０卷２０１１年第３期
２，１轴对称钝体驻定器后的扩散燃烧
图１给出了本文研究的轴对称钝体驻定燃烧器示意图。
钝体直径Ｄｂ＝５０ ｍｍ，位于中心的燃料喷口直径Ｄｉ＝
３．６ ｍｍ。由于实验中燃烧室内壁与钝体之间的距离远大
于钝体的直径，因此本文的计算中不考虑外围燃烧室壁
面的影响。
图１钝体驻定器结构
本文的燃烧算例为Ｓａｎｄｉａ实验室火焰ＨＭ １，其燃料
的体积比为１：１的Ｈ２和ＣＮＧ的混合气。本文中简化为
用ＣＨ４代替ＣＮＧ，并仍然采用甲烷与空气燃烧的１４组
分１９步反应机理。燃料流速度为１１８ ｍ／ｓ，空气流速度
为４０ ｍ／ｓ，Ｒｅ＝１５ ８００。实验表明，此情况下的火焰是稳
定的。本文计算所采用的网格仍为周向取５。的三维网格，
其结构如图２所示，径向高度取为３Ｄ ，钝体下游计算区
域的长度为１ ３Ｄｂ，网格数为４２ ２５０。
图２计算网格结构
计算结果表明，运用ＰａＳＲ模型能够很好地模拟该火
焰，得到的火焰结构（如钝体后火焰的颈缩现象、回流
区内的双涡结构和回流区长度等）及主要标量的平均值
均与实验值吻合良好。图３是平均温度场和部分组分场
的分布图。
¨ ＯＨ）
３ ０ｅ＋０２７ ７ｅ＋０２１＿２ １．７ ３２．２ ３
———■ 群 赫 瓣 § ＊ 瓣瓣＿
０＿ 墨 ｏ。
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潮—■
５３
０ ００３９ ０ ０７７ ０ｌ２ ０Ｉ５
———— 瓣辩瓣瓣鹾 麟§蝌霸黼Ｉ一
图３平均温度和部分组分平均质量分数的分布
图４～图６是平均流向速度、平均温度等在一系列
径向截面上的分布与实验值的对比曲线，其中圆圈表示
炉窑热工
实验值，实线表示文献［９］ 中ＰＤＦ方法得到的计算值，
虚线表示本文计算值。可以看到，本文计算得到的平均
速度场在整个回流区内（长度大约为１．１Ｄｂ）都基本与实
验值吻合，但在回流区下游，射流核心区速度偏低得较
多。平均温度场的结果，特别是轴线上的平均温度值和
径向分布所反映的火焰宽度，也与实验吻合得很好。
ｒ｜Ｒｈ ｒ／Ｒ
图４流向平均速度的径向分布
０．０ ０．２ ０．４ ０．６ ０．８ １．Ｏ １．２
ＨＲｂ
图５平均温度的径向分布
０．１２
Ｏ．１０
：
： ：
Ｔｏ．０４
§ ：
０．
０．０２
ｏ－ｏ８
８：
： ：
§ ：
：
Ｔｏ．
０．
３：
８：
图６ ＣＯ２质量分数的径向分布
对于结果中平均温度场等在径向分布上与实验值存
在的差距，本文分析认为，一方面，实验和文献［９】 的
研究都表明，在钝体表面和回流区内，局部熄火现象比
较严重，而ＰａＳＲ模型无法考虑局部熄火的效应，因此，
图５中的平均温度场的最大值在钝体后缘附近（ ＝０．２６Ｄｂ
截面）较实验值高出３００ Ｋ，其后的截面上有一定程度的
工业加热 第４０卷２０１１年第３期
差异。同时，没有考虑壁面换热和辐射的影响也可能导
致计算值偏高；另一方面，回流区内偏后位置上平均温
度场和ＣＯ２场在径向上的最大值位置偏低约０．２５Ｒｂ，对
比图４中相应位置的平均速度值，可以发现该位置附近
平均速度为正，且本文计算值和文献［９］ 中计算值均较
实验偏大。说明回流区内的双涡结构计算不够准确，回
流区计算偏“窄”。文献［９］ 与本文相比，计算区域缺
少钝体部分，从而造成流场进口的剪切层位置没有充分
发展的边界层，而本文计算时有一长度为１．０Ｄｂ的钝体段，
使得本文计算的偏差较小。因此，分析认为由于计算中
