RQL燃烧室燃烧特性数值研究

苏金友，王少林，王力军

（沈阳航空航天大学动力与能源工程学院，沈阳 110136）

1 引言

富油燃烧─淬熄─贫油燃烧(RQL)燃烧室是下一代高效节能、低污染（低NOx排放）燃烧室之一。与贫油预混预蒸发（LPP）低污染燃烧室相比，RQL燃烧室具有稳定性高和安全性高的特点，而且可以适应各种不同组分的燃油，例如生物燃油、低热值燃料等。在能源紧缺的今天，RQL燃烧室技术备受关注[1]。与传统燃烧室相比，其前段为富油燃烧，通过旋流器进入燃烧室的空气量很少，该区域的当量比范围为1.2～1.8[2]，这样在缺氧的条件下可以有效地抑制NOx的生成，而后带有未燃尽燃气进入下游面积收缩的快速掺混区（也称淬熄区），在此区域壁面上有一定数量的掺混孔，大量的高速空气射流由掺混孔进入燃烧室，与燃气快速、有效地混合变为贫油状态后进入下游的贫油区，在贫油区中剩余的燃料与掺混空气反应，以达到贫油燃烧减少NOx生成的目的。

RQL燃烧室主要技术关键是：富油区的壁面冷却不能应用气膜冷却，气膜空气进入燃烧室将会与燃气混合形成局部化学当量比区而导致大量NOx产生，因此必须采用先进的冷却技术，例如：外部衬套对流冷却，或是采用不冷却陶瓷基材料火焰筒等，以此减少NOx的产生（此方面的研究内容不在本文的范围之内）。其次,淬熄射流对RQL燃烧技术至关重要，快速掺混上游富油区的产物，尽量减少在掺混区的停留时间，以免形成局部恰当当量比生成大量的NOx；与此同时有效的混合可以使反应更完全，燃烧效率提高[3]。

本文采用P.Anacleto等人建立的模型燃烧室结构并加以修改，在富油区收缩段加环带冷却射流[4],以模拟由掺混孔进入的空气流。围绕RQL技术的关键，对该模型燃烧室的燃烧特性，如燃烧室热运行的气动力学特征、燃烧室温度场特征进行了多种设计和工作条件下的CFD数值研究。

2 数学模型

连续性方程

动量守恒方程可简化为

能量守恒方程简化为

式中:H为气体的总焓；kt为湍流热传导系数。

组分质量守恒方程表示为

式中:Yi为组分i的质量分数；Ji为组分i的扩散通量；Si为源项。

3 计算模型

此模型是在国际现有的RQL模型燃烧室进行调研和研究基础上设计的。RQL模型燃烧室长度323 mm，直径124 mm。在富油区R和淬熄段Q之间设有气膜冷却环。淬熄段Q周向均匀布置8个空气射流淬熄孔进行淬熄掺混。贫油区L的头部周向均匀布置96个直径为1 mm的气膜冷却孔。高温燃气出口突扩段有60个周向布置的直径为2 mm的气膜冷却孔。燃烧室头部安装燃油烧嘴，烧嘴中心喷油，助燃空气经轴向旋流器喷入燃烧室。RQL模型燃烧室设计简图和网格划分分别如图1所示。

图1 RQL火焰筒模型设计

计算使用空气作为氧化剂，燃料使用煤油（主要组分为C12H23），旋流器、射流和掺混气体均为空气。燃料和氧化剂的质量进口边界条件见表1，固定壁面采用壁面函数描述，出口边界采用等梯度条件。

表1 进口边界条件

从头部进入燃烧室的空气流量分配λ的示意图如图2所示。其中，λfilm、λQ和 λcomb分别表示气膜冷却、淬熄段和燃烧用空气量占全部空气总量的百分比，即空气流量分配系数。4种不同模拟工况下的流量分配系数λ的值见表2。

