葉擁擁，蘭 健，呂 田，顧根香，劉佳偉

(1. 海軍駐中國船舶重工集團公司第七一一研究所軍事代表處，上海 201108 2. 上海熱氣機工程技術(shù)研究中心，上海 201203)

斯特林發(fā)動機燃燒室氧-柴油無焰燃燒的數(shù)值研究

葉擁擁1，蘭 健2，呂 田2，顧根香2，劉佳偉2

(1. 海軍駐中國船舶重工集團公司第七一一研究所軍事代表處，上海 201108 2. 上海熱氣機工程技術(shù)研究中心，上海 201203)

對斯特林發(fā)動機燃燒室氧-柴油無焰燃燒進行數(shù)值模擬。研究表明：氧-柴油無焰燃燒相比于傳統(tǒng)氧-燃料燃燒需要卷吸更多的煙氣來對純氧進行稀釋。直流燃燒室和旋流燃燒室內(nèi)實現(xiàn)無焰燃燒的引射比分別為 32 和11.5，旋流燃燒室有助于無焰燃燒的實現(xiàn)。氧-柴油無焰燃燒的火焰峰值溫度比傳統(tǒng)燃燒模式低 600 K 左右，火焰峰值溫度大幅下降。氧-燃料模式下燃燒室溫度變化在 20% 以上，而氧-柴油無焰燃燒模式下溫度變化小于 15%，燃燒室溫度均勻性顯著提高。

斯特林發(fā)動機；氧-燃料燃燒；數(shù)值模擬

0 引 言

無焰燃燒是一種新的燃燒模式，自提出以來就被廣泛關(guān)注。燃燒室內(nèi)實現(xiàn)該燃燒時沒有局部火焰存在，所以又稱該燃燒模式為無焰氧化（Flameless Oxidation, FLOX）[1]。無焰燃燒也被稱為MILD燃燒（Moderate & intense low oxygen dilution combustion），即中度與強化的低氧稀釋燃燒[2]。早期無焰燃燒的實現(xiàn)需要將空氣被預(yù)熱到 1 000 ℃ 以上，因此有學(xué)者稱其為高溫空氣燃燒（High Temperature Air Combustion，HiTAC）[3]。無焰燃燒模式相對于傳統(tǒng)燃燒模式具有許多優(yōu)勢，如燃燒溫度分布均勻、排放更低、輻射換熱增強和燃燒噪音極低等[4]。由于無焰燃燒具有良好的應(yīng)用前景，該技術(shù)逐漸應(yīng)用在工業(yè)加熱爐、燃氣輪機燃燒室、航空發(fā)動機燃燒室和燃煤鍋爐等燃燒設(shè)備[5 - 11]。

在某些燃燒過程中，氧化劑可以用純氧來代替空氣，這種燃燒方式稱為氧-燃料燃燒（Oxy-fuel Combustion）。該燃燒方式的優(yōu)美是熱效率更高、提高火焰穩(wěn)定、更好的點火特性和減小尾氣排放體積[12]。斯特林發(fā)動機在特殊的應(yīng)用場合采用液體燃油為燃料，純氧作為氧化劑[13]。采用柴油與純氧直接燃燒，絕熱火焰溫度過高，一般的金屬材料無法承受，因此需要引入燃氣再循環(huán)技術(shù)（Combustion Gases Recirculation，CGR）。CGR 燃燒技術(shù)指利用燃燒室內(nèi)的部分高溫?zé)煔鈱冄踹M行稀釋，形成氧氣濃度與空氣中氧濃度比例接近的混合氣，然后再進行燃燒過程的燃燒方式，該燃燒方式能形成接近于空氣氛圍中燃燒的絕熱火焰溫度[14]。燃氣再循環(huán)技術(shù)雖然實現(xiàn)了對斯特林發(fā)動機氧-燃料燃燒火焰溫度的控制、提高了燃燒效率，但仍然面臨許多問題。如燃燒室溫度分布不均勻，局部過高的火焰溫度使燃燒室可靠性降低，燃燒效率有待進一步提高。通過大量摻混高溫?zé)煔饪梢詫崿F(xiàn)無焰燃燒，這一點與燃氣再循環(huán)技術(shù)對氧-燃料燃燒的控制有共同點。因此，可以將 2 種技術(shù)結(jié)合，實現(xiàn)斯特林發(fā)動機燃燒室氧-柴油無焰燃燒，該燃燒技術(shù)能有效解決斯特林發(fā)動機燃燒室面臨的問題。

