朱旭彤，張 亮，葛 冰，臧述升

(上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200240)

富油/焠熄/貧油(rich/quench/lean，RQL)燃燒技術(shù)是一種軸向分級(jí)燃燒技術(shù)，將燃燒區(qū)域分為富油區(qū)、焠熄區(qū)和貧油區(qū)，利用焠熄空氣將燃燒方式由當(dāng)量比在1.2～1.8范圍[1]的富油燃燒快速轉(zhuǎn)變成貧油燃燒.該燃燒技術(shù)由于其極低的污染物排放和操作靈活性而備受關(guān)注[2].RQL 燃燒室中，流動(dòng)結(jié)構(gòu)及空氣組織方式影響著排放特性及溫度分布.本文針對(duì)其中兩點(diǎn)，旋流器間距以及頭部空氣與焠熄空氣之比對(duì)RQL燃燒室進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究.Kao等[3-4]通過(guò)對(duì)直列式多噴嘴燃燒室的實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)旋流器個(gè)數(shù)對(duì)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)有明顯影響.Shih 等[5]通過(guò)數(shù)值研究發(fā)現(xiàn)，RQL燃燒室空氣分配改變所引起的動(dòng)量通量比變化對(duì)焠熄射流穿透深度有顯著影響.在相同的空氣分配比例下，非反應(yīng)流中焠熄射流的穿透深度遠(yuǎn)大于反應(yīng)流.Doerr 等[6]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，對(duì)于特定的幾何結(jié)構(gòu)的RQL燃燒室，存在最優(yōu)的焠熄射流與主流動(dòng)量通量比，使得熄摻混效果最好.Makida 等[7]通過(guò)對(duì)一種小型飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)RQL 燃燒室的實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，焠熄空氣量的增加會(huì)改變RQL燃燒室點(diǎn)火及貧燃熄火性能，并對(duì)該型RQL燃燒室選擇了最合適的空氣分配及熄孔布置方式.樊未軍等[8]通過(guò)對(duì)駐渦RQL 燃燒室排放性能的實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，因?yàn)榉旨?jí)燃燒，要合理的分配富油區(qū)空氣比例，才能使燃燒生成的中間產(chǎn)物和在貧油區(qū)進(jìn)行反應(yīng)，從而抑制NOx的生成.富油區(qū)余氣系數(shù)等于0.7時(shí)，NOx排放最低.蘇金友等[9]對(duì)RQL 燃燒室進(jìn)行7 種不同當(dāng)量比下的數(shù)值研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)富油區(qū)的當(dāng)量比為1時(shí)，焠熄射流只起到了冷卻作用；增大富油區(qū)當(dāng)量比對(duì)焠熄效果影響不大；當(dāng)量比1.4 時(shí)，增大焠熄空氣流量能夠改善出口溫度品質(zhì).蔣波[10]通過(guò)實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬對(duì)RQL駐渦燃燒室燃燒性能和排放性能進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)頭部空氣量增大導(dǎo)致的空氣流速增加使得燃燒效率先增后降，且對(duì)點(diǎn)火性能產(chǎn)生較大影響.周君輝等[11]通過(guò)對(duì)RQL燃燒室污染物排放的數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)，增大焠熄射流量，能改善貧燃區(qū)的混合均勻性，降低燃燒室出口排放.射流量增大到60%時(shí)達(dá)到最佳值；繼續(xù)增大射流流量對(duì)減少污染物排放的效果不明顯.王丹丹等[12]對(duì)RQL模型燃燒室數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，旋流器間距為69mm時(shí)，由于富油區(qū)摻混較好，NOx排放會(huì)降至極低水平.Ge 等[13]通過(guò)對(duì)扇段三噴嘴RQL燃燒室的實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，焠熄氣流速度的增加會(huì)使NOx排放濃度緩慢下降.同時(shí)，隨著焠熄空氣量的增加，出口平均溫度降低，但排氣溫度的均勻系數(shù)增加.吉雍彬等[14]通過(guò)對(duì)RQL模型燃燒室內(nèi)溫度和排放的實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，在焠熄空氣與主流空氣流量比較小時(shí)，貧油區(qū)比富油區(qū)最高溫度上升更高.隨著流量比的增加，燃燒室出口CO的濃度升高，NOx的濃度降低，燃燒室出口的溫度下降.Timothy等[15]用實(shí)驗(yàn)的方法研究了不同空氣分配對(duì)RQL 燃燒室碳煙排放粒徑的影響.他們發(fā)現(xiàn)，要達(dá)到最低的碳煙排放，不同的焠熄射流軸向位置會(huì)對(duì)應(yīng)不同的空氣分配方式，在最佳空氣分配方式附近，較小的焠熄流量的波動(dòng)也會(huì)引起碳煙排放數(shù)量級(jí)上的改變.

