蘇金友，王少林，王力軍

（沈陽航空航天大學(xué)動(dòng)力與能源工程學(xué)院，沈陽 110136）

1 引言

富油燃燒─淬熄─貧油燃燒(RQL)燃燒室是下一代高效節(jié)能、低污染（低NOx排放）燃燒室之一。與貧油預(yù)混預(yù)蒸發(fā)（LPP）低污染燃燒室相比，RQL燃燒室具有穩(wěn)定性高和安全性高的特點(diǎn)，而且可以適應(yīng)各種不同組分的燃油，例如生物燃油、低熱值燃料等。在能源緊缺的今天，RQL燃燒室技術(shù)備受關(guān)注[1]。與傳統(tǒng)燃燒室相比，其前段為富油燃燒，通過旋流器進(jìn)入燃燒室的空氣量很少，該區(qū)域的當(dāng)量比范圍為1.2～1.8[2]，這樣在缺氧的條件下可以有效地抑制NOx的生成，而后帶有未燃盡燃?xì)膺M(jìn)入下游面積收縮的快速摻混區(qū)（也稱淬熄區(qū)），在此區(qū)域壁面上有一定數(shù)量的摻混孔，大量的高速空氣射流由摻混孔進(jìn)入燃燒室，與燃?xì)饪焖佟⒂行У鼗旌献優(yōu)樨氂蜖顟B(tài)后進(jìn)入下游的貧油區(qū)，在貧油區(qū)中剩余的燃料與摻混空氣反應(yīng)，以達(dá)到貧油燃燒減少NOx生成的目的。

RQL燃燒室主要技術(shù)關(guān)鍵是：富油區(qū)的壁面冷卻不能應(yīng)用氣膜冷卻，氣膜空氣進(jìn)入燃燒室將會(huì)與燃?xì)饣旌闲纬删植炕瘜W(xué)當(dāng)量比區(qū)而導(dǎo)致大量NOx產(chǎn)生，因此必須采用先進(jìn)的冷卻技術(shù)，例如：外部襯套對流冷卻，或是采用不冷卻陶瓷基材料火焰筒等，以此減少NOx的產(chǎn)生（此方面的研究內(nèi)容不在本文的范圍之內(nèi)）。其次,淬熄射流對RQL燃燒技術(shù)至關(guān)重要，快速摻混上游富油區(qū)的產(chǎn)物，盡量減少在摻混區(qū)的停留時(shí)間，以免形成局部恰當(dāng)當(dāng)量比生成大量的NOx；與此同時(shí)有效的混合可以使反應(yīng)更完全，燃燒效率提高[3]。

本文采用P.Anacleto等人建立的模型燃燒室結(jié)構(gòu)并加以修改，在富油區(qū)收縮段加環(huán)帶冷卻射流[4],以模擬由摻混孔進(jìn)入的空氣流。圍繞RQL技術(shù)的關(guān)鍵，對該模型燃燒室的燃燒特性，如燃燒室熱運(yùn)行的氣動(dòng)力學(xué)特征、燃燒室溫度場特征進(jìn)行了多種設(shè)計(jì)和工作條件下的CFD數(shù)值研究。

2 數(shù)學(xué)模型

連續(xù)性方程

動(dòng)量守恒方程可簡化為

能量守恒方程簡化為

式中:H為氣體的總焓；kt為湍流熱傳導(dǎo)系數(shù)。

組分質(zhì)量守恒方程表示為

式中:Yi為組分i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Ji為組分i的擴(kuò)散通量；Si為源項(xiàng)。

3 計(jì)算模型

此模型是在國際現(xiàn)有的RQL模型燃燒室進(jìn)行調(diào)研和研究基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)的。RQL模型燃燒室長度323 mm，直徑124 mm。在富油區(qū)R和淬熄段Q之間設(shè)有氣膜冷卻環(huán)。淬熄段Q周向均勻布置8個(gè)空氣射流淬熄孔進(jìn)行淬熄摻混。貧油區(qū)L的頭部周向均勻布置96個(gè)直徑為1 mm的氣膜冷卻孔。高溫燃?xì)獬隹谕粩U(kuò)段有60個(gè)周向布置的直徑為2 mm的氣膜冷卻孔。燃燒室頭部安裝燃油燒嘴，燒嘴中心噴油，助燃空氣經(jīng)軸向旋流器噴入燃燒室。RQL模型燃燒室設(shè)計(jì)簡圖和網(wǎng)格劃分分別如圖1所示。