图2 空气流量分配

表2 4种模拟工况下流量分配

由RQL燃烧室的气动特性研究[4]可知，采用中等旋流强度利于RQL燃烧室的燃烧。燃烧室总空气流量为1 kg/s，主燃区也就是通过旋流器的空气量λcomb（如图2所示）为0.3 kg/s。对于不同的当量比（主燃区实际油气比与其化学恰当油气比之比），边界条件见表3。

表3 不同当量比下的边界条件

4 结果分析

4.1 当量比的影响

由图3、4可以看出，在RQL燃烧室内部的富燃区R内，火焰呈扇锥形，在中央回旋区起到稳定燃烧作用。在淬熄段Q，由于R区的富油量很小，所以R区燃烧剩余的油量进入Q区很少，所以淬熄空气喷射没有起到多大的2次燃烧作用，即基本不存在2次燃烧火焰。此时的淬熄空气主要起到冷却R区高温燃气作用。在贫燃区L，图4的高温区长度要比图3的略长些，这些说明富油量稍有增加会使贫燃区L有燃烧延伸作用。而富油量增加不多又导致延伸火焰被向中央轴心处压缩，没在淬熄射流处被2次点燃。这也存在R区环形冷却射流与淬熄射流在近壁处汇聚而导致空气量过大使燃烧被吹熄的原因。此时的进气效果并不是2次燃烧，而是快速使R区的富燃向L区的贫燃转化，只等效于常规燃烧室的掺混空气。分析原因主要是R区的富油量相对于淬熄空气量小，所以需加大R区的富油比。

此计算可知，所谓“淬熄”真正的物理意义并不是“吹熄”，而正好相反，“淬熄”真正的物理意义是R区的富油在Q区狭小空间内的快速混合2次燃烧，实现R区富燃向L区贫燃的快速转换，极大抑制R区和L区的NOx生成。

图3 工况1下温场

图4 工况2下温场

因此，以后的5个工况逐渐增大R区的燃油量，以考察富油燃烧区对实现淬熄的可能最小燃油量及其对实现淬熄的贡献。5个工况燃烧温场的数值模拟结果如图5～9所示。从图中可见，随富油区的油气比逐渐增大，R区高温后移，当达到工况5时（当量比1.4），高温区完全从R区移出，R区内形成稳定的富油燃烧，达到了降低温度的目标。再增大当量比，高温区的起始位置基本不变，如图7～9所示。同时Q区边界处油气混合位置并没有发生明显的2次燃烧现象。其数值计算结果表明，单纯增大富油区的油气比不能实现淬熄效果。淬熄区与富油区有内在联系，加强对淬熄区的研究显的尤其重要。如何实现富油区富油与淬熄段喷入空气量的配合；如何实现局部恰当油气比分布；如何实现2次燃烧，以便实现富油燃烧向贫油燃烧的快速转换。这些都是要解决的问题。可见，RQL新概念燃烧室对几何结构设计和在此基础上的气动参数、燃烧参数的设计要求是严格和苛刻的。

图5 工况3下温场

图6 工况4下温场

图7 工况5下温场

图8 工况6下温场

图9 工况7下温场

为了确定合理的富油量和下一步研究Q区的淬熄提供计算基础，对RQL燃烧室的出口进行了燃烧特性分析，即选择出口温度场分布均匀性结合出口温度峰值进行分析。图10为出口温度，中心温度高，壁面温度低。燃烧室出口温度分布的品质直接影响涡轮导叶的寿命，一般用热点即温度分布系数作为衡量标准。出口温场分布系数是燃烧室出口温度分布中任意1点温度的最大值Tt4max超出平均的量与温升之比，计算公式为

对于相同的进口温度，工况1～7的出口最高温度、平均温度和出口温度分布系数见表4。

图10 工况1下出口温场

表4 不同工况下的温度分布系数

由表4中的计算结果可以看出，随当量比的逐渐增大，出口平均温度和出口最高温度Tt3max均逐渐升高，而出口温度分布系数δh稍减小，基本在0.25以下，常规燃烧室出口温度分布系数在0.25～0.35范围内，越小越好，可见RQL燃烧室的出口温度分布系数可以达到要求。从表4中的出口峰值温度可知，工况6、7下出口最高温度高于1900 K，这高于涡轮叶片承受的温度，且较高的温度更易促使NOx生成。工况5，即油气当量比为1.4下，出口平均温度为1626 K，出口峰值温度1868 K，能够满足出口的要求。假定油气当量比为1.4是富油的最大允许值，并依该当量比作为研究淬熄过程的油气当量比。