钝体表面边界层发展不充分，由钝体外表面脱落的剪切
层计算速度偏大，从而导致回流区偏窄，而随着流动远
离回流区，该影响逐渐减小，这一差距也逐渐减小，在
＝
１．３Ｄｂ截面上，该最大值位置仅偏低０．０７Ｒｂ。
对于ＰａＳＲ模型中的重要参数ａ，其分布如图７所示。
可以看到，在火焰面附近，砘芝其他区域小很多。这样的
结果是合理的。从求解过程的角度来说，程序首先计算
得到一个时间步内各组分在ＰＳＲ完全混合情况下的化学
反应源项，进而计算各时间尺度和ａ。由于湍流混合的
时间尺度跨度没有化学反应的时间尺度跨度大（由计算
结果可知本例中前者的量级范围是１０－６～１０＿。Ｓ，后者
是１０Ｉ４～１０Ｈ Ｓ），因此， 的变化主要取决于化学反应时
间尺度的变化。当某位置的化学反应的时间尺度很大时，
即难以燃烧的状态，混合作用对局部反应进程的影响很
小，因此ａ接近１；当某位置的化学反应时间尺度较小——
即火焰面附近，以至接近甚至小于混合时间尺度的量级，
口＜１，混合对于局部化学反应进程将产生重要影响。从
湍流火焰理论的角度来说，Ｄａ数是流动尺度与燃烧尺度
的比值，表征了流动对湍流火焰的影响［ 。当Ｄａ＞１时，
火焰面概念才成立，且Ｄ 数越大，实际反应区越薄。反
之，在Ｄａ数小的情况下，火焰面会出现不稳定、皱褶甚
至熄火情况。这一理论与本文结果中火焰面附近ａ＜ｌ，其
他位置口接近１的情况是一致的。
０．７９ ｌ
溯■＿
图７钝体驻定器燃烧场中参数日的平均值分布
２．２有值班火焰的ＣＨＶＡｉｒ射流火焰
有值班火焰的射流ＣＨｊＡｉｒ火焰Ｃ—Ｆ是多组相同燃
料、不同射流速度的火焰，其燃烧器的几何形状均相同，
进口分燃料射流进口、值班火焰进口和空气伴流进口三
部分，本文计算区域的几何尺寸为：燃料射流进口直径
＝
７．２ ｍｍ，值班火焰射流进口直径１８．２ ｍｍ，伴流空气
直径１２２．４ｍｍ（１７ ，计算区域轴向长度５８３．２ｍｍ（８１ 。
本文计算的ＦｌａｍｅＤ算例（Ｒｅ＝２２ ４００），其燃料体积比
为１：３的ＣＨｆｌＡｉｒ混合气，当量混合物体积分数为０．３５１，
３５
堡塑
燃料射流进口的平均速度为４９．６ ｍ／ｓ，空气伴流进口平均
速度为０．９ ｍ／ｓ，值班火焰是高温的贫燃预混燃烧产物，
其组分分布数据见表１，其中各物质质量分数的进口平均
速度为ｌ１．４ｍ／ｓ。本文计算时考虑了各射流进口速度的具
体分布，在上述平均进口速度的基础上，使用了ＴＮＦｗｏ—
ｒｋｓｈｏｐ提供的进口速度分布，其分布曲线如图８中的实线。
表１值班火焰的组分和热物性
当量比 ０．７７ ｗ（Ｈ２） １．２９ｅ一４
三兰 竺 兰 竺！
ｚ表征了流场中燃料与氧化剂的混合程度，ｚ 表征湍流燃
烧场中ｚ的脉动程度。图１０是计算得到的ｗ（ＯＨ）、Ｔ、Ｚ
和ｚ 的分布图，火焰可见长度约为６４ｄ（４６ ｃｍ），与实
验中的６７升分接近，火焰面的结构也与实验吻合得很好。
当量混合物体积分数
Ｋ
密度／ｋｇ・ｍ。
ｗ（Ｎ２）
Ｏ．２７
１８８０
Ｏ．１８０
Ｏ．７３４２
ｗ（Ｈ）
ｗ（Ｈ２０）
ｗ（ＣＯ）
ｗ（ＣＯ２）
２．４８ｅ一５
０．０９４２
４．０７ｅ一３
０．１０９８
图９计算区域网格示意
ｗ（Ｏ２１
ｗ（Ｏ）
０．０５４０
７．４７ｅ－４
Ｗ（ＯＨ）
ｗ（ＮＯ）
Ｏ．００２８
４．８ｅ．０６
０．５０
Ｚ”
０４０
Ｚ
ｌ
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２．Ｏｅ－－ｆ２