圖1 RQL火焰筒模型設(shè)計(jì)

計(jì)算使用空氣作為氧化劑，燃料使用煤油（主要組分為C12H23），旋流器、射流和摻混氣體均為空氣。燃料和氧化劑的質(zhì)量進(jìn)口邊界條件見表1，固定壁面采用壁面函數(shù)描述，出口邊界采用等梯度條件。

表1 進(jìn)口邊界條件

從頭部進(jìn)入燃燒室的空氣流量分配λ的示意圖如圖2所示。其中，λfilm、λQ和 λcomb分別表示氣膜冷卻、淬熄段和燃燒用空氣量占全部空氣總量的百分比，即空氣流量分配系數(shù)。4種不同模擬工況下的流量分配系數(shù)λ的值見表2。

圖2 空氣流量分配

表2 4種模擬工況下流量分配

由RQL燃燒室的氣動(dòng)特性研究[4]可知，采用中等旋流強(qiáng)度利于RQL燃燒室的燃燒。燃燒室總空氣流量為1 kg/s，主燃區(qū)也就是通過旋流器的空氣量λcomb（如圖2所示）為0.3 kg/s。對于不同的當(dāng)量比（主燃區(qū)實(shí)際油氣比與其化學(xué)恰當(dāng)油氣比之比），邊界條件見表3。

表3 不同當(dāng)量比下的邊界條件

4 結(jié)果分析

4.1 當(dāng)量比的影響

由圖3、4可以看出，在RQL燃燒室內(nèi)部的富燃區(qū)R內(nèi)，火焰呈扇錐形，在中央回旋區(qū)起到穩(wěn)定燃燒作用。在淬熄段Q，由于R區(qū)的富油量很小，所以R區(qū)燃燒剩余的油量進(jìn)入Q區(qū)很少，所以淬熄空氣噴射沒有起到多大的2次燃燒作用，即基本不存在2次燃燒火焰。此時(shí)的淬熄空氣主要起到冷卻R區(qū)高溫燃?xì)庾饔?。在貧燃區(qū)L，圖4的高溫區(qū)長度要比圖3的略長些，這些說明富油量稍有增加會(huì)使貧燃區(qū)L有燃燒延伸作用。而富油量增加不多又導(dǎo)致延伸火焰被向中央軸心處壓縮，沒在淬熄射流處被2次點(diǎn)燃。這也存在R區(qū)環(huán)形冷卻射流與淬熄射流在近壁處匯聚而導(dǎo)致空氣量過大使燃燒被吹熄的原因。此時(shí)的進(jìn)氣效果并不是2次燃燒，而是快速使R區(qū)的富燃向L區(qū)的貧燃轉(zhuǎn)化，只等效于常規(guī)燃燒室的摻混空氣。分析原因主要是R區(qū)的富油量相對于淬熄空氣量小，所以需加大R區(qū)的富油比。

此計(jì)算可知，所謂“淬熄”真正的物理意義并不是“吹熄”，而正好相反，“淬熄”真正的物理意義是R區(qū)的富油在Q區(qū)狹小空間內(nèi)的快速混合2次燃燒，實(shí)現(xiàn)R區(qū)富燃向L區(qū)貧燃的快速轉(zhuǎn)換，極大抑制R區(qū)和L區(qū)的NOx生成。