4.2 流量分配所产生的影响

由气动力学分析可知，当燃油量确定后，选定的Q区淬熄空气量对上游R区燃烧影响很小，可以忽略不计。所以当选定R区富油的燃油量以后，用增加淬熄空气射流流量的方法来研究合理的淬熄空气量。而对于航空燃气轮机燃烧室而言，淬熄空气量又与空气流量分配相关。所以选择不同的流量分配作为淬熄空气量研究的参数。流量分配主要包括：富油区R的助燃空气；富油区R的环形冷却空气量；淬熄区Q的淬熄空气量占燃烧室入口总空气量的份额。

下面在当量比1.4下，针对不同的流量分配系数对温场的影响进行CFD数值模拟。计算条件见表5，工况3、4的温度场如图11、12所示。计算结果表明，淬熄空气流量的增大对富油区的温度分布没有影响，验证了增大淬熄空气射流流量对富油区影响很小的结论。

由于环形冷却射流的作用，增大淬熄空气流对淬熄区Q的淬熄射流深度的增加没起到明显作用。但下游贫燃区L的温场分布变化较为明显：淬熄射流的流量越大，贫燃区L的高温区缩短。这预示Q区的冷却环形射流有较强的冷却作用，该斜向射流与淬熄射流在出口下游汇聚，减小了淬熄射流的垂直射流深度，对核心处局部的油气比改变很小，也没有明显导致局部吹熄的2次淬熄的燃烧火焰产生。从而淬熄空气射流和环形冷却射流主要起对流冷却作用而不是淬熄作用。

表5 当量比1.4条件下的不同流量分配

图11 工况3温场

图12 工况4温场

图12示出了温场中高温燃气局部回流区（箭头所示）。当淬熄空气流量增大到60%时，高温区集中在淬熄区，面积很小，计算结果在淬熄空气射流后局部位置有高温燃气的回流存在。这对淬熄空气与富油区的燃余燃油的燃烧和稳定将起到积极作用。

图13为4种工况下主轴线上温度变化规律。从工况1到4，Q区和L区温度变化很大。工况1，射流流量为45%，最高温产生在L区，中轴线上的温度降低幅度很小，此时Q区完全失去其从富油燃烧向贫油燃烧快速过渡的作用，淬熄射流等效于常规燃烧室主燃孔的高速助燃空气，在下游L区形成主燃区，图13同时可以印证，Q区、L区失效。随着当量比加大，最高温点向上游移动，且温降的速度加快；当淬熄流量达到60%（工况4），高温点移到淬熄孔中心附近，Q区过渡作用生效，但效果并不明显。

图13 主轴上温度变化规律（1,2,3,4代表4种工况）

表6给出了4种工况下的出口平均温度、出口最高温度和出口分布系数。4种工况下的出口平均温度变化微弱，出口最高温度迅速降低和出口温度分布系数迅速减小。可见较高的淬熄射流强度也主要起到对流混合冷却的作用，但淬熄效果并不明显。

表6 当量比1.4进气条件下不同流量分配

研究结果表明：在R区的一定条件下，Q区的淬熄能否出现2次燃烧射流不仅与淬熄射流的流量分配有关，还与环形冷却射流的影响有关。环形冷却射流的存在与淬熄射流汇聚，影响了淬熄射流出口处燃油与助燃空气的局部化学当量比，不利于淬熄2次射流2次燃烧反应的产生，即同样没起到真正意义的淬熄作用。在此基础上进一步深入研究淬熄的产生是必要的。