旋流的間距作為燃燒室頭部設(shè)計(jì)的重要參數(shù)影響著主燃區(qū)的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)以及燃燒效果[16]，但關(guān)于該影響在經(jīng)過(guò)空氣快速焠熄之后是否還會(huì)延伸至RQL燃燒室下游貧燃區(qū)的研究鮮見(jiàn)報(bào)道.

本文針對(duì)3 種不同旋流間距的RQL 模型燃燒室，采用空氣/甲烷預(yù)混燃燒方式，對(duì)燃燒室內(nèi)軸向溫度分布、燃燒室出口溫度分布均勻性以及污染物排放進(jìn)行了測(cè)量，分析了頭部和焠熄孔處的空氣分配比例以及旋流器間距對(duì)RQL燃燒特性和污染物排放的影響.

1 實(shí)驗(yàn)裝置和測(cè)量系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1 所示，包括5 部分：燃料供給系統(tǒng)、主流空氣系統(tǒng)、焠熄空氣系統(tǒng)、RQL 燃燒室、溫度和排放測(cè)量系統(tǒng).圖2 為RQL 燃燒室試驗(yàn)件.

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Experimental system

圖2 RQL燃燒室試驗(yàn)件Fig.2 Test piece of RQL combustor

RQL 燃燒室實(shí)驗(yàn)段試驗(yàn)件共加工3 套以滿足不同旋流器間距的要求，燃燒室長(zhǎng)度均為448 mm.燃燒室頭部安裝3 個(gè)相同的旋流器，旋流器旋向保持一致.焠熄孔上下各7 個(gè)對(duì)沖排布，孔徑14 mm，孔距隨著旋流器間距的增加分別為34 mm、39 mm 和43 mm.燃燒室頭部截面示意由圖3 給出，圖中D 為旋流器出口直徑，D＝48 mm.

圖3 不同旋流器間距燃燒室頭部截面示意Fig.3 Schematic of the head section of the combustor with different swirler spacings

試驗(yàn)采用螺桿空壓機(jī)作為主流和焠 熄空氣氣源，空壓機(jī)功率為132 kW，供氣量為24 m3/h.

試驗(yàn)利用熱電偶測(cè)量燃燒室溫度.軸向熱電偶按照等間隔18 mm 進(jìn)行分布，共7 個(gè)，沿流向第4 個(gè)熱電偶與 焠熄孔處同一軸向位置.出口展向熱電偶間隔19.5 mm 均布11 個(gè).

采用德國(guó)西門(mén)子(Siemens) 公司生產(chǎn)的ULTRAMAT 23(U23)型在線氣體分析系統(tǒng)測(cè)量污染物排放量.燃燒后的氣體流經(jīng)放置于水中的金屬盤(pán)管進(jìn)行驟冷后進(jìn)入氣體分析儀，以保證排氣中CO 與O2、NOx與O2間不會(huì)進(jìn)一步發(fā)生化學(xué)反應(yīng).采樣頻率為1 Hz，每個(gè)工況采集30 s，取算術(shù)平均值作為被測(cè)組分的平均濃度.

2 計(jì)算模型及控制方程

2.1 計(jì)算模型

對(duì)3 種旋流器間距RQL 燃燒室進(jìn)行RANS 計(jì)算，計(jì)算網(wǎng)格模型見(jiàn)圖4，計(jì)算工況與實(shí)驗(yàn)工況相同.對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，選取網(wǎng)格數(shù)為200 萬(wàn)、500 萬(wàn)和700 萬(wàn)3 套網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果表明后兩套網(wǎng)格下的計(jì)算結(jié)果差別較小，考慮計(jì)算成本，計(jì)算采用網(wǎng)格數(shù)為500 萬(wàn).頭部與焠熄入口邊界條件均為質(zhì)量流量入口，出口邊界條件為壓力出口，湍流模型選擇Realizable k-ε 模型.

圖4 燃燒室網(wǎng)格模型Fig.4 Grid model of the combustor

為了便于后續(xù)分析，建立坐標(biāo)系，坐標(biāo)原點(diǎn)為中心旋流器出口圓心，整個(gè)流體域流向(軸向)為z 軸方向，旋流器排列方向(展向)為x 軸方向.