圖3 工況1下溫場

圖4 工況2下溫場

因此，以后的5個(gè)工況逐漸增大R區(qū)的燃油量，以考察富油燃燒區(qū)對實(shí)現(xiàn)淬熄的可能最小燃油量及其對實(shí)現(xiàn)淬熄的貢獻(xiàn)。5個(gè)工況燃燒溫場的數(shù)值模擬結(jié)果如圖5～9所示。從圖中可見，隨富油區(qū)的油氣比逐漸增大，R區(qū)高溫后移，當(dāng)達(dá)到工況5時(shí)（當(dāng)量比1.4），高溫區(qū)完全從R區(qū)移出，R區(qū)內(nèi)形成穩(wěn)定的富油燃燒，達(dá)到了降低溫度的目標(biāo)。再增大當(dāng)量比，高溫區(qū)的起始位置基本不變，如圖7～9所示。同時(shí)Q區(qū)邊界處油氣混合位置并沒有發(fā)生明顯的2次燃燒現(xiàn)象。其數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明，單純增大富油區(qū)的油氣比不能實(shí)現(xiàn)淬熄效果。淬熄區(qū)與富油區(qū)有內(nèi)在聯(lián)系，加強(qiáng)對淬熄區(qū)的研究顯的尤其重要。如何實(shí)現(xiàn)富油區(qū)富油與淬熄段噴入空氣量的配合；如何實(shí)現(xiàn)局部恰當(dāng)油氣比分布；如何實(shí)現(xiàn)2次燃燒，以便實(shí)現(xiàn)富油燃燒向貧油燃燒的快速轉(zhuǎn)換。這些都是要解決的問題?？梢?，RQL新概念燃燒室對幾何結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和在此基礎(chǔ)上的氣動(dòng)參數(shù)、燃燒參數(shù)的設(shè)計(jì)要求是嚴(yán)格和苛刻的。

圖5 工況3下溫場

圖6 工況4下溫場

圖7 工況5下溫場

圖8 工況6下溫場

圖9 工況7下溫場

為了確定合理的富油量和下一步研究Q區(qū)的淬熄提供計(jì)算基礎(chǔ)，對RQL燃燒室的出口進(jìn)行了燃燒特性分析，即選擇出口溫度場分布均勻性結(jié)合出口溫度峰值進(jìn)行分析。圖10為出口溫度，中心溫度高，壁面溫度低。燃燒室出口溫度分布的品質(zhì)直接影響渦輪導(dǎo)葉的壽命，一般用熱點(diǎn)即溫度分布系數(shù)作為衡量標(biāo)準(zhǔn)。出口溫場分布系數(shù)是燃燒室出口溫度分布中任意1點(diǎn)溫度的最大值Tt4max超出平均的量與溫升之比，計(jì)算公式為

對于相同的進(jìn)口溫度，工況1～7的出口最高溫度、平均溫度和出口溫度分布系數(shù)見表4。

圖10 工況1下出口溫場

表4 不同工況下的溫度分布系數(shù)

由表4中的計(jì)算結(jié)果可以看出，隨當(dāng)量比的逐漸增大，出口平均溫度和出口最高溫度Tt3max均逐漸升高，而出口溫度分布系數(shù)δh稍減小，基本在0.25以下，常規(guī)燃燒室出口溫度分布系數(shù)在0.25～0.35范圍內(nèi)，越小越好，可見RQL燃燒室的出口溫度分布系數(shù)可以達(dá)到要求。從表4中的出口峰值溫度可知，工況6、7下出口最高溫度高于1900 K，這高于渦輪葉片承受的溫度，且較高的溫度更易促使NOx生成。工況5，即油氣當(dāng)量比為1.4下，出口平均溫度為1626 K，出口峰值溫度1868 K，能夠滿足出口的要求。假定油氣當(dāng)量比為1.4是富油的最大允許值，并依該當(dāng)量比作為研究淬熄過程的油氣當(dāng)量比。