4.3 淬熄技术的改进

由上述分析可知，在R区存在环形冷却射流条件下，增大淬熄空气流量并没有有效增加淬熄深度并产生淬熄现象。由于在机匣几何尺寸一定条件下，在增加淬熄空气流量分配的同时也加大了R区环带冷却射流的流量分配，改变了淬熄射流的局部油气比，使淬熄变成了吹熄。而快速有效的淬熄是RQL燃烧室的技术关键，所以对淬熄技术的改进研究集中在修改淬熄段Q。在前面研究的基础上，将R区环形冷却射流除去，并将淬熄射流孔增多到12个，使其总的淬熄射流面积不变，应当是集中研究淬熄技术的一个选择，R区壁面冷却可从采用提高内壁的抗高温材料性能（如采用陶瓷内衬材料等)方面考虑，不在本文研究范围内。

计算条件：当量比为1.4，R区空气量30%，Q区射流空气量50%，L区的总冷却空气量20%。用CFD方法对RQL燃烧室内的燃烧状态进行数值模拟。

图14 无环流射流温场

计算结果如图14所示。与图11比较可知，高温区前移，在淬熄空气气流射入的一定位置产生了局部二次燃烧火焰，在此后的燃烧由富燃（Q区）向贫燃燃烧（L区）的转化。如果再加大淬熄空气量，淬熄深度变大，2次燃烧火焰应当更明显。淬熄区需要快速有效的掺混实现由富燃燃烧（Q区）向贫燃燃烧（L区）的快速转换。但根据国外的研究报道[9]，过深的淬熄深度会造成火焰分离，使其无法达到快速有效的混合。国外的实验测量结果报道[9]，射流掺混效果最好时，最大的射流深度以距离壁面3/5 r（r为淬熄区半径）的位置最佳。此工况下的出口平均温度为1625 K，出口最高温度为1763 K，出口温度分布系数为0.146，较有环流射流下的工况b而言，出口最高温度降低与出口温度分布系数减小，因而无环行射流的方案具有较高的出口温度分布质量。

图15 无射流纵截面温场

图15左、右分别为有和没有R区冷却环时淬熄效应横截面温场计算结果。如图15左所示，无环带的12个淬熄空气射流位置明显发生了2次燃烧反应，与淬熄纵截面核心的贫燃燃烧高温区火焰连接一体，这表明在淬熄位置后的2次燃烧已向贫燃燃烧L转换。而图15右有环带射流的淬熄纵截面有一环带的火焰区，中心仍是低温区，表明有环带射流的淬熄结果是R区火焰的被冷却和压缩，没有转化成2次贫燃燃烧火焰，即没有发生真正意义的淬熄效应而实现Q区富燃向L区的贫燃转换。与此同时，有环带射流的工况下环形射流形成了贴壁冷却环，而无环带射流时的2次火焰靠近壁面，将考验壁面的高温承受能力，此时Q区壁面需要抗高温复合材料。

5 结论

本文通过CFD方法，对RQL模型燃烧室不同当量比、不同流量分配以及改型的模型燃烧室进行数值模拟。通过数值模拟分析，可以得到如下结论。

（1）当模型燃烧室富油区的当量比为1及稍大于1时，富油区R形成稳定的高温燃烧区，淬熄射流只起到了冷却作用；增大当量比，高温区向下游移动，当量比达到1.4时，R区形成温度的富油燃烧，再增大当量比对R区无影响；增大当量比对Q区淬熄效果影响不大。

（2）燃烧室出口最高温度及平均温度随当量比增加而升高，而出口温度分布系数随当量比的增加而降低，即高温升带来高出口温度品质。

（3）当量比1.4时，调整流量分配，增大射流流量能够改善Q区从富油燃烧到贫油燃烧的过渡作用，提高出口温度品质；由于环形射流冲击效果，增加射流流量没有增加淬熄深度，淬熄效果不明显。

（4）修改燃烧室模型，去掉环带冷却射流，可以有效增强射流深度，改善淬熄效果，降低L区的燃烧温度，提高出口温度品质。

（5）环带射流对R区和L区均有冷却效果，去掉环带射流壁面温度将增加。

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