目前無焰燃燒的研究，燃料方面主要是氣體和固體燃料，對液體燃料的研究剛剛開始。Kumar 等實現(xiàn)了燃燒器內(nèi)的無焰燃燒，首次通過定量的方式來區(qū)別無焰燃燒模式和傳統(tǒng)燃燒模式。Reddy 等[15-16]通過分級燃燒的方法實現(xiàn)了燃燒室煤油、柴油和汽油的無焰燃燒。Reddy 等[17]將液體燃料無焰燃燒應(yīng)用于燃氣輪機燃燒室。氧化劑方面，大部分的研究都是以空氣作為氧化劑，采用純氧為氧化劑的研究同樣集中在氣體燃料和固體燃料。李鵬飛等[18]研究了氣體燃料的氧燃料mILD 燃燒。華中科技大學(xué)主要研究煤粉的 Flameless oxy-fuel 燃燒。Krishnamurthy 等[19]對工業(yè)燃燒室內(nèi)氧-燃料無焰燃燒進行了數(shù)值模擬和試驗研究。從目前文獻看，尚未報告關(guān)于氧-柴油無焰燃燒這種燃燒方式，而斯特林發(fā)動機燃燒室內(nèi)實現(xiàn)氧-柴油無焰燃燒對斯特林發(fā)動機燃燒室性能提升具有重要意義，其將大幅提高斯特林發(fā)動機燃燒室效率和可靠性。因此，很有必要對斯特林發(fā)動機燃燒室氧-柴油無焰燃燒進行研究。

本文以某型斯特林發(fā)動機燃燒室為研究對象，通過數(shù)值模擬研究斯特林發(fā)動機燃燒氧-柴油無焰燃燒的實現(xiàn)條件和燃燒特性，為今后斯特林發(fā)動機燃燒室氧-柴油無焰燃燒的工程應(yīng)用提供指導(dǎo)。

1 研究內(nèi)容

斯特林發(fā)動機氧-柴油燃燒室結(jié)構(gòu)如圖1 和圖2 所示，分別為直流燃燒室和旋流燃燒室。完整的斯特林發(fā)動機燃燒室包括引射器、旋流器、燃油噴嘴、換熱器、燃燒室殼體、氧氣進氣管和排氣管等結(jié)構(gòu)。直流式燃燒室和旋流式燃燒室的區(qū)別在于在旋流式燃燒室內(nèi)安裝有旋流器。由于燃燒室內(nèi)包含翅片式換熱器，對整個燃燒室進行計算比較復(fù)雜，而且燃燒反應(yīng)在加熱管內(nèi)的區(qū)域進行，因此這里只對燃燒區(qū)進行研究，研究區(qū)域的邊界取氧氣入口，回流煙氣的入口，燃燒區(qū)出口為壓力出口。

對燃燒室進行六面體網(wǎng)格劃分，共 141 萬個網(wǎng)格單元和 110 萬的節(jié)點，如圖3 所示。

圖1 直流式燃燒室Fig. 1 Direct flow combustor

圖2 旋流式燃燒室Fig. 2 Swirl combustor

圖3 計算網(wǎng)格Fig. 3 Computational grid

2 計算模型及邊界條件

2.1 湍流燃燒模型

無焰燃燒數(shù)值模擬中湍流燃燒模型的選擇是個重要的內(nèi)容，不同的研究者對采用不同的湍流燃燒模型進行無焰燃燒的研究。本文采用有限速率/渦耗散（Finte-Rate/Eddy-Dissipation）模型[11,18-19,21]。該模型化學(xué)反應(yīng)速率取渦耗散速率和 Arrhenius 的較小值：

式中：YP為生成物組分的質(zhì)量分數(shù)；YR為反應(yīng)物組分的質(zhì)量分數(shù)；經(jīng)驗常數(shù)a和b約等于 4.0 和 0.5。Arrhenius 反應(yīng)速率作為一種動力學(xué)開關(guān)，起到阻止反應(yīng)在反應(yīng)物進入火焰穩(wěn)定器前發(fā)生。