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Ｏ．１Ｏ
ｉ ５．０￣０１
图１０ ｗ（ＯＨ）、Ｔ、ｚ和ｚ 的平均值分布
ｌ＿３ｅ—位
矗６￣ｑ）３
４５ｅ—ｌ６
—
ｒＪｍｍ
图８进口截面速度分布
图１１是对称轴上混合物分数、温度及部分组分质量
计算区域及网格示意如图９所示，网格数７ ４４０，并
在周向划分为５。的一个网格。出口压力为标准大气压。
分数的平均值与实验值的对比。图ｌ２～图ｌ４是部分径
向截面（ｘ／ｄ＝３，３０，６０）上混合物分数、温度和部分组
分质量分数的平均值与实验值的对比。图ｌ１中实验数据
由点表示，本文计算结果由实线表示。
本算例还同时计算了混合物体积分数ｚ和其方差的值ｚ ，
０
ｘ／ｄ
ｘ｜ｄ ／ｄ
１．４０Ｅ一０１
１．２ＯＥ．Ｏ１
１．ＯＯＥ．Ｏｌ
８．００Ｅ．０２
６．００Ｅ．０２
４．ＯＯＥ．Ｏ２
２．ＯＯＥ．０２
ｘ｜ｄ ｘ／ｄ ｘ／ｄ
图ｌｌ 对称轴上的平均值分布
３６
炉窑热工 工业加热 第４０卷２０１１年第３期
图１４ ｘ／ｄ＝６０截面上的平均值分布
上述结果对比表明，本文计算的燃烧场基本吻合实
验结果。由温度场的径向分布结果可以看到，最高温度
加体 ｍ ８ ６ ４ ２
∞∞∞∞∞∞∞∞∞∞Ｏ
所在的径向位置与实验十分接近，但温度水平整体偏高。
３结论
本文通过对湍流燃烧模型ＰａＳＲ在典型火焰数值模拟
中的应用，验证了该模型对湍流燃烧问题的适用性和准
确性。当研究湍流问题时，其方程形式与标准形式相似，
与前例类似，其主要原因是ＰａＳＲ模型无法考虑局部熄
火，而ｆｌａｍｅＤ较前例射流速度快、雷诺数高，因此局部
熄火现象更严重。该部分模拟的缺失使得火焰过于稳定，
附加的中间量求解过程简便、计算量适中，计算结果与
实验值符合较好。另一方面，本文通过研究，证明ｒ湍
流燃烧场中混合时间尺度和化学反应时间尺度相近的区
从而温度过高。这一因素也导致了本例计算的燃料燃烧
过快，在距离射流喷口不远的位置就剧烈燃烧，以至在
火焰下游流场中的燃料和氧气浓度低于实验值。另外，混
合物分数的方差在射流进口，特别是值班火焰进口处的
边界条件还值得进一步商榷，以期得到更好的结果。
对于ＰａＳＲ模型中的重要参数 ，其分布如图１５所
示。计算结果表明，本例中混合时间尺度的量级范围是
１０ ～１０～Ｓ，化学反应时间尺度则是１０－４～ｌ０¨。可以
域在火焰面附近，在此区域内，Ｄａ数较大，湍流涡旋的
混合作用对燃烧进程的影响较大，由于火焰皱褶和局部
熄火，各组分的反应源项将比ＰＳＲ模型的完全混合燃烧
情况下小。本文的研究表明ＰａＳＲ模型还需要在对局部熄
火的模拟上开拓思路，加以完善，该部分其对湍流燃烧
数值模拟的结果有重要影响。
参考文献：
［１］ＰＯＰＥＳＢ．ＰＤＦＭｅｔｈｏｄｓｆｏｒＴｕｒｂｕｌｅｎｔＲｅａｃｔｉｖｅＦｌｏｗ ．Ｐｒｏｇ．
Ｅｎｅｒｇｙ Ｃｏｍｂｕｓｔ Ｓｃｉ．，１９８５，１１（２）：１１９－１９２．
看到，与上例相似，口也是在火焰面附近较小，且离射流
出口越远的火焰面玎值越小、小值区域越大，表示在火焰
面附近，混合时间尺度与化学反应时间尺度量级相近，Ｄａ
【２】ＰＥＴＥＲＳ Ｎ．Ｌａｍｉｎａｒ Ｄｉｆｆｕｓｉｏｎ Ｆｌａｍｅｌｅｔ Ｍｏｄｅｌｓ ｉｎ Ｎｏｎ—Ｐｒｅ—
ｍｉｘｅｄ Ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ［Ｊ】．Ｐｒｏｇ．Ｅｎｅｇｙ ｒＣｏｍｂｕｓｔ Ｓｃｉ．，
