淬熄高度和空气分配比例对RQL燃烧室燃烧特性的影响

2024-03-29刘爱虢吴小取张云杰

上海交通大学学报 2024年3期

惠蕾, 刘爱虢, 吴小取, 张云杰, 曾文

(沈阳航空航天大学航空发动机学院;辽宁省航空推进系统先进测试技术重点实验室, 沈阳 110136)

富油/淬熄/贫油(RQL)燃烧技术的概念在1980年被Mosier等[1]作为一种降低氮氧化物NOx排放的方案提出.随后P&W公司通过大量研究,成功研制出采用RQL燃烧技术的PW6000环形燃烧室,使RQL燃烧技术在实践中得到了应用[2].RQL燃烧技术采用了轴向分级燃烧,从燃烧室进口开始,区域依次为富油区、淬熄区、贫油区.通过射入淬熄空气将当量比为1.2～1.8的富油区转换成贫油区,从而有效降低了NOx的排放[3].RQL燃烧技术的优点还包括拥有良好的燃烧稳定性、没有回火及自燃现象、有较宽的贫油熄火边界、对燃料成分变化有较强的适应性等,该燃烧技术作为降低燃气轮机污染物排放的先进燃烧技术已经在民用航空发动机上得到应用.

RQL燃烧室的技术核心是在富燃区和贫燃区都能保持稳定燃烧,并且在淬熄区有良好的淬熄效果,国内外在RQL燃烧技术的研究也主要集中在这两方面.Fantozzi等[4]采用数值模拟方法,对RQL燃烧室内的燃烧过程进行研究,发现燃烧室的结构和气动参数对燃烧过程有很大影响.Laranci等[5]对燃烧室的性能进行优化,通过多参数研究,提供了燃油喷射、空燃混合和混合气燃烧等几何参数的优化设计结果.金明等[6-7]研究了燃烧室的长高比和淬熄空气量变化对燃烧效率和NOx污染物排放的影响,对一种采用3头部直列式RQL模型燃烧室进行实验研究,获得3种不同淬熄孔布置形式对燃烧室内冷态流场的影响.Leong等[8]通过实验研究发现筒形燃烧室淬熄孔数目对掺混射流的穿透深度具有影响,进而影响燃烧室内的流动及燃烧特性.Ge等[9]研究一种多扇形燃烧室模型试验,获得淬熄空气速度对燃烧性能和排放的影响.张亮等[10]通过雷诺平均Navier-Stokes(RANS)方法对不同淬熄结构的RQL燃烧室内定常掺混流动过程进行数值模拟,研究了动量通量比及淬熄孔排布方式对燃烧室内流动特性的影响.吉雍彬等[11]设计一种以甲烷为燃料的RQL模型燃烧室,并对淬熄与主流空气流量之比、富油区当量比对燃烧性能和排放特性的影响进行试验研究.王丹丹等[12-13]研究了旋流器参数和淬熄段射流孔参数对模型燃烧室流场、温度场以及NOx排放值的影响,蒋波等[14-16]基于RQL燃烧技术的驻涡燃烧室排放特性进行了大量研究.

研究一种应用于燃气轮机上的基于RQL燃烧技术的低排放燃烧室.针对燃气轮机燃烧室的结构和空间特点,设计燃烧室的结构及工作方式,研究包括淬熄结构的高度及空气分配比例等燃烧室结构参数对RQL燃烧室内流动及燃烧特性的影响,研究结果可为燃气轮机RQL燃烧室的研制提供技术参考.

