动量通量比对轴向分级再燃喷嘴燃烧特性的影响

贾玉良， 李昱泽， 金 明， 朱旭彤， 葛 冰， 臧述升

(1. 上海交通大学 机械与动力工程学院 动力机械及工程教育部重点实验室， 上海 200240；2. 中国航空工业集团公司成都飞机设计研究所， 成都 610091)

为了保持低排放，燃气轮机燃烧室通常采用贫预混燃烧方式[1]，但是随着排放标准日趋严格，常规贫预混燃烧方式渐渐无法满足要求。因此，研究人员提出一种分级燃烧技术，该技术被证明具有进一步降低污染物排放的能力。在轴向分级燃烧中，再燃喷嘴的流动特性和火焰结构受到越来越多的关注。射流射入横流中后弯曲成横流方向，由于流体的相互作用，形成了一个复杂的旋涡结构[2]，这种复杂的涡结构能使横流和射流快速掺混。若横流为高温气体，射流为可燃气体，射流与高温横流掺混、燃烧，就可以形成射流火焰。

掺混特性是再燃喷嘴流动特性的研究重点，其中动量通量比对于横流与射流的掺混具有重要影响，国内外进行了许多动量通量比对再燃喷嘴流动特性影响的冷态试验和数值模拟研究。Gnirβ等[3]利用冷态粒子图像速度分析仪(Particle Image Velocimetry，PIV)技术和本征正交分解(POD)方法获得了动量通量比对速度分布以及不同模态下相干流场结构的影响。Zhu等[4-5]对圆柱形燃烧器的燃烧室掺混特性进行了试验研究，结果表明射入空气的动量通量比对掺混效果的影响最大。金明等[6]和张亮等[7]分别利用PIV测量技术和数值模拟方法对富油燃烧-猝熄-贫油燃烧(Rich-Burn/Quick-Quench/Lean-Burn, RQL)模型燃烧室内动量通量比对冷态流场的影响进行了研究，结果表明动量通量比对射流深度和回流区有重要影响。

此外，也有研究人员针对轴向分级再燃喷嘴的燃烧特性进行了研究。Yi等[8]分析了横流中非混合射流的自燃控制火焰的引发和火焰稳定的机理。Sirignano等[9]对富预混反应态横向射流的NOx排放进行了试验研究，结果表明横流温度、射流当量比、动量通量比以及射流火焰抬举高度对NOx排放有重要影响。Nair等[10]的研究表明动量通量比对横流和射流的边界剪切层以及射流火焰稳定有明显影响。Wagner等[11]比较了冷态和热态再燃喷嘴流场的差异，并且给出了动量通量比对射流轨迹的影响。

综上所述，大多数关于再燃喷嘴的研究聚焦在横流与射流的掺混、火焰结构及稳定性等方面，且动量通量比对这些方面有着重要影响。然而Hoferichter等[12]和Ahrens等[13]研究发现，再燃喷嘴燃烧过程中，射流的局部NOx生成量与横流和射流的掺混有很强的相关性，而动量通量比对横流与射流的掺混有重要影响。目前，针对动量通量比对再燃喷嘴排放影响的相关研究还比较少，因此笔者通过冷态PIV和横向射流燃烧试验方法，对再燃喷嘴冷态流场进行分析，从流动角度研究动量通量比对横向射流掺混、射流火焰以及污染物排放的影响规律。

1 试验系统

本试验在所研制的轴向分级燃烧室燃烧试验装置上开展，其系统简图如图1所示。该装置主要由一级空气供应系统、再燃空气供应系统、主燃燃料与再燃燃料供应系统、测量系统及其他辅助系统组成。在PIV试验中，一级空气通过一级燃烧区，进入下游嵌有孔径8 mm小孔的陶瓷格栅段进行整流，再经过116 mm的稳流过渡区后进入再燃燃烧区，射流空气与一级空气在再燃燃烧区进行掺混。在燃烧试验中，一级燃烧区产生高温燃气经过整流格栅，再燃燃烧区喷入的射流预混气与其掺混燃烧。再燃燃烧区截面尺寸为144 mm×96 mm，射流孔内径D=12 mm。文中定义三维直角坐标系，Z方向和Y方向如图2所示，X方向垂直于视图。坐标原点位于射流出口的圆心。在PIV试验中选择2个不同的拍摄截面，拍摄截面1为Y=36 mm的X-Z截面；拍摄截面2为X=0 mm的Y-Z截面，由于拍摄的限制，拍摄区域的下边缘距离下壁面2 mm。