2.2 控制方程

對(duì)于湍流流場(chǎng)，根據(jù)連續(xù)介質(zhì)假設(shè)基本規(guī)律，描述燃燒室內(nèi)部流場(chǎng)流動(dòng)的基本方程如下.

連續(xù)性方程：

式中：t 為時(shí)間，s；ρ 為密度，kg/m3；ui為速度矢量u在i 方向上的分量，m/s.

動(dòng)量守恒方程：

能量守恒方程：

3 實(shí)驗(yàn)分析

3.1 實(shí)驗(yàn)工況

保持燃料流量和總空氣流量一定，改 變頭部和焠熄空氣比例使得頭部當(dāng)量比變化.試驗(yàn)基于3 組不同的富油區(qū)當(dāng)量比工況開(kāi)展了實(shí)驗(yàn)研究，具體工況參數(shù)如表1所示.探究了3 種旋流器間距下，空氣分配對(duì)燃燒室溫度分布及污染物排放的影響.

表1 實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)Tab.1 Parameters under experimental conditions

3.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

3.2.1 軸向溫度分析

不同旋流器間距下RQL 燃燒室軸向溫度變化如圖5 所示.軸向第4 個(gè)熱電偶與焠熄孔處同一軸向位置.由圖5 可知，RQL 燃燒室軸向溫度的最低點(diǎn)處于熄孔上游，且隨著焠熄空氣占比的下降，軸向溫度的最低點(diǎn)會(huì)向下游偏移.焠熄空氣將富燃區(qū)高溫燃?xì)饪焖倮鋮s的同時(shí)，作為補(bǔ)充的氧化劑與富燃區(qū)過(guò)剩的燃料進(jìn)行燃燒室內(nèi)的第2 次反應(yīng)放熱，使得貧燃區(qū)的軸向溫度呈現(xiàn)出緩慢上升的趨勢(shì).

圖5 不同旋流器間距燃燒室內(nèi)軸向溫度分布Fig.5 Axial temperature distribution in combustor with different swirler spacings

在相同的空氣分配下，旋流器間距S＝2.0D 的燃燒室相較于另外兩個(gè)結(jié)構(gòu)，其富燃區(qū)和貧燃區(qū)的溫度都偏高；旋流器間距S＝2.3 D 的燃燒室軸向溫度最低值明顯低于其他兩種結(jié)構(gòu)近50 K.

3.2.2 出口展向溫度分布

圖6 為燃燒室出口展向溫度分布，出口等間距分布11 個(gè)熱電偶，沿流向看，熱電偶從左進(jìn)行編號(hào).第6 個(gè)熱電偶位于燃燒室對(duì)稱截面上，圖6 中將該熱電偶的展項(xiàng)坐標(biāo)定為0.從圖6 看出，出口排氣溫度呈現(xiàn)出非對(duì)稱性，從左至右溫度逐漸降低.燃燒室的主體結(jié)構(gòu)是對(duì)稱的，溫度分布的不對(duì)稱性應(yīng)當(dāng)是頭部旋流器旋向造成的，表明旋流器帶來(lái)的燃燒室內(nèi)旋流結(jié)構(gòu)在經(jīng)過(guò)焠熄區(qū)之后仍然存在.

圖6 燃燒室出口展向溫度分布Fig.6 Temperature distribution across the outlet of the combustor

用出口溫度分布系數(shù)fOTD定量分析出口溫度分布的均勻程度，fOTD定義為燃燒室出口截面燃?xì)庾罡呖倻嘏c平均總溫的差值和燃燒室溫升的比值.

式中：T3max為出口截面最高總溫；為出口截面平均總溫；為進(jìn)口截面平均總溫.由于出口平均流速較低，在10 m/s 至20 m/s 之間，動(dòng)溫占總溫比例在10－5量級(jí)，測(cè)得的靜溫約等于總溫.

圖7 給出了3 種旋流器間距的燃燒室在3 種空氣分配下的出口溫度均勻性.

圖7 燃燒室出口溫度分布系數(shù)Fig.7 Temperature distribution factor at the outlet of the combustor

由圖7 可知，隨著旋流器間距的增大，燃燒室出口溫度分布均勻性迅速下降，頭部空氣量占比為0.39時(shí)燃燒室出口的溫度均勻性最好.

3.2.3 污染物排放

燃燒室出口NOx和CO 排放(15%O2)的變化如圖8 和圖9 所示.由圖8 可知，旋流器間距S＝2 D時(shí)NOx排放最低；同時(shí)，頭部空氣占比為0.5 時(shí)NOx的排放較低.熱力型NOx主要在1 700 K 以上的環(huán)境下生成，其產(chǎn)生由3 個(gè)因素影響：燃燒室整體溫度，高溫區(qū)停留時(shí)間以及燃燒區(qū)氧的濃度.