1 研究对象及方案

为降低燃气轮机燃烧室的污染物排放,不同的低排放燃烧技术都曾被采用.目前贫预混燃烧技术在燃气轮机上应用较其他技术成熟,但存在自燃和回火风险,RQL燃烧技术避免了该问题,同时具有低排放的特性.设计一种基于RQL技术的燃气轮机低排放燃烧室,结构示意图如图1所示.与常规燃烧室不同,所设计燃烧室的火焰筒头部采用涡流片结构,燃烧室主燃区内的空气及燃料流场的组织通过头部涡流片结构与主燃孔的配合实现,该燃烧室头部的工作方式及结构特点参见文献[17].燃油喷嘴位于火焰筒外机匣上,采用离心喷嘴.中间为淬熄级,采用缩颈结构,通过淬熄孔进入的射流空气实现富燃火焰淬熄并形成贫燃混合物,进入后续贫油燃烧区.在富油区,控制当量比为1.2～1.6,降低火焰温度,从而降低NOx和CO的生成量;在快速淬熄级引入大量空气,完成由富油向贫油的瞬间过渡,并防止出现接近理想当量比的NOx大量生成的区域;在贫油燃烧区,控制当量比为0.5～0.7,以满足降低污染物排放的要求.考虑计算成本,对所研究的RQL燃烧室采用周期性算法.为了满足燃烧室出口温度场的要求,燃烧室的内外环设计了掺混孔来调节燃烧室出口温度场.燃烧室头部采用4个相同的涡流片及相同孔径大小的气膜孔,淬熄孔内外环各24个淬熄孔,掺混孔内外环各4个掺混孔.

由其他研究人员的研究结果[6]可知,对RQL燃烧室燃烧特性影响较大的结构参数包括淬熄结构的高度及进口空气在主燃孔和淬熄孔之间的分配比例.不同的淬熄结构会导致淬熄和掺混过程不同;空气流量分配的变化会引起富燃区和贫燃区当量比变化,进而影响燃烧特性.因此,对上述2个结构参数开展研究.如图1所示,淬熄结构的高度包括外环淬熄高度和内环淬熄高度.为研究淬熄高度对燃烧特性的影响,基于燃烧室结构设计,采用表1所示的不同高度.在不改变燃烧室总进口空气量的情况下,可以通过调节燃烧室主燃孔和淬熄孔的开孔面积来调节空气在不同区域的分配比例.当燃料流量不变时,空气分配比例直接影响富油区和贫油区的当量比.具体研究方案如表1所示,不同的淬熄高度具有4种组合方式,在每个方案中分别研究了富油区当量比为1.25、1.40、1.50的3种空气流量分配方式对燃烧特性的影响.

图1 燃烧室结构示意图Fig.1 Schematic diagram of combustion chamber structure

表1 研究方案Tab.1 Research plan

2 数值计算

2.1 物理模型及网格

由于本文的燃烧室模型结构较为复杂,所以采用以六面体为主的网格且对各个孔进行局部加密,对RQL燃烧室出口的冷态平均速度和热态平均温度进行网格无关性验证,如图2所示.当网格数从186万增加到387万时,燃烧室冷态出口平均速度变化了 0.05 m/s,燃烧室热态出口平均温度变化了 0.55 K,结果表明,3种网格数量对计算结果影响较小.因此,考虑计算成本和网格质量,采用网格数为280万进行数值模拟.

图2 RQL燃烧室网格生成图Fig.2 Grid generation diagram of RQL combustion chamber

2.2 数值计算方法

利用Fluent软件分析RQL燃烧室的流场特性、燃烧特性及NOx排放量.燃烧室燃料选用航空煤油(C12H23),周期性条件为旋转周期边界,壁面条件采用无滑移固壁.湍流模型采用Realizablek-ε模型,燃烧模型利用非预混燃烧模型中的平衡化学反应模型,辐射模型利用P1模型.利用离散相模型(Discrete Phase Model)模拟燃油的流动及雾化,通过设定的压力雾化喷嘴模型给定燃油的质量流量、温度、供油压力、物化锥角.燃烧室的近壁区采用标准壁面函数,NOx排放考虑热力型和快速型.采用解压力耦合方程的半隐式(SIMPLEC)算法对离散相方程进行迭代求解,除压力方程采用标准格式离散外,其他物理量的离散均采用二阶迎风格式离散.在数值模拟的过程中,首先对RQL燃烧室进行冷态的数值模拟,等冷态计算收敛后,再进行热态计算.

本文数学模型基于文献[18-19]中与燃烧室结构相似的数值计算方法的验证结果.王梅娟等[18]将有无导叶燃烧室的实验结果与数值计算值进行比较.从表2数据中可以得出总压恢复系数和燃烧效率计算值与实验值的相对误差,可知计算值与实验值吻合相对较好.图3为林志勇等[19]对不同进口温度和燃料/空气比下出口总温度的数值计算和实验测量对比,T为出口总温度.结果表明,数值计算结果与实验测量值吻合相对较好.文献[19]中选用的湍流模型为标准k-ε模型,本文研究的燃烧室气膜孔数量较多,因此选择文献[18]中Realizablek-ε方程模拟湍流流动.综上所述,本文计算方法具有合理性,可用于回流环形燃烧室的数值预测.

