淬熄高度和空氣分配比例對RQL燃燒室燃燒特性的影響

惠 蕾, 劉愛虢, 吳小取, 張云杰, 曾 文

(沈陽航空航天大學 航空發動機學院;遼寧省航空推進系統先進測試技術重點實驗室, 沈陽 110136)

富油/淬熄/貧油(RQL)燃燒技術的概念在1980年被Mosier等[1]作為一種降低氮氧化物NOx排放的方案提出.隨后P&W公司通過大量研究,成功研制出采用RQL燃燒技術的PW6000環形燃燒室,使RQL燃燒技術在實踐中得到了應用[2].RQL燃燒技術采用了軸向分級燃燒,從燃燒室進口開始,區域依次為富油區、淬熄區、貧油區.通過射入淬熄空氣將當量比為1.2～1.8的富油區轉換成貧油區,從而有效降低了NOx的排放[3].RQL燃燒技術的優點還包括擁有良好的燃燒穩定性、沒有回火及自燃現象、有較寬的貧油熄火邊界、對燃料成分變化有較強的適應性等,該燃燒技術作為降低燃氣輪機污染物排放的先進燃燒技術已經在民用航空發動機上得到應用.

RQL燃燒室的技術核心是在富燃區和貧燃區都能保持穩定燃燒,并且在淬熄區有良好的淬熄效果,國內外在RQL燃燒技術的研究也主要集中在這兩方面.Fantozzi等[4]采用數值模擬方法,對RQL燃燒室內的燃燒過程進行研究,發現燃燒室的結構和氣動參數對燃燒過程有很大影響.Laranci等[5]對燃燒室的性能進行優化,通過多參數研究,提供了燃油噴射、空燃混合和混合氣燃燒等幾何參數的優化設計結果.金明等[6-7]研究了燃燒室的長高比和淬熄空氣量變化對燃燒效率和NOx污染物排放的影響,對一種采用3頭部直列式RQL模型燃燒室進行實驗研究,獲得3種不同淬熄孔布置形式對燃燒室內冷態流場的影響.Leong等[8]通過實驗研究發現筒形燃燒室淬熄孔數目對摻混射流的穿透深度具有影響,進而影響燃燒室內的流動及燃燒特性.Ge等[9]研究一種多扇形燃燒室模型試驗,獲得淬熄空氣速度對燃燒性能和排放的影響.張亮等[10]通過雷諾平均Navier-Stokes(RANS)方法對不同淬熄結構的RQL燃燒室內定常摻混流動過程進行數值模擬,研究了動量通量比及淬熄孔排布方式對燃燒室內流動特性的影響.吉雍彬等[11]設計一種以甲烷為燃料的RQL模型燃燒室,并對淬熄與主流空氣流量之比、富油區當量比對燃燒性能和排放特性的影響進行試驗研究.王丹丹等[12-13]研究了旋流器參數和淬熄段射流孔參數對模型燃燒室流場、溫度場以及NOx排放值的影響,蔣波等[14-16]基于RQL燃燒技術的駐渦燃燒室排放特性進行了大量研究.

研究一種應用于燃氣輪機上的基于RQL燃燒技術的低排放燃燒室.針對燃氣輪機燃燒室的結構和空間特點,設計燃燒室的結構及工作方式,研究包括淬熄結構的高度及空氣分配比例等燃燒室結構參數對RQL燃燒室內流動及燃燒特性的影響,研究結果可為燃氣輪機RQL燃燒室的研制提供技術參考.