数较大，混合对局部燃烧进程有重要影响，同时随着射
流向下游的发展，其湍流脉动不断增强，在下游火焰附
近皱褶、局部熄火更剧烈。
０．４５ ０．５９ ０．７３ ０．８６ １
—————麟糍黼峭鞠氍目 瓤ｊ潮潮—一
１９８４，１０（４）：３ １９－３３９．
【３】ＧＯＬＯＶＩＴＣＨＥＶ Ｖ Ｉ，ＣＨＯＭ１ＡＫ Ｊ．Ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ ｏｆ Ｉｇｎｉｔｉｏｎ
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Ｍｏｄｅｌｉｎｇ ｏｆ Ｈｙｄｒｏｇｅｎ Ｄｅｆｌａｇｒａｔｉｏｎ ｉｎ Ｍｕｌｔｉ・－Ｒｏｏｍ Ｃｏｍｐａｒｔ＿－
ｍｅｎｔｓ【Ｊ】．Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ ｏｆ ｔｈｅ Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｉｅｓ ｆｏｒ
Ｆｌｕｉｄ／Ｔｈｅｒｍａｌ／Ｃｈｅｍｉｃａｌ Ｓｙｓｔｅｍｓ ｗｉｔｈ Ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ，
图ｌ５射流火焰中ａ的平均值分布
３８
１９９８，３７７（２）：１６９—１７６．
带炉容热工
ＤＯｈ １０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００２－１６３９．２０１１．０３．０１１
工业加热 第４Ｏ卷２０１１年第３期
多孔介质燃烧技术工业应用数值模拟研究
饶文涛 ，郭水华 ，李本文２
（１．宝钢股份研究院，上海２０１９００；２．东北大学，辽宁沈阳１１０００４）
摘要：首先介绍多孔介质燃烧新技术（ＰＩＭ）实现工业应用的情况，然后介绍了在应用的过程中利用数值模拟软件ＦＬＵＥＮＴ，对天
然气和空气的预混气体在基于工业模型的多孔介质燃烧器内的燃烧进行了较详细的研究，为工业应用提供了参考数据。
关键词：多孔介质燃烧；节能；低ＮＯｘ
中图分类号：ＴＦ０６６．１ 文献标志码：Ａ 文章编号：１００２．１６３９（２０１１）０３－００３９—０３
Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｉｎｔｏ Ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ Ｐｏｒｏｕｓ Ｍｅｄｉｕｍ Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ
ＲＡＯ Ｗｅｎ．ｔａｏ ，ＧＵＯ Ｓｈｕｉ．ｈｕａ ，ＬＩ Ｂｅｎ．Ｗｅｎ
（１．Ｂａｏｓｔｅｅｌ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｃｅｎｔｅｒ，Ｓｈａｎｇｈａｉ ２０１９００，Ｃｈｉｎａ；２．