图1 轴向分级燃烧室试验系统图

图2 再燃喷嘴PIV测量坐标定义

2 测量系统及工况

采用PIV对再燃喷嘴的冷态流场进行拍摄。激光片光源以双谐振脉冲式 Nd: YAG 激光器为光源, 激光器内部包括2台通过同步控制器控制触发时机的激光器，脉冲能量为 44 mJ，输出激光为波长 532 nm 的绿光。脉冲激光采用 Qswitch 触发方式获得，脉宽 8 ns，2个脉冲之间的最小时间间隔为纳秒级。激光器发出的光束经过棱镜与透镜组合成的激光导管后转化成厚度约1 mm,并有 20°张角的片光源。图像拍摄系统采用高分辨率的工业高速相机Phantom VEO710，分辨率为 1 280×800，最大拍摄频率为 7 500 Hz，在拍摄过程中保持拍摄频率为1 000 Hz。其中，激光器片光源镜头及相机通过二维坐标实现位置的精确控制，相机的工作频率为1 000 Hz，跨帧延时根据拍摄工况的不同选取。采用CH基的自发光测试技术研究甲烷、空气射流火焰特性，在甲烷、空气燃烧反应机理中，CH基是燃烧反应中重要的中间产物，可以表征燃烧反应区域，其自发光辐射波长为390 nm和431 nm。本试验利用波长432 nm的窄带滤光片进行射流火焰的拍摄。所用滤光片对波长为(432±10)nm的光线透过率在90%以上，对其他波长的光线透过率低于1%。试验中采用Siemens公司生产的U23型在线气体分析仪测量模型燃烧室的出口气体排放量。测点位于试验系统的排气段。

在PIV试验中，入口的空气和燃料均为常温常压气体。通过改变射流速度来改变动量通量比。动量通量比由式(1)定义：

(1)

式中：ρj和uj分别为射流入口密度和速度；ρ∞和u∞分别为横流的密度和速度。

具体试验工况如表1所示。

表1 PIV试验工况

在燃烧试验中，入口的空气和燃料均为常温常压气体。一级空气质量流量为114.6 g/s，一级当量比为0.53，保证再燃燃烧区上游高温烟气组分和温度不变。射流当量比为0.8，通过改变射流速度来改变动量通量比。高温烟气的密度和速度通过当量比估算获得。具体试验工况如表2所示。

使用前充分搅拌均匀，如漆料太厚可根据实际情况及技术参数进行稀释，涂饰工具用滚轮或漆刷，要求无流挂，不漏刷，重涂时间不少于45min，理论涂布率为0.12～0.14kg/m2。封闭乳液具有优良的防水抗碱作用和优越的附着力。配比一般为100%，它可使涂布更加均匀，渗透力更强，漆膜更加致密。

表2 燃烧试验工况

3 结果与分析

为了进一步研究动量通量比对射流火焰和排放的影响，本研究从流动角度考虑其可能的作用机理。

3.1 横流与射流的流动掺混

根据Hasselbrink等[14]的研究，射流中涡的结构有多种(如图3所示)，其中影响横流与射流在下游掺混的主要是反向旋转涡对，该涡的存在能够加速射流快速膨胀，进而向横流扩散。

图3 射流流动结构[14]

如图4所示，无量纲长度Z/D和Y/D分别为Z方向上的实际距离与射流孔内径之比以及Y方向上的实际距离与射流孔内径之比,U为流体在当地的轴向速度,Umax为最大轴向速度。射流背风侧根部附近有可能会产生回流区。因为横流绕过射流时，在射流下游附近会形成低压区，外部的流体会被拉回，形成回流区，但是射流与横流的掺混不断进行，离射流孔较远的区域是掺混的主要区域，横流会基本破坏原本的射流结构，绕流效应不断减弱，回流不再发生。

图4 射流在Z方向的平均流场分布(截面2，J=9)

图5给出了PIV冷态试验中，不同动量通量比下，拍摄截面1反向旋转涡对Y方向分量大小的变化情况。值得指出的是，在拍摄过程中发现当J=1时，在拍摄截面并未发现明显的射流结构，由此可以看出在较低动量通量比下，射流很容易受到横流的影响，无法保持原本的射流状态，射流被横流压弯在近下壁面处，所以射流与横流的掺混过程也在近下壁面完成。当J≥4时，可以在拍摄区域中发现明显的反向旋转涡对，且随着动量通量比的增大，涡量的大小也不断增大，这在一定程度上说明，动量通量比的增大对横流与射流的掺混有重要的推动作用。

图5 动量通量比对涡量大小的影响

图6给出了不同动量通量比下射流背风侧回流区大小的变化情况。在射流动量通量比较小(J=1)时，射流背风侧附近并未出现回流现象，这表明低动量通量比下，射流极易被横流冲散，基本在喷出之后就被横流完全带走，并且射流基本贴在下壁面向下游流动。除J=1工况外，射流下游都存在回流现象，在J较小(J≤9)的情况下，回流区大小并未出现明显变化，当J>9时，随着动量通量比的增大，回流区面积有增大的趋势，并且增大趋势越来越明显。此外，在较大动量通量比范围内，回流区内的回流速度也不断增大。回流区面积和回流速度的增大在一定程度上体现了其卷吸能力的增强，这会使得横流与射流的掺混增强。由试验结果还可以发现，动量通量比增大会导致回流区长度在Y方向上的增长。所以从反向旋转涡对涡量强度和回流区大小的影响角度考虑，动量通量比的增大有助于提高横流与射流的掺混。