1 研究對象及方案

為降低燃氣輪機燃燒室的污染物排放,不同的低排放燃燒技術都曾被采用.目前貧預混燃燒技術在燃氣輪機上應用較其他技術成熟,但存在自燃和回火風險,RQL燃燒技術避免了該問題,同時具有低排放的特性.設計一種基于RQL技術的燃氣輪機低排放燃燒室,結構示意圖如圖1所示.與常規燃燒室不同,所設計燃燒室的火焰筒頭部采用渦流片結構,燃燒室主燃區內的空氣及燃料流場的組織通過頭部渦流片結構與主燃孔的配合實現,該燃燒室頭部的工作方式及結構特點參見文獻[17].燃油噴嘴位于火焰筒外機匣上,采用離心噴嘴.中間為淬熄級,采用縮頸結構,通過淬熄孔進入的射流空氣實現富燃火焰淬熄并形成貧燃混合物,進入后續貧油燃燒區.在富油區,控制當量比為1.2～1.6,降低火焰溫度,從而降低NOx和CO的生成量;在快速淬熄級引入大量空氣,完成由富油向貧油的瞬間過渡,并防止出現接近理想當量比的NOx大量生成的區域;在貧油燃燒區,控制當量比為0.5～0.7,以滿足降低污染物排放的要求.考慮計算成本,對所研究的RQL燃燒室采用周期性算法.為了滿足燃燒室出口溫度場的要求,燃燒室的內外環設計了摻混孔來調節燃燒室出口溫度場.燃燒室頭部采用4個相同的渦流片及相同孔徑大小的氣膜孔,淬熄孔內外環各24個淬熄孔,摻混孔內外環各4個摻混孔.

由其他研究人員的研究結果[6]可知,對RQL燃燒室燃燒特性影響較大的結構參數包括淬熄結構的高度及進口空氣在主燃孔和淬熄孔之間的分配比例.不同的淬熄結構會導致淬熄和摻混過程不同;空氣流量分配的變化會引起富燃區和貧燃區當量比變化,進而影響燃燒特性.因此,對上述2個結構參數開展研究.如圖1所示,淬熄結構的高度包括外環淬熄高度和內環淬熄高度.為研究淬熄高度對燃燒特性的影響,基于燃燒室結構設計,采用表1所示的不同高度.在不改變燃燒室總進口空氣量的情況下,可以通過調節燃燒室主燃孔和淬熄孔的開孔面積來調節空氣在不同區域的分配比例.當燃料流量不變時,空氣分配比例直接影響富油區和貧油區的當量比.具體研究方案如表1所示,不同的淬熄高度具有4種組合方式,在每個方案中分別研究了富油區當量比為1.25、1.40、1.50的3種空氣流量分配方式對燃燒特性的影響.

圖1 燃燒室結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of combustion chamber structure

表1 研究方案Tab.1 Research plan

2 數值計算

2.1 物理模型及網格

由于本文的燃燒室模型結構較為復雜,所以采用以六面體為主的網格且對各個孔進行局部加密,對RQL燃燒室出口的冷態平均速度和熱態平均溫度進行網格無關性驗證,如圖2所示.當網格數從186萬增加到387萬時,燃燒室冷態出口平均速度變化了 0.05 m/s,燃燒室熱態出口平均溫度變化了 0.55 K,結果表明,3種網格數量對計算結果影響較小.因此,考慮計算成本和網格質量,采用網格數為280萬進行數值模擬.

圖2 RQL燃燒室網格生成圖Fig.2 Grid generation diagram of RQL combustion chamber

2.2 數值計算方法

利用Fluent軟件分析RQL燃燒室的流場特性、燃燒特性及NOx排放量.燃燒室燃料選用航空煤油(C12H23),周期性條件為旋轉周期邊界,壁面條件采用無滑移固壁.湍流模型采用Realizablek-ε模型,燃燒模型利用非預混燃燒模型中的平衡化學反應模型,輻射模型利用P1模型.利用離散相模型(Discrete Phase Model)模擬燃油的流動及霧化,通過設定的壓力霧化噴嘴模型給定燃油的質量流量、溫度、供油壓力、物化錐角.燃燒室的近壁區采用標準壁面函數,NOx排放考慮熱力型和快速型.采用解壓力耦合方程的半隱式(SIMPLEC)算法對離散相方程進行迭代求解,除壓力方程采用標準格式離散外,其他物理量的離散均采用二階迎風格式離散.在數值模擬的過程中,首先對RQL燃燒室進行冷態的數值模擬,等冷態計算收斂后,再進行熱態計算.