4.2 流量分配所產(chǎn)生的影響

由氣動(dòng)力學(xué)分析可知，當(dāng)燃油量確定后，選定的Q區(qū)淬熄空氣量對上游R區(qū)燃燒影響很小，可以忽略不計(jì)。所以當(dāng)選定R區(qū)富油的燃油量以后，用增加淬熄空氣射流流量的方法來研究合理的淬熄空氣量。而對于航空燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室而言，淬熄空氣量又與空氣流量分配相關(guān)。所以選擇不同的流量分配作為淬熄空氣量研究的參數(shù)。流量分配主要包括：富油區(qū)R的助燃空氣；富油區(qū)R的環(huán)形冷卻空氣量；淬熄區(qū)Q的淬熄空氣量占燃燒室入口總空氣量的份額。

下面在當(dāng)量比1.4下，針對不同的流量分配系數(shù)對溫場的影響進(jìn)行CFD數(shù)值模擬。計(jì)算條件見表5，工況3、4的溫度場如圖11、12所示。計(jì)算結(jié)果表明，淬熄空氣流量的增大對富油區(qū)的溫度分布沒有影響，驗(yàn)證了增大淬熄空氣射流流量對富油區(qū)影響很小的結(jié)論。

由于環(huán)形冷卻射流的作用，增大淬熄空氣流對淬熄區(qū)Q的淬熄射流深度的增加沒起到明顯作用。但下游貧燃區(qū)L的溫場分布變化較為明顯：淬熄射流的流量越大，貧燃區(qū)L的高溫區(qū)縮短。這預(yù)示Q區(qū)的冷卻環(huán)形射流有較強(qiáng)的冷卻作用，該斜向射流與淬熄射流在出口下游匯聚，減小了淬熄射流的垂直射流深度，對核心處局部的油氣比改變很小，也沒有明顯導(dǎo)致局部吹熄的2次淬熄的燃燒火焰產(chǎn)生。從而淬熄空氣射流和環(huán)形冷卻射流主要起對流冷卻作用而不是淬熄作用。

表5 當(dāng)量比1.4條件下的不同流量分配

圖11 工況3溫場

圖12 工況4溫場

圖12示出了溫場中高溫燃?xì)饩植炕亓鲄^(qū)（箭頭所示）。當(dāng)淬熄空氣流量增大到60%時(shí)，高溫區(qū)集中在淬熄區(qū)，面積很小，計(jì)算結(jié)果在淬熄空氣射流后局部位置有高溫燃?xì)獾幕亓鞔嬖?。這對淬熄空氣與富油區(qū)的燃余燃油的燃燒和穩(wěn)定將起到積極作用。

圖13為4種工況下主軸線上溫度變化規(guī)律。從工況1到4，Q區(qū)和L區(qū)溫度變化很大。工況1，射流流量為45%，最高溫產(chǎn)生在L區(qū)，中軸線上的溫度降低幅度很小，此時(shí)Q區(qū)完全失去其從富油燃燒向貧油燃燒快速過渡的作用，淬熄射流等效于常規(guī)燃燒室主燃孔的高速助燃空氣，在下游L區(qū)形成主燃區(qū)，圖13同時(shí)可以印證，Q區(qū)、L區(qū)失效。隨著當(dāng)量比加大，最高溫點(diǎn)向上游移動(dòng)，且溫降的速度加快；當(dāng)淬熄流量達(dá)到60%（工況4），高溫點(diǎn)移到淬熄孔中心附近，Q區(qū)過渡作用生效，但效果并不明顯。

圖13 主軸上溫度變化規(guī)律（1,2,3,4代表4種工況）

表6給出了4種工況下的出口平均溫度、出口最高溫度和出口分布系數(shù)。4種工況下的出口平均溫度變化微弱，出口最高溫度迅速降低和出口溫度分布系數(shù)迅速減小?？梢娸^高的淬熄射流強(qiáng)度也主要起到對流混合冷卻的作用，但淬熄效果并不明顯。

表6 當(dāng)量比1.4進(jìn)氣條件下不同流量分配

研究結(jié)果表明：在R區(qū)的一定條件下，Q區(qū)的淬熄能否出現(xiàn)2次燃燒射流不僅與淬熄射流的流量分配有關(guān)，還與環(huán)形冷卻射流的影響有關(guān)。環(huán)形冷卻射流的存在與淬熄射流匯聚，影響了淬熄射流出口處燃油與助燃空氣的局部化學(xué)當(dāng)量比，不利于淬熄2次射流2次燃燒反應(yīng)的產(chǎn)生，即同樣沒起到真正意義的淬熄作用。在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步深入研究淬熄的產(chǎn)生是必要的。