通過(guò)軸向溫度的分布可知，燃燒室整體溫度普遍較低，影響最終NOx排放的因素為燃燒區(qū)氧的濃度.富燃區(qū)處于貧氧環(huán)境，不利于NOx的生成，NOx生成應(yīng)主要集中在貧燃區(qū).貧燃區(qū)的總體及局部氧氣濃度就會(huì)影響NOx的排放.

由圖8 可見(jiàn)，M＝0.39 即焠 熄提供的氧氣量最多時(shí)排放的NOx始終處于較高位.當(dāng) 焠熄提供給貧燃區(qū)的氧氣量下降后，NOx的生成也相應(yīng)下降.從局部氧濃度而言，旋流間距S＝2 D 導(dǎo)致的旋流流場(chǎng)與焠熄射流應(yīng)該有最佳的摻混效果從而降低局部氧氣濃度，降低NOx的排放.

圖8 燃燒室出口NOx 排放Fig.8 NOx emission at the outlet of the combustor

由圖9 可知，旋流器間距S＝1.7 D 時(shí)CO 排放最高，增加旋流器間距會(huì)使CO 排放明顯降低；同時(shí)，在 低旋流器間距下 焠熄空氣量越多CO 排放越低，但旋流器間距提高后空氣分配對(duì)CO 排放的影響就難以體現(xiàn)出來(lái).

圖9 燃燒室出口CO排放Fig.9 CO emission at the outlet of the combustor

CO 是燃料不完全氧化成形成的，由于所有工況下頭部均為富燃，富燃區(qū)必然生成CO.在貧燃區(qū)CO轉(zhuǎn)化為CO2的速率隨溫度的升高而增加，氧的濃度也影響CO 向CO2的轉(zhuǎn)化.

觀察S＝1.7 D 下的軸向溫度分布，并未明顯高于或低于另外兩個(gè)結(jié)構(gòu)，因此導(dǎo)致該旋流器間距下CO 較高的原因應(yīng)基于兩方面：一是富燃區(qū)的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)導(dǎo)致的局部當(dāng)量比高，從而使得富燃區(qū)生成較多CO；二 是 焠熄射流與旋流的摻混效果不佳導(dǎo)致在貧燃區(qū)CO 無(wú)法較好地與氧化物接觸反應(yīng).

4 數(shù)值計(jì)算分析

數(shù)值計(jì)算中使用的工況與試驗(yàn)工況相同.如圖10 所示，截取4 個(gè)特征截面進(jìn)行分析.a 截面為x＝0截面.b、c、d 截面分別為z＝0.05 m、z＝0.09 m(穿過(guò)焠熄孔中心)、z＝0.359 m(計(jì)算流體域出口截面).本節(jié)主要通過(guò)模擬結(jié)果中4 個(gè)特征截面上的溫度、速度、流線以及氧氣濃度的分析，對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果中反映出的溫度、排放特性進(jìn)行解釋.

圖10 數(shù)值研究特征截面Fig.10 Characteristic section in numerical study

4.1 中心截面溫度分布

圖11 為x＝0 截面溫度云圖.由圖可以看出，背風(fēng)面的射流火焰貼近燃燒室壁面，且隨著旋流器間距的增大，該火焰軸向長(zhǎng)度減??；焠熄空氣量的減少同樣會(huì)使得該火焰軸向長(zhǎng)度迅速減小.旋流器間距的增加會(huì)使得富燃區(qū)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)改變，從 而增加了焠 熄冷空氣在y 方向的穿透深度，也因此壓縮了富燃高溫區(qū)的軸向長(zhǎng)度.顯然，焠熄冷空氣量的減少會(huì)降低其穿透深度，富燃高溫區(qū)的軸向長(zhǎng)度因此小幅增加.