表2 实验值与文献[18]中计算值的相对误差

图3 文献[19]中出口总温度的实验值与计算值比较Fig.3 Comparison of experimental and calculated values of total outlet temperature[19]

3 结果分析与讨论

3.1 燃烧室流场特性

与传统燃烧室不同,本文RQL燃烧室的富油区采用头部环形结构、涡流片以及主燃孔的形式代替传统的旋流器加主燃孔结构.燃烧室的特殊结构会使其内部的流动特性有所不同.对表1所列工况进行相同进口条件下的流动特性研究,图4为过淬熄孔轴向截面的冷态流线图,其中vm为过淬熄孔轴向截面速度.可以看出,在不同淬熄结构高度下,富油区、淬熄区、贫油区的速度流线分布相似.在富油区内,涡流片出口位置和靠近内环淬熄孔处形成了一个较小的回流区,燃烧室的外环壁面形成一个较大的回流区.气流进入淬熄区速度较大,达到快速射入的目的,在贫油区,从淬熄区流入的气流加上内环与外环掺混孔的作用使剩余燃料、未燃碳氢在贫油区产生的两个较大的回流区内充分燃烧.

图4 淬熄结构高度对流场的影响Fig.4 Influence of quenching structure height on flow field

图5所示为不同淬熄结构高度时过淬熄孔径向截面速度图.可知,从燃烧室外环淬熄孔进入燃烧室的气流喷射速度稍大于内环淬熄孔速度,基于这种逆流燃烧室的结构,气流先进入外环淬熄孔,然后依次通过火焰筒的头部和内环淬熄孔流入火焰筒,这种方式会出现流阻损失.此外,随着淬熄结构高度的降低,射流深度减少,外环与内环的相互干涉愈加减弱.

图5 沿淬熄孔径向截面速度Fig.5 Velocity along quenched aperture

图6所示为淬熄结构高度一定时空气分配比例(Ψ)对流场的影响.随着富油区当量比的增加,燃烧室外环壁面形成回流区的区域逐渐减小,同时在淬熄射流挤压导致回流区的区域逐渐增大直至在燃烧室头部形成一个较小的回流区.该区域是通过火焰筒头部圆形结构、涡流片、外环主燃孔气流的大小以及淬熄孔射流挤压之间的强切射流作用所形成的回流区区域.由图6可知,淬熄区和贫油区的速度分布差别并不明显.

图6 空气分配比例对流场的影响Fig.6 Influence of air distribution ratio on flow field

淬熄区是富油区转向贫油区的关键,图7为不同当量比(Φ)淬熄孔径向截面速度图,从图中可以看出,淬熄孔上游形成回流区.这是由于从外环淬熄孔和内环淬熄孔射入的空气直接进入燃烧室中间.当淬熄结构高度一定时,当量比增大即孔数不变焠熄孔径增大,淬熄区的最低速度增加,穿透深度加强,但穿透强度过深或过浅均会导致燃烧性能降低且污染物排放增加.

图7 不同当量比淬熄孔截面速度Fig.7 Cross-section velocity of quenching holes with different equivalent ratios

3.2 油雾场

燃烧室内流场与油雾场的相互作用是影响温度场和污染物生成特性的主要因素.燃油液滴由喷嘴喷入燃烧室后,与周围空气相互作用,以实现燃油的雾化与蒸发.燃烧室内流动特性的变化对雾化场产生影响,进而影响燃烧场.图8所示为淬熄结构高度对燃油雾化的影响.从方案1到方案4,燃油颗粒呈现先减少后增加的趋势,燃油颗粒的最大寿命(tmax)分别为3.240、2.580、3.350、3.380 ms.4种方案的燃油颗粒轨迹较长,有部分粒子打在富油区的壁面,不利于燃烧,该现象与富油燃烧环境和燃烧室结构有关.

图8 淬熄结构对燃油雾化的影响Fig.8 Influence of quenching structure on fuel atomization

从图9可以看出,在淬熄结构高度一定的情况下,随着当量比增加,多数颗粒的寿命先减少后增加,但均超过1 ms,这是因为喷嘴位于富油区火焰筒的外壁,燃油颗粒集中在富油区,有利于形成富油燃烧环境.