Ｎｏｒｔｈｅａｓｔｅｍ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｓｈｅｎｙａｎｇ １１０００４，Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ ｉｆｒｓｔ ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｓ ｎｅｗ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｉｎ ｐｏｒｏｕｓ ｍｅｄｉａ ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ（ＰＩＭ）ｔｏ ｒｅａｌｉｚｅ ｔｈｅ ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ，ｔｈｅｎ ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｓ
ｈｅ ｔａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｉｎ ｔｈｅ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆｕｓｉｎｇ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｓｏｆｔｗａｒｅ ＦＬＵＥＮＴ，ｇａｓ ａｎｄ ａｉｒ ｐｒｅｍｉｘｅｄ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ ｍｏｄｅｌ ｉｎ ｐｏｒｏｕｓ ｍｅｄｉａ
ｂｕｒｎｅｒｓ ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ ｉｎ ｄｅｔａｉｌ，ｔｈｅ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｐｒｏｖｉｄｅｓ ｅｆｅｒｒｅｎｃｅ ｆｏｒ ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ．
Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：Ｐｏｒｏｕｓ ｍｅｄｉｕｍ ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ；ｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇ；ｌｏｗ ＮＯｘ
多孔介质燃烧技术，又称为ＰＭＣ技术（Ｐｏｒｏｕｓ Ｍｅｄｉａ
Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ多孔介质燃烧技术）是最近ｌ０余年国际燃烧
领域发展的一种全新型燃烧方式，相比燃烧时存在局部
应用。
宝钢研究院节能项目组自２００７年开展对ＰＭＣ技术
的研究［ ，并于２０１０年８月在一台２ Ｍｗ功率的加热炉
高温的“有焰”燃烧，这种燃烧没有明火焰，ＮＯｘ和ＣＯ
等污染物的生成显著降低（可达７０％以上）；由于整体温
上实现了多孑Ｌ介质燃烧技术的应用，填补了国内的空白。
本文介绍对该工业应用利用运用Ｆｌｕｅｎｔ软件进行模拟研
究的情况，包括建立二维稳态层流预混反应模型，模拟
了甲烷和空气在多孔介质中的预混燃烧，并和文献【２】
的结果作了比较。然后对工业煤气（多组分气体）和空
度的显著提高和辐射传热的增加，燃烧热利用效率大大
提高（有些情况甚至超过５０％），另外ＰＭＣ技术对使用
低热值（劣质）燃料（高炉煤气、有机废气等）也有明
显的优势。
气在多孔介质中的预混燃烧进行模拟研究。
ＰＭＣ技术被国际燃烧界誉为２ ｌ世纪最有发展前途的
燃烧技术，国内哈工大秦裕琨院士的课题组称其为“划