2.2 邊界條件

湍流模型采用 Realizable k-ε 湍流模型，燃燒模型采用有限速率/渦耗散模型。氣相邊界條件如表1 所示，離散相邊界條件如表2 所示。

表1 氣相邊界條件Tab. 1 Boundary condition of gas phase

表2 離散相邊界條件Tab. 2 Boundary condition of discrete phase

3 結(jié)果與分析

3.1 氧-柴油無焰燃燒的實現(xiàn)

高溫?zé)煔獾木砦渴菬o焰燃燒的重要控制參數(shù)，采用引射比 n 來定義：

數(shù)值模擬中判斷燃燒是否為無焰燃燒模式的方法有多種，本文采用 Kumar S 等[5]對無焰燃燒的定義來衡量燃燒是否為無焰燃燒模式，其定義為燃燒室歸一化的空間溫度變化 T′ 小于 15% 則為無焰燃燒，T′ 通過式（5）來計算：

圖4 為直流燃燒室不同引射比下的溫度分布。從圖4中可看出，火焰高區(qū)主要集中在中心位置，火焰的形態(tài)呈細長型，從燃油噴嘴一直到燃燒室底部。隨著引射比的不斷增加，燃燒時高溫區(qū)的溫度不斷降低。引射比較小時燃燒室的溫度梯度較大，當引射比到 32 時，整個燃燒室燃燒區(qū)域和未燃區(qū)的邊界變得很模糊。

圖4 直流燃燒室不同引射比的溫度場分布Fig. 4 Temperature field distribution of direct flow combustor of different ejection ratio

圖5 為不同引射比下燃燒室最高溫度和根據(jù)式（5）計算得到的溫度變化。引射比由 3.7 到 32，燃燒室最高溫度從 2 472 K 降低到 1 853 K，火焰峰值溫度明顯的降低。溫度變化隨著引射比的增加不斷減小，在引射比為 3.7 時溫度變化 28.8%，而當引射比增加到 32時引射比為 13.1%，溫度變化 T′ 才小于 15%，此時的氧-柴油燃燒模式為無焰燃燒。

圖6 為旋流式燃燒室不同引射比的溫度分布。相比于圖4 直流燃燒室，旋流燃燒室的火焰長度明顯縮短，火焰寬度變大。引射比為 3.7 時，燃燒區(qū)域的溫度較高，溫度梯度較大。隨著引射比的增加，高溫區(qū)的范圍逐漸減小，引射比到 11.5 時，整個燃燒區(qū)和未燃區(qū)的分界就開始變得模糊，呈體積燃燒的狀態(tài)。

圖7 為不同引射比下旋流燃燒室最高溫度和根據(jù)式（5）計算得到的溫度變化。引射比為 3.7 時，最高溫度達 2 634 K，隨著引射比的增加，引射比達 9 時，最高溫度就低于 2 000 K。溫度變化隨著引射比的增加逐漸減小。引射比為 11.5 時燃燒室溫度變化 T′ 為11.4%，這時旋流燃燒室的燃燒模式為無焰燃燒。

3.2 傳統(tǒng)燃燒模式與無焰燃燒模式的燃燒特性比較

在上述研究的基礎(chǔ)上，選擇傳統(tǒng)燃燒模式 Case1-1，Case2-1 和無焰燃燒模式Case1-6，Case2-4 進行比較，分析斯特林發(fā)動機燃燒室 2 種燃燒模式下的特性。

圖8 為傳統(tǒng)燃燒和無焰燃燒模式下燃燒室不同截面溫度分布。圖8 中噴嘴坐標為（0，318mm，0），截面位置分別為 Y=201mm，227mm，253mm和279mm。圖8（a）和圖8（b）分別為直流燃燒室傳統(tǒng)燃燒模式和無焰燃燒模式。直流燃燒室傳統(tǒng)燃燒模式中 Y=201mm截面的最高溫度為 2 442 K，溫度波變化為 19.4%，而 CASE1-6 氧-柴油無焰燃燒 Y=201mm截面最高溫度為 1 665 K，溫度變化為 6%。圖8（c）和圖8（d）分別為旋流燃燒室氧-柴油傳統(tǒng)燃燒模式和無焰燃燒模式的不同截面溫度分布。旋流燃燒室傳統(tǒng)氧-柴油燃燒模式中 Y=279mm處最高溫度為 2 461 K