图9 不同当量比对燃油雾化的影响Fig.9 Influence of different equivalent ratios on fuel atomization

3.3 燃烧室内温度场

调节燃烧室结构参数的目的是通过调整燃烧室内的流场来改变燃烧室内的温度场.图10为不同结构参数时,过淬熄孔轴向截面的温度云图.可以看出,在同一淬熄结构下,随着当量比增大,富油区的高温区域先减小后增大,贫油区的高温区域先减小后增大且先远离外环壁面后又靠近外环壁面,方案1富油区和贫油区在当量比为1.40时,高温区域更小.当量不同对高温区域的大小及分布产生一定影响,这是主燃孔与淬熄孔的空气分配比例作用的结果.在同一当量比下,随着淬熄结构高度降低,富油区的高温区域逐渐增加.这是由于淬熄结构的高度越小,流速越小,掺混作用逐渐减弱.

图10 淬熄结构高度及空气分配比例对燃烧特性的影响Fig.10 Influence of height of quenching structure and ratio of air distribution on combustion characteristics

图11为不同当量比下过淬熄孔的截面温度图,从图中可以看出当量比为1.25和1.40的淬熄区温度都处于 1 700～1 900 K.当量比为1.50的淬熄区有小部分温度处于 2 100 K,这是由于接近化学当量比的结果.图12为不同淬熄结构下的淬熄孔截面温度图.当量比都为1.40时,淬熄结构的降低并没有影响淬熄区域的温度,都处于 1 700～1 900 K.这说明当量比为1.40时能够避免在淬熄区接近化学恰当比,有效抑制了高温区.

图11 不同当量比淬熄孔截面温度Fig.11 Temperature of quenching hole section with different equivalent ratios

图12 不同淬熄结构高度淬熄孔径向截面温度Fig.12 Temperature of cross-section of quenching aperture at different quench structure heights

图13 轴向截面平均温度分布Fig.13 Mean temperature distribution in axial section

3.4 污染物排放

燃气轮机燃烧室NOx生成的主要途径包括热力型和快速型.热力型NOx通过依赖高温氧化燃烧空气中的氮气而形成,占主要因素;快速型NOx在富油环境下生成,并且生成量较少.图14为不同当量比下燃烧室内NOx生成特性.可以看出NOx质量分数最大值出现在贫油区域,随着当量比增加,NOx质量分数最大值的区域表现出先减小后增大的变化趋势.富油区NOx质量分数随当量比的增加而减少.

图14 不同当量比下燃烧室内NOx生成特性Fig.14 NOx generation characteristics in combustion chamber at different equivalent ratios

图15为不同淬熄结构下燃烧室内NOx的生成特性.从图中可以看出,随着淬熄结构高度增加,NOx质量分数最大值出现在贫油区且逐渐增大;富油区和淬熄区的NOx基本保持不变.

图15 不同淬熄结构下燃烧室内NOx生成特性Fig.15 NOx generation characteristics in combustion chamber of different quenching structures

图16为燃烧室出口NOx排放特性.随着淬熄结构的降低,NOx的排放量(C)逐渐增加,其中方案4的NOx排放量最高,最大值为47.15 mg/m3;随着当量比增加,燃烧室出口NOx的排放呈现先减少后增加的趋势.在当量比为1.40时,各方案燃烧室出口NOx的排放量出现最佳值,分别为34.91、36.49、39.565、41.82 mg/m3.出现以上现象的原因:①在RQL燃烧室中,采用缩颈结构阻止射流空气回流,避开化学当量比的区域和减少高温区停留时间,缩颈结构高度增加,使得缩颈处的速度增加,从而有效降低NOx排放量[12];②在燃烧室中,随着富油区当量比的增加,氧气逐渐减少,抑制了NOx的生成.

图16 燃烧室出口NOx排放Fig.16 NOx emission from combustor outlet

图17为不同当量比下燃烧室内CO质量分数生成特性.CO主要在富油区生成,而在贫油区,随着当量比增加,CO的生成量出现先减少后增大的现象.CO在没有完全氧化情况下产生,CO向CO2转换的速率由温度和氧气浓度决定,富油区由于燃油多、氧气浓度低,所以产生大量CO,然后与通过淬熄孔快速进入的大量氧气进行氧化.