4.3 淬熄技術(shù)的改進(jìn)

由上述分析可知，在R區(qū)存在環(huán)形冷卻射流條件下，增大淬熄空氣流量并沒有有效增加淬熄深度并產(chǎn)生淬熄現(xiàn)象。由于在機(jī)匣幾何尺寸一定條件下，在增加淬熄空氣流量分配的同時(shí)也加大了R區(qū)環(huán)帶冷卻射流的流量分配，改變了淬熄射流的局部油氣比，使淬熄變成了吹熄。而快速有效的淬熄是RQL燃燒室的技術(shù)關(guān)鍵，所以對淬熄技術(shù)的改進(jìn)研究集中在修改淬熄段Q。在前面研究的基礎(chǔ)上，將R區(qū)環(huán)形冷卻射流除去，并將淬熄射流孔增多到12個(gè)，使其總的淬熄射流面積不變，應(yīng)當(dāng)是集中研究淬熄技術(shù)的一個(gè)選擇，R區(qū)壁面冷卻可從采用提高內(nèi)壁的抗高溫材料性能（如采用陶瓷內(nèi)襯材料等)方面考慮，不在本文研究范圍內(nèi)。

計(jì)算條件：當(dāng)量比為1.4，R區(qū)空氣量30%，Q區(qū)射流空氣量50%，L區(qū)的總冷卻空氣量20%。用CFD方法對RQL燃燒室內(nèi)的燃燒狀態(tài)進(jìn)行數(shù)值模擬。

圖14 無環(huán)流射流溫場

計(jì)算結(jié)果如圖14所示。與圖11比較可知，高溫區(qū)前移，在淬熄空氣氣流射入的一定位置產(chǎn)生了局部二次燃燒火焰，在此后的燃燒由富燃（Q區(qū)）向貧燃燃燒（L區(qū)）的轉(zhuǎn)化。如果再加大淬熄空氣量，淬熄深度變大，2次燃燒火焰應(yīng)當(dāng)更明顯。淬熄區(qū)需要快速有效的摻混實(shí)現(xiàn)由富燃燃燒（Q區(qū)）向貧燃燃燒（L區(qū)）的快速轉(zhuǎn)換。但根據(jù)國外的研究報(bào)道[9]，過深的淬熄深度會(huì)造成火焰分離，使其無法達(dá)到快速有效的混合。國外的實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果報(bào)道[9]，射流摻混效果最好時(shí)，最大的射流深度以距離壁面3/5 r（r為淬熄區(qū)半徑）的位置最佳。此工況下的出口平均溫度為1625 K，出口最高溫度為1763 K，出口溫度分布系數(shù)為0.146，較有環(huán)流射流下的工況b而言，出口最高溫度降低與出口溫度分布系數(shù)減小，因而無環(huán)行射流的方案具有較高的出口溫度分布質(zhì)量。

圖15 無射流縱截面溫場

圖15左、右分別為有和沒有R區(qū)冷卻環(huán)時(shí)淬熄效應(yīng)橫截面溫場計(jì)算結(jié)果。如圖15左所示，無環(huán)帶的12個(gè)淬熄空氣射流位置明顯發(fā)生了2次燃燒反應(yīng)，與淬熄縱截面核心的貧燃燃燒高溫區(qū)火焰連接一體，這表明在淬熄位置后的2次燃燒已向貧燃燃燒L轉(zhuǎn)換。而圖15右有環(huán)帶射流的淬熄縱截面有一環(huán)帶的火焰區(qū)，中心仍是低溫區(qū)，表明有環(huán)帶射流的淬熄結(jié)果是R區(qū)火焰的被冷卻和壓縮，沒有轉(zhuǎn)化成2次貧燃燃燒火焰，即沒有發(fā)生真正意義的淬熄效應(yīng)而實(shí)現(xiàn)Q區(qū)富燃向L區(qū)的貧燃轉(zhuǎn)換。與此同時(shí)，有環(huán)帶射流的工況下環(huán)形射流形成了貼壁冷卻環(huán)，而無環(huán)帶射流時(shí)的2次火焰靠近壁面，將考驗(yàn)壁面的高溫承受能力，此時(shí)Q區(qū)壁面需要抗高溫復(fù)合材料。