本文數學模型基于文獻[18-19]中與燃燒室結構相似的數值計算方法的驗證結果.王梅娟等[18]將有無導葉燃燒室的實驗結果與數值計算值進行比較.從表2數據中可以得出總壓恢復系數和燃燒效率計算值與實驗值的相對誤差,可知計算值與實驗值吻合相對較好.圖3為林志勇等[19]對不同進口溫度和燃料/空氣比下出口總溫度的數值計算和實驗測量對比,T為出口總溫度.結果表明,數值計算結果與實驗測量值吻合相對較好.文獻[19]中選用的湍流模型為標準k-ε模型,本文研究的燃燒室氣膜孔數量較多,因此選擇文獻[18]中Realizablek-ε方程模擬湍流流動.綜上所述,本文計算方法具有合理性,可用于回流環形燃燒室的數值預測.

表2 實驗值與文獻[18]中計算值的相對誤差

圖3 文獻[19]中出口總溫度的實驗值與計算值比較Fig.3 Comparison of experimental and calculated values of total outlet temperature[19]

3 結果分析與討論

3.1 燃燒室流場特性

與傳統燃燒室不同,本文RQL燃燒室的富油區采用頭部環形結構、渦流片以及主燃孔的形式代替傳統的旋流器加主燃孔結構.燃燒室的特殊結構會使其內部的流動特性有所不同.對表1所列工況進行相同進口條件下的流動特性研究,圖4為過淬熄孔軸向截面的冷態流線圖,其中vm為過淬熄孔軸向截面速度.可以看出,在不同淬熄結構高度下,富油區、淬熄區、貧油區的速度流線分布相似.在富油區內,渦流片出口位置和靠近內環淬熄孔處形成了一個較小的回流區,燃燒室的外環壁面形成一個較大的回流區.氣流進入淬熄區速度較大,達到快速射入的目的,在貧油區,從淬熄區流入的氣流加上內環與外環摻混孔的作用使剩余燃料、未燃碳氫在貧油區產生的兩個較大的回流區內充分燃燒.

圖4 淬熄結構高度對流場的影響Fig.4 Influence of quenching structure height on flow field

圖5所示為不同淬熄結構高度時過淬熄孔徑向截面速度圖.可知,從燃燒室外環淬熄孔進入燃燒室的氣流噴射速度稍大于內環淬熄孔速度,基于這種逆流燃燒室的結構,氣流先進入外環淬熄孔,然后依次通過火焰筒的頭部和內環淬熄孔流入火焰筒,這種方式會出現流阻損失.此外,隨著淬熄結構高度的降低,射流深度減少,外環與內環的相互干涉愈加減弱.

圖5 沿淬熄孔徑向截面速度Fig.5 Velocity along quenched aperture

圖6所示為淬熄結構高度一定時空氣分配比例(Ψ)對流場的影響.隨著富油區當量比的增加,燃燒室外環壁面形成回流區的區域逐漸減小,同時在淬熄射流擠壓導致回流區的區域逐漸增大直至在燃燒室頭部形成一個較小的回流區.該區域是通過火焰筒頭部圓形結構、渦流片、外環主燃孔氣流的大小以及淬熄孔射流擠壓之間的強切射流作用所形成的回流區區域.由圖6可知,淬熄區和貧油區的速度分布差別并不明顯.

