淬熄高度和空气分配比例对RQL燃烧室燃烧特性的影响

图1 燃烧室结构示意图

Fig.1 Schematic diagram of combustion chamber structure

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.

表1 研究方案

Tab.1 Research plan

方案	淬熄结构高度/mm		富油区当量比
方案	外环	内环	富油区当量比
1	19.4	19.4	1.25、1.40、1.50
2	19.4	16.4	1.25、1.40、1.50
3	16.4	16.4	1.25、1.40、1.50
4	16.4	13.4	1.25、1.40、1.50

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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

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NO_x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Realizable k-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,NO_x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Realizable k-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

Tab.2 Relative error between experimental value and calculated value^[18]

方案	总压恢复系数	燃烧效率
1	0.4	-0.2
2	0.5	-0.1

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图3

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v_m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

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

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

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

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(t_max)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

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

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

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

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

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所示为轴向各截面平均温度( $\bar{T}$ )分布.图中X/L表示各截面的轴向位置,涡流片出口径向截面为X=0.从图中可以看出,各方案的轴向温度分布变化趋势相同,富油区由于氧气浓度低而温度较低.引入大量淬熄氧气后,氧气和富油区的气体进行快速混合,并进入贫油区进行第二次燃烧反应.高温主要集中在贫油区,这是由于局部出现恰当的化学当量比以及氧气量充足导致贫油区温度较高.在各方案中,当量比为1.25时燃烧室内的富油区、淬熄区及贫油区的温度最高;当量比为1.50时燃烧室内的富油区、淬熄区及贫油区的温度最低.

图13

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NO_x生成的主要途径包括热力型和快速型.热力型NO_x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NO_x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NO_x生成特性.可以看出NO_x质量分数最大值出现在贫油区域,随着当量比增加,NO_x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NO_x质量分数随当量比的增加而减少.

图14

图14 不同当量比下燃烧室内NO_x生成特性

Fig.14 NO_x generation characteristics in combustion chamber at different equivalent ratios

图15为不同淬熄结构下燃烧室内NO_x的生成特性.从图中可以看出,随着淬熄结构高度增加,NO_x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NO_x基本保持不变.

图15

图15 不同淬熄结构下燃烧室内NO_x生成特性

Fig.15 NO_x generation characteristics in combustion chamber of different quenching structures

图16为燃烧室出口NO_x排放特性.随着淬熄结构的降低,NO_x的排放量(C)逐渐增加,其中方案4的NO_x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NO_x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NO_x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NO_x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NO_x的生成.

图16

图16 燃烧室出口NO_x排放

Fig.16 NO_x 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.

图17

图17 不同当量比下燃烧室内CO质量分数生成特性

Fig.17 CO formation characteristics in combustor at different equivalent ratios

3.5 出口温度分布系数

图18为燃烧室出口温度(T_out)分布特性,可知各方案的最高温度基本为 1 280 K.方案1和方案2的温度分布较均匀,方案3和方案4的出口温度分布局部出现低温区,温度为 1 000 K 左右,说明均匀性较差.

图18

图18 出口温度分布特性

Fig.18 Characteristics of outlet temperature distribution

燃烧室出口温度分布的均匀性可以用出口温度分布系数(λ)衡量,λ定义为燃烧室出口截面燃气最高总温与平均总温的差值和燃烧室温升的比值:

λ= $\frac{T_{3 m a x} - {\bar{T}}_{3}}{{\bar{T}}_{3} - {\bar{T}}_{2}}$

式中:T_3max为出口截面最高总温; ${\bar{T}}_{3}$ 为出口截面平均总温; ${\bar{T}}_{2}$ 为进口截面平均总温.图19为不同淬熄结构高度下3种空气分配下的出口温度均匀性.各当量比的出口温度分布系数基本处于0.25以下,具有较好的温度分布特性.

图19

图19 燃烧室出口温度分布系数

Fig.19 Coefficient of temperature distribution at combustor outlet

4 结论

采用数值模拟的方法对不同淬熄结构高度和空气分配比例下的RQL燃烧室内流动特性和燃烧特性进行研究,获得以下结论:

(1) 所研究的燃烧室采用涡流片和主燃孔形成头部燃烧区即富燃区,通过淬熄空气的大量射入,形成淬熄区和贫燃区,进而形成轴向分级的RQL燃烧室.燃烧室结构方案基本可行,燃烧特性基本满足要求.

(2) 燃烧室的燃烧特性随着淬熄结构高度和空气分配比例的变化而变化.随着淬熄结构减少,高温区域靠近火焰筒外壁;随着当量比增加,高温区域先减小后增大.