圖11 x＝0截面溫度云圖Fig.11 Temperature distribution at cross-section x＝0

4.2 M＝0.43時(shí)z截面速度場(chǎng)

圖12 為z 截面速度云圖及流線圖.由圖可以看出，旋 流器間距的增加使得 焠熄孔上游的渦結(jié)構(gòu)進(jìn)行演變，3 股旋流之間的關(guān)系由干擾向獨(dú)立轉(zhuǎn)變.旋流器間距最近時(shí)，旋流之間最強(qiáng)，中心旋流的畸變最明顯.隨著S 增長(zhǎng)為2.0D，相鄰主旋流之間的干擾下降，也給予了兩主旋流中間的渦結(jié)構(gòu)發(fā)展空間.從z＝0.09 m 截面上可以看到，焠熄孔上游的渦結(jié)構(gòu)會(huì)改變熄射流的方向，而焠熄射流與主流的渦結(jié)構(gòu)之間的相對(duì)位置關(guān)系也會(huì)增強(qiáng)或是削弱這些渦結(jié)構(gòu).從燃燒室出口的流線圖來(lái)看，出口流場(chǎng)不僅保留了頭部3 個(gè)同向旋流器給流場(chǎng)造成的不對(duì)稱性，富燃區(qū)較大的渦結(jié)構(gòu)在燃燒室出口也有體現(xiàn).

圖12 z截面速度云圖及流線圖Fig.12 Velocity distribution at z-sections and streamline diagram

4.3 焠熄孔截面氧氣摩爾分?jǐn)?shù)分布

圖13 為z＝0.09 m 截面氧氣摩爾分?jǐn)?shù)云圖.由圖可以看出，隨著旋流器間距加大，該截面y＝0 附近的氧氣摩爾分?jǐn)?shù)增加，由于射流火焰穩(wěn)定不在y＝0 區(qū)域，該區(qū)域氧氣摩爾分?jǐn)?shù)的增加對(duì)貧燃區(qū)NOx生成影響應(yīng)較小.同時(shí)，由于氧氣的分布更均勻，富燃區(qū)不完全燃燒生成的CO 也能在更多區(qū)域得到氧化從而降低CO 的排放.

圖13 z＝0.09 m截面O2 摩爾分?jǐn)?shù)Fig.13 O2 mole fraction at cross-section z＝0.09 m

4.4 燃燒室出口溫度場(chǎng)

圖14 為燃燒室出口溫度云圖.由圖可以看出，旋流器間距由1.7 D 增加為2.0 D 后，燃燒室出口的熱斑數(shù)量增加了，當(dāng)旋流器間距繼續(xù)增加為2.3 D時(shí)，個(gè)別熱斑的面積也在增加.上述結(jié)果表明，旋流器間距的增加會(huì)導(dǎo)致燃燒室出口溫度分布的均勻性下降，這與試驗(yàn)的結(jié)果是相互印證的.出口截面渦結(jié)構(gòu)隨S 增加而增多，表明流場(chǎng)分布的不均勻性，這種不均勻性必然導(dǎo)致溫度分布的不均勻.

圖14 燃燒室出口溫度分布Fig.14 Temperature distribution at the outlet of the combustor

5 結(jié)論

(1) RQL 燃燒室軸向溫度的最低點(diǎn)處于焠 熄孔上游，且 隨著焠 熄空氣占比的下降，軸向溫度的最低點(diǎn)會(huì)向下游偏移.焠熄空氣形成的射流火焰會(huì)使貧燃區(qū)的軸向溫度緩慢上升.射流火焰貼近燃燒室壁面，且隨著旋流器間距增大，該火焰軸向長(zhǎng)度減小.

(2) RQL 燃燒室出口排氣溫度呈現(xiàn)出的非對(duì)稱性是頭部3 個(gè)同向旋流器造成的，旋流器帶來(lái)的燃燒室內(nèi)旋流結(jié)構(gòu)在經(jīng)過(guò)焠 熄區(qū)之后仍然存在；隨著旋流器間距的增大，燃燒室出口溫度分布均勻性迅速下降，頭部空氣量占比為0.39 時(shí)燃燒室出口的溫度均勻性最好.出口截面渦結(jié)構(gòu)隨S 增加而增多，進(jìn)而導(dǎo)致溫度分布的不均.

(3) 旋流器間距S＝2.0D 時(shí)NOx排放最低.M＝0.39 時(shí)NOx的排放始終處于較高位.當(dāng) 焠 熄提供給貧燃區(qū)的氧氣量下降后，NOx的生成也相應(yīng)下降.從局部氧濃度而言，旋流間距S＝2 D 導(dǎo)致的旋流流場(chǎng)與熄射流應(yīng)該有最佳的摻混效果從而降低局部氧氣濃度，降低NOx的排放.

(4) 旋流器間距S＝1.7 D 時(shí)CO 排放高于另外兩種結(jié)構(gòu).隨著旋流器間距加大，燃燒室中氧氣的分布更均勻，富燃區(qū)不完全燃燒生成的CO 也能在更多區(qū)域得到氧化從而降低CO 的排放.