圖6 空氣分配比例對流場的影響Fig.6 Influence of air distribution ratio on flow field

淬熄區是富油區轉向貧油區的關鍵,圖7為不同當量比(Φ)淬熄孔徑向截面速度圖,從圖中可以看出,淬熄孔上游形成回流區.這是由于從外環淬熄孔和內環淬熄孔射入的空氣直接進入燃燒室中間.當淬熄結構高度一定時,當量比增大即孔數不變焠熄孔徑增大,淬熄區的最低速度增加,穿透深度加強,但穿透強度過深或過淺均會導致燃燒性能降低且污染物排放增加.

圖7 不同當量比淬熄孔截面速度Fig.7 Cross-section velocity of quenching holes with different equivalent ratios

3.2 油霧場

燃燒室內流場與油霧場的相互作用是影響溫度場和污染物生成特性的主要因素.燃油液滴由噴嘴噴入燃燒室后,與周圍空氣相互作用,以實現燃油的霧化與蒸發.燃燒室內流動特性的變化對霧化場產生影響,進而影響燃燒場.圖8所示為淬熄結構高度對燃油霧化的影響.從方案1到方案4,燃油顆粒呈現先減少后增加的趨勢,燃油顆粒的最大壽命(tmax)分別為3.240、2.580、3.350、3.380 ms.4種方案的燃油顆粒軌跡較長,有部分粒子打在富油區的壁面,不利于燃燒,該現象與富油燃燒環境和燃燒室結構有關.

圖8 淬熄結構對燃油霧化的影響Fig.8 Influence of quenching structure on fuel atomization

從圖9可以看出,在淬熄結構高度一定的情況下,隨著當量比增加,多數顆粒的壽命先減少后增加,但均超過1 ms,這是因為噴嘴位于富油區火焰筒的外壁,燃油顆粒集中在富油區,有利于形成富油燃燒環境.

圖9 不同當量比對燃油霧化的影響Fig.9 Influence of different equivalent ratios on fuel atomization

3.3 燃燒室內溫度場

調節燃燒室結構參數的目的是通過調整燃燒室內的流場來改變燃燒室內的溫度場.圖10為不同結構參數時,過淬熄孔軸向截面的溫度云圖.可以看出,在同一淬熄結構下,隨著當量比增大,富油區的高溫區域先減小后增大,貧油區的高溫區域先減小后增大且先遠離外環壁面后又靠近外環壁面,方案1富油區和貧油區在當量比為1.40時,高溫區域更小.當量不同對高溫區域的大小及分布產生一定影響,這是主燃孔與淬熄孔的空氣分配比例作用的結果.在同一當量比下,隨著淬熄結構高度降低,富油區的高溫區域逐漸增加.這是由于淬熄結構的高度越小,流速越小,摻混作用逐漸減弱.

圖10 淬熄結構高度及空氣分配比例對燃燒特性的影響Fig.10 Influence of height of quenching structure and ratio of air distribution on combustion characteristics

圖11為不同當量比下過淬熄孔的截面溫度圖,從圖中可以看出當量比為1.25和1.40的淬熄區溫度都處于 1 700～1 900 K.當量比為1.50的淬熄區有小部分溫度處于 2 100 K,這是由于接近化學當量比的結果.圖12為不同淬熄結構下的淬熄孔截面溫度圖.當量比都為1.40時,淬熄結構的降低并沒有影響淬熄區域的溫度,都處于 1 700～1 900 K.這說明當量比為1.40時能夠避免在淬熄區接近化學恰當比,有效抑制了高溫區.

圖11 不同當量比淬熄孔截面溫度Fig.11 Temperature of quenching hole section with different equivalent ratios

圖12 不同淬熄結構高度淬熄孔徑向截面溫度Fig.12 Temperature of cross-section of quenching aperture at different quench structure heights

圖13 軸向截面平均溫度分布Fig.13 Mean temperature distribution in axial section

3.4 污染物排放

燃氣輪機燃燒室NOx生成的主要途徑包括熱力型和快速型.熱力型NOx通過依賴高溫氧化燃燒空氣中的氮氣而形成,占主要因素;快速型NOx在富油環境下生成,并且生成量較少.圖14為不同當量比下燃燒室內NOx生成特性.可以看出NOx質量分數最大值出現在貧油區域,隨著當量比增加,NOx質量分數最大值的區域表現出先減小后增大的變化趨勢.富油區NOx質量分數隨當量比的增加而減少.