5 結(jié)論

本文通過CFD方法，對RQL模型燃燒室不同當(dāng)量比、不同流量分配以及改型的模型燃燒室進(jìn)行數(shù)值模擬。通過數(shù)值模擬分析，可以得到如下結(jié)論。

（1）當(dāng)模型燃燒室富油區(qū)的當(dāng)量比為1及稍大于1時(shí)，富油區(qū)R形成穩(wěn)定的高溫燃燒區(qū)，淬熄射流只起到了冷卻作用；增大當(dāng)量比，高溫區(qū)向下游移動(dòng)，當(dāng)量比達(dá)到1.4時(shí)，R區(qū)形成溫度的富油燃燒，再增大當(dāng)量比對R區(qū)無影響；增大當(dāng)量比對Q區(qū)淬熄效果影響不大。

（2）燃燒室出口最高溫度及平均溫度隨當(dāng)量比增加而升高，而出口溫度分布系數(shù)隨當(dāng)量比的增加而降低，即高溫升帶來高出口溫度品質(zhì)。

（3）當(dāng)量比1.4時(shí)，調(diào)整流量分配，增大射流流量能夠改善Q區(qū)從富油燃燒到貧油燃燒的過渡作用，提高出口溫度品質(zhì)；由于環(huán)形射流沖擊效果，增加射流流量沒有增加淬熄深度，淬熄效果不明顯。

（4）修改燃燒室模型，去掉環(huán)帶冷卻射流，可以有效增強(qiáng)射流深度，改善淬熄效果，降低L區(qū)的燃燒溫度，提高出口溫度品質(zhì)。

（5）環(huán)帶射流對R區(qū)和L區(qū)均有冷卻效果，去掉環(huán)帶射流壁面溫度將增加。

[1]Scott Samuelsen.The Gas Turbine Handbook[M].U.S.Departmentof Energy,Office of Fossil Energy,National Energy Technology Laboratory,2006.

[2]TalpallikarM V,SmithC E,etc.CFD Analysis of Jet Mixing in Low NOx Flametube Combustors[J].Journal ofEng-ineering for Gas Turbines and Power,1992,114:416-424.

[3]DemayoT N,Leong MY,SamuelsenG S.Assessing Jet-Induced Spatial Mixing in a Rich,Reacting Crossflow[R].NASA/CR-2004-2128862004.

[4]P Anacleto,HeitorM V,MoreiraA L N.The mean and turbulent flowfields in a model RQL gas-turbine combustor[J].Experiments in Fluids,1996,22:153-164.

[5]王少林，王力軍.RQL新概念燃燒室氣動(dòng)特性的數(shù)值研究[J].沈陽航空工業(yè)學(xué)院學(xué)報(bào).2009,26(5)：22-26.

[6]Hsu KY,CarterFuel C.Distribution about a Cavity Flameholder in Surpersonic Flow[R].AIAA-2000-358.3.

[7]GruberM R,BaurleR A.Fundamental Studies of Cavity-Based Flameholder Concepts for Supersonic Combustors[R].AIAA-99-2248.

[8]Kyung Moo Kim,Seung Wook Baek.Numerical studyon supersonic Combust ion with cavity-based fuel injection.International Journal of Heat and Mass Transfer[J].2004,47:271-286.

[9]Aryoso Nirmolo.M.Sc.Optimization of Radial Jets Mixing in Cross-flow of Combustion Chambers using Computational Fluid Dynamics[D].Ottovon-Guericke-University,2006.

[10]林宇震，許全宏，劉高恩.燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室 [M].北京：國防工業(yè)出版社，2008.