图6 射流背风侧回流区大小

3.2 射流轨迹

Wagner等[11]将射流轨迹定义为从射流孔中心喷射出的一条流线，虽然研究中拍摄范围并未覆盖射流出口，但拍摄范围下边界距射流孔仅有2 mm,射流偏转角度可以忽略，所以认定0～2 mm范围内，射流轨迹垂直于横流。

图7给出了射流轨迹随动量通量比的变化情况。从图7可以看出，随着动量通量比的增大，射流被不断抬升，同时在较高动量通量比下，射流在离开射流孔较远时仍几乎不发生偏转，在J=26时，射流在2D高度时才逐渐发生偏转。这表明在较高动量通量比时，虽然横流与射流的掺混强度增强，但是射流本身速度也在增大，且在Y方向上距射流孔较大一段距离,横流施加在射流的动量并不足以破坏射流原本的结构。从射流轨迹也可以解释随着动量通量比的增大，射流背风侧回流区面积增大的原因。

图7 射流轨迹随动量通量比的变化

3.3 射流火焰和排放

受动量通量比J的影响，射流火焰会发生明显的变化，图8给出了火焰随动量通量比的变化情况。从图8可以看出，随着动量通量比的增加，火焰变得更加明亮。但当J=9时，射流火焰根部出现向射流孔靠近的现象，而其他工况下射流火焰基本保持脱体状态，这表明动量通量比J的变化会对火焰位置产生明显的影响。认为火焰中心位置为CH基自发光强度最高的点。

图9给出了火焰中心位置随动量通量比的变化。J=1时，射流火焰基本被高温横流压倒在近壁面附近，这种火焰在实际燃烧室中可能会对火焰筒壁面产生危害。同时火焰处于射流孔下游较远的位置，在试验中可以观察到这种火焰极不稳定，随时存在被吹熄的可能。随着动量通量比的增大，射流火焰也会被托举得越来越高，在动量通量比J=16和J=26时，由图8可以明显看出，火焰已经冲刷到燃烧室上壁面，这在实际燃烧室燃烧过程中是绝对要避免的。但是，从横流流动方向看，射流火焰中心位置随动量通量比的增大，呈现先向射流孔靠近后远离的情况。

(a) Y方向

根据上文对流场的分析可知，随着动量通量比的增大，横流与射流能够有更加良好的接触和掺混。在较低动量通量比的情况下，二者掺混不强，射流火焰主要反应区出现在离射流孔较远的下游，尤其在J=1时，射流背风侧没有回流区，这非常不利于射流火焰的锚定。随着动量通量比进一步增大，掺混增强，射流火焰根部会向射流孔靠近，甚至在射流孔驻定，这会导致动量通量比进一步增大，掺混进一步增强。但是射流速度的增大会导致根部附近射流保持良好的射流状态，大部分射流并不能与横流进行质量和热量的交换。而从射流脱落的小部分预混气反应的热量不足以引燃射流内部预混气，而且小部分预混气可能会被横流冲散，局部当量比并不能达到点火的要求，所以火焰会被抬高和后移。

污染物排放受停留时间、燃烧温度和掺混强度的影响。在本研究中，保持一级燃烧区参数不变，射流当量比不变，所以不需要考虑燃烧温度对污染物排放的影响。污染物体积分数随动量通量比的变化如图10所示。从图10(a)可以看出，随着动量通量比的增大，CO体积分数呈现先降低后上升的趋势。根据前文对流场和射流火焰的分析，当J在1～9变化时，横流与射流掺混强度不断增加，这有利于CO体积分数的降低，但是当J继续增大(J=16和J=26)时，虽然掺混强度增加，但是由于射流火焰主要反应区冲刷上壁面，局部掺混强度降低，CO体积分数逐渐有上升的趋势。从图10(b)可以看出，NO体积分数随着动量通量比的增大呈现增大的趋势。从火焰中心位置考虑，J在1～9变化过程中，火焰位置前移，射流在燃烧时停留时间增加。从射流附近的回流区考虑，随着动量通量比的增大，回流强度增加，回流区内的高温燃气停留时间增加，这导致NO体积分数逐渐增加。J在9～26变化过程中，虽然火焰位置后移，但是回流强度更大，所以NO排放体积分数保持上升趋势，但上升趋势趋于平缓。

(a) CO体积分数

4 结 论

(1) 动量通量比的增大，增强了横流与射流的掺混强度。在较高动量通量比下，射流下游附近会形成回流区，回流区随动量通量比的增大逐渐变大，回流强度增大。

(2) 动量通量比对射流火焰有明显的影响。随着动量通量比的增大，射流火焰逐渐变亮，主要反应区不断被抬升，较低动量通量比和较高动量通量比火焰都会冲刷高壁面，在实际机组运行过程中应该避免发生。由于掺混强度和射流速度的共同影响，射流火焰主要反应区在横流流动方向上位置先前移后向后移动，并且在J=9时，火焰在射流孔驻定，这会对燃烧室壁面产生危害。

(3) CO体积分数随动量通量比的增大呈现先降低后上升的趋势，这是掺混强度和射流速度共同作用的结果；NO体积分数随着动量通量比的增大呈现升高趋势，这是回流强度和射流火焰主要反应区位置发生变化，导致停留时间变化的结果。