圖14 不同當量比下燃燒室內NOx生成特性Fig.14 NOx generation characteristics in combustion chamber at different equivalent ratios

圖15為不同淬熄結構下燃燒室內NOx的生成特性.從圖中可以看出,隨著淬熄結構高度增加,NOx質量分數最大值出現在貧油區且逐漸增大;富油區和淬熄區的NOx基本保持不變.

圖15 不同淬熄結構下燃燒室內NOx生成特性Fig.15 NOx generation characteristics in combustion chamber of different quenching structures

圖16為燃燒室出口NOx排放特性.隨著淬熄結構的降低,NOx的排放量(C)逐漸增加,其中方案4的NOx排放量最高,最大值為47.15 mg/m3;隨著當量比增加,燃燒室出口NOx的排放呈現先減少后增加的趨勢.在當量比為1.40時,各方案燃燒室出口NOx的排放量出現最佳值,分別為34.91、36.49、39.565、41.82 mg/m3.出現以上現象的原因:①在RQL燃燒室中,采用縮頸結構阻止射流空氣回流,避開化學當量比的區域和減少高溫區停留時間,縮頸結構高度增加,使得縮頸處的速度增加,從而有效降低NOx排放量[12];②在燃燒室中,隨著富油區當量比的增加,氧氣逐漸減少,抑制了NOx的生成.

圖16 燃燒室出口NOx排放Fig.16 NOx emission from combustor outlet

圖17為不同當量比下燃燒室內CO質量分數生成特性.CO主要在富油區生成,而在貧油區,隨著當量比增加,CO的生成量出現先減少后增大的現象.CO在沒有完全氧化情況下產生,CO向CO2轉換的速率由溫度和氧氣濃度決定,富油區由于燃油多、氧氣濃度低,所以產生大量CO,然后與通過淬熄孔快速進入的大量氧氣進行氧化.

圖17 不同當量比下燃燒室內CO質量分數生成特性Fig.17 CO formation characteristics in combustor at different equivalent ratios

3.5 出口溫度分布系數

圖18為燃燒室出口溫度(Tout)分布特性,可知各方案的最高溫度基本為 1 280 K.方案1和方案2的溫度分布較均勻,方案3和方案4的出口溫度分布局部出現低溫區,溫度為 1 000 K 左右,說明均勻性較差.

燃燒室出口溫度分布的均勻性可以用出口溫度分布系數(λ)衡量,λ定義為燃燒室出口截面燃氣最高總溫與平均總溫的差值和燃燒室溫升的比值:

圖18 出口溫度分布特性Fig.18 Characteristics of outlet temperature distribution

圖19 燃燒室出口溫度分布系數Fig.19 Coefficient of temperature distribution at combustor outlet

4 結論

采用數值模擬的方法對不同淬熄結構高度和空氣分配比例下的RQL燃燒室內流動特性和燃燒特性進行研究,獲得以下結論:

(1) 所研究的燃燒室采用渦流片和主燃孔形成頭部燃燒區即富燃區,通過淬熄空氣的大量射入,形成淬熄區和貧燃區,進而形成軸向分級的RQL燃燒室.燃燒室結構方案基本可行,燃燒特性基本滿足要求.

(2) 燃燒室的燃燒特性隨著淬熄結構高度和空氣分配比例的變化而變化.隨著淬熄結構減少,高溫區域靠近火焰筒外壁;隨著當量比增加,高溫區域先減小后增大.

(3) 在淬熄結構高度方面,方案1的NOx排放量最低,方案4的NOx排放量最高;當量比增大時NOx的排放量先減小后增大,存在最佳的NOx值.