(3) 在淬熄结构高度方面,方案1的NO_x排放量最低,方案4的NO_x排放量最高;当量比增大时NO_x的排放量先减小后增大,存在最佳的NO_x值.

参考文献

原文顺序

文献年度倒序

文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

[1]

MOSIER

, PIERCE

R M

Advanced combustion systems for stationary gas turbine engines

[R]. USA: Environmental Protection Agency, 1980.

[2]

MALECKI

R E

, RHIE

C M

, MCKINNEY

R G

, et al.

Application of an advanced CFD-based analysis system to the PW6000 combustor to optimize exit temperature distribution: Part I—Description and validation of the analysis tool

[C]// Proceedings of ASME Turbo Expo 2001:Power for Land, Sea, and Air. New Orleans, Louisiana, USA: ASME, 2014: V002T02A029.

[3]

SAMUELSEN

The gas turbine handbook[M]. Morgantown: Department of Energy, Office of Fossil Energy, National Energy Technology Laboratory, 2006.

[4]

FANTOZZI

, LARANCI

, BIDINI

CFD simulation of biomass pyrolysis syngas vs. natural gas in a microturbine annular combustor

[C]// Proceedings of ASME Turbo Expo 2010:Power for Land, Sea, and Air. Glasgow, UK: ASME, 2010: 649-658.

DOI:10.1016/j.egypro.2017.08.298 URL [本文引用: 1]

[5]

LARANCI

, ZAMPILLI

, D’AMICO

, et al.

Geometry optimization of a commercial annular RQL combustor of a micro gas turbine for use with natural gas and vegetal oils

[J]. Energy Procedia, 2017, 126: 875-882.

[6]

金明, 袁逸人, 张自来, 等.

不同长高比RQL燃烧室燃烧和排放特性研究

[J]. 动力工程学报, 2019, 39(12): 966-972.

针对3种长高比富油/焠熄/贫油（RQL）燃烧室，保持头部旋流器入口空气和燃料体积流量不变，通过改变焠熄空气体积流量，研究了不同长高比燃烧室冷态流场、掺混不均匀度、轴向温度分布及排气温度分布均匀性和污染物排放变化。结果表明：相同工况下长高比越小，射流深度越大，上下射流相互干涉作用越强；长高比为3.75的燃烧室掺混不均匀度最小，掺混效果最好；随着长高比的增加，焠熄区最低温度降低；长高比为3.75时，排气温度不均匀度较好，长高比大于3.75时，排气温度不均匀度迅速增加；随着长高比增加，燃烧室NOx排放质量浓度升高，随着焠熄空气体积流量减小，不同长高比燃烧室NOx排放质量浓度均先升高后降低，且在高焠熄空气体积流量工况下，低长高比燃烧室的燃烧效率下降。

JIN

Ming

, YUAN

Yiren

, ZHANG

Zilai

, et al.

Combustion and emission characteristics of a RQL combustor at different length-height ratios

[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2019, 39(12): 966-972.

Experimental tests were conducted in a rich/quench/lean combustor (RQL) at three different length-height ratios to study the cold-state flow field, mixing inhomogeneity, axial temperature distribution, exhaust temperature distribution and pollutants emission of the combustor under fixed inlet air and fuel flow of swirler and varied flow of quenching air. Results show that with the decrease of length-height ratio (α), the depth of the jets gets larger and the interaction between upper and lower jets gets stronger. Optimum mixing effects could be obtained for the combustor at the α of 3.75. The minimum temperature in quenching zone reduces with the rise of α. At the α of 3.75, the exhaust temperature distributes in relatively uniform pattern, but at the α of above 3.75, the distribution of exhaust temperature worsens rapidly. The NOx emission increases with the rise of α, which first increases and then decreases with reducing flow rate of quenching air at different α. The combustion efficiency of low α combustor falls quickly under high flow rates of quenching air.

[7]

金明, 张亮, 吉雍彬, 等.

焠熄孔排布对RQL燃烧室流场影响的PIV实验研究

[J]. 工程热物理学报, 2019, 40(12): 2912-2918.

JIN

Ming

, ZHANG

Liang

, JI

Yongbin

, et al.

PIV experimental study on the influence of orifices distribution on the RQL combustor flow field

[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2019, 40(12): 2912-2918.

DOI:10.2514/2.5643 URL [本文引用: 1]

[8]

LEONG

M Y

, SAMUELSEN

G S

, HOLDEMAN

J D

Optimization of jet mixing into a rich, reacting crossflow

[J]. Journal of Propulsion and Power, 2000, 16(5): 729-735.