时代的燃烧技术”。目前在日本、德国和美国，ＰＭＣ技术
ｌ数值模拟方程建立
１．１模拟中采用的假设
多孔介质中的燃烧过程，是流动、传热及化学反应
各过程相互作用、相互影响的结果。由于多孔介质的结
构复杂，其中的详细流动、传热、辐射过程是非常复杂
的。因此，对多孔介质中的详细微观结构模拟是很困难
已成功地应用于冶金、机械、化工、陶瓷等工业部门的
一
些燃气炉窑上。ＰＭＣ技术目前在国内没有实现工业化
收稿日期：２０１０—１０—２０；修回日期：２０１１—０３—１７
作者简介：饶文涛（１９６８一），男，江西南昌人，工学博士，教授级
的。为此，对多孑Ｌ介质中的燃烧进行数学模拟，需要简
化其中的诸多因素和过程。本文所作的假设如下：
（１—２）：２７２—２７４．
［８】ＢＡＲＬＯＷ Ｒ Ｓ，Ｆｒａｎｋ Ｊ Ｈ．Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆＴｕｒｂｕｌｅｎｃｅ ｏｎ Ｓｐｅｃｉｅｓ
高级工程师，研究方向：节能技术及新能源．
［５］ＣＨＥＮＧＫＥ ＬＩＵ，ＫＡＲＩＭ Ｇ Ａ．Ｔｈｒｅｅ—Ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ Ｃｏｍｐｕｍ—
ｔｉｏｎａｌ Ｆｌｕｉｄ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆＤｉｅｓｅｌ ａｎｄ Ｄｕａｌ Ｆｕｅｌ Ｅｎｇｉｎｅ Ｃｏｍｂｕｓ—
ｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｅｎｇ．Ｇａｓ Ｔｕｒｂｉｎｅｓ Ｐｏｗｅｒ，２００９，１３ １（１）：１－９．
［６］ＰＬＥＳＳ１ＮＧ ＬＴＥＲＨＯＥＶＥＮ￣ＰＥＴＥＲＳ Ｎ，ｅｔ ａ１．Ａｎ Ｅｘｐｅｉｒｍｅｎｔａｌ
ａｎｄ Ｎｕｍｅｉｒｃａｌ Ｓｔｕｄｙ ｏｆａ Ｌａｍｉｎａｒ Ｔｒｉｐｌｅ Ｆｌａｍｅ．ｆＪ］．Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ
ａｎｄ Ｆｌａｍｅ，ｌ９９８，ｌ１５（３）：３３５．３５３．
Ｍａｓｓ Ｆｒａｃｔｉｏｎｓ ｉｎ Ｍｅｔｈａｎｅ／Ａｉｒ Ｊｅｔ Ｆｌａｍｅｓ【Ｊ］．Ｐｍｃ．Ｃｏｍｂｕｓｔ．
Ｉｎｓｔ．，１９９８，２７（１）：１０８７—１０９５．
【９】朱曼明，陈义良，王海峰，等．轴对称钝体后湍流扩散燃烧
的ＰＤＦ模拟［Ｊ］．计算物理，２００４，２１（３）：３５１－３５６．
［１０】ＴＨＩＥＲＲＹ ＰＯＩＮＳＯＴ，ＤＥＮＩＳ ＶＥＹＮＡＮＴＥ．Ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ａｎｄ
Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ［Ｍ】．２ｎｄ ｅｄ．【Ｓ．１．】：Ｒ．
Ｉｎｃ．，２００５：２８２－２８７．
【７】ＤＡＬＬＹＢＢ，ＭＡＳＲＩ Ａ Ｒ，ＢＡＲＬＯＷ Ｒ Ｓ，ｅｔ ａ１．Ｔｗｏ－ｐｈｏｔｏ
Ｌａｓｔｅｒ－ｉｎｄｕｃｅｄ Ｆｌｕｒｅｓｃｅｎｃｅ Ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ ｏｆ ＣＯ ｉｎ ｕｌｅｎｔ
Ｅｄｗａｒｄｓ，
Ｎｏｎ－ｐｒｅｍｉｘｅｄＢｌｕｆｆｂｏｄｙＦｌａｍｅｓ［Ｊ］．Ｃｏｍｂｕｓｔ．Ｆｌａｍｅ，２００３，１３２
３９