[9]

, JI

Y B

, ZANG

S S

, et al.

Investigation of the combustion performance in a three-nozzle RQL combustor

[C]// Proceedings of ASME Turbo Expo 2016:Turbomachinery Technical Conference and Exposition. Seoul, South Korea: ASME, 2016: 57308.

[10]

张亮, 吉雍彬, 葛冰, 等.

不同淬熄结构下RQL燃烧室流场特性的数值研究

[J]. 航空动力学报, 2019, 34(8): 1688-1698.

ZHANG

Liang

, JI

Yongbin

, GE

Bing

, et al.

Numerical study on flow field characteristics of RQL combustor under different quenching structures

[J]. Journal of Aerospace Power, 2019, 34(8): 1688-1698.

[11]

吉雍彬, 葛冰, 毛荣海, 等.

富油/焠熄/贫油(RQL)燃烧室燃烧和排放特性的实验研究

[J]. 推进技术, 2017, 38(6): 1335-1342.

Yongbin

, GE

Bing

, MAO

Ronghai

, et al.

Experimental investigation on combustion and emission characteristics of rich-burn/quick-quench/lean-burn(RQL) combustor

[J]. Journal of Propulsion Technology, 2017, 38(6): 1335-1342.

[12]

王丹丹.

低污染模型燃烧室的数值计算[D]. 沈阳: 沈阳航空航天大学, 2011.

WANG

Dandan

Numerical calculation of low pollution model combustion chamber[D]. Shenyang: Shen-yang Aerospace University, 2011.

[13]

王丹丹, 王成军, 吴振宇.

RQL模型燃烧室数值研究

[J]. 航空发动机, 2011, 37(5): 21-23.

WANG

Dandan

, WANG

Chengjun

, WU

Zhenyu

Numerical study of RQL model combustor

[J]. Aeroengine, 2011, 37(5): 21-23.

[14]

蒋波, 何小民, 金义, 等.

低排放驻涡燃烧室冷态流场特性试验

[J]. 航空动力学报, 2013, 28(8): 1719-1726.

JIANG

, HE

Xiaomin

, JIN

, et al.

Experimental investigation on cold flow field characteristics of low emission trapped-vortex combustor

[J]. Journal of Aerospace Power, 2013, 28(8): 1719-1726.

[15]

蒋波, 何小民, 金义, 等.

采用钝体式孔板淬熄的富油-淬熄-贫油驻涡燃烧室排放性能试验研究

[J]. 推进技术, 2016, 37(4): 675-683.

JIANG

, HE

Xiaomin

, JIN

, et al.

Emission characteristics of a rich-quench-lean trapped-vortex combustor utilizing quenching device of orifice plate combined with bluff-body

[J]. Journal of Propulsion Technology, 2016, 37(4): 675-683.

[16]

金义, 何小民, 蒋波.

富油燃烧/快速淬熄/贫油燃烧(RQL)工作模式下驻涡燃烧室排放性能试验

[J]. 航空动力学报, 2011, 26(5): 1031-1036.

JIN

, HE

Xiaomin

, JIANG

Experimental study on emission performance of rich-burn quick-quench lean-burn (RQL) trapped-vortex combustor

[J]. Journal of Aerospace Power, 2011, 26(5): 1031-1036.

DOI:10.1016/j.fuel.2022.124018 URL [本文引用: 1]

[17]

YANG

Y D

, LIU

A G

, WANG

X C

, et al.

Influence of structure on the combustion characteristics of a small aero-gas turbine engine combustor

[J]. Fuel, 2022, 321: 124018.

[18]

王梅娟, 成胜军, 宋双文, 等.

燃烧室进口流场对某回流燃烧室性能影响的数值计算

[J]. 航空动力学报, 2018, 33(6): 1281-1289.

WANG

Meijuan

, CHENG

Shengjun

, SONG

Shuangwen

, et al.

Numerical simulation on influence of flow field of combustor inlet on a certain reversed-flow combustor performance

[J]. Journal of Aerospace Power, 2018, 33(6): 1281-1289.

[19]

林志勇, 颜颖文, 李京华.

辅助动力装置环形回流燃烧室的数值研究

[J]. 航空动力学报, 2012, 27(8): 1726-1733.

LIN

Zhiyong

, YAN

Yingwen

, LI

Jinghua

Numerical study of auxiliary power unit annular backflow combustor

[J]. Journal of Aerospace Power, 2012, 27(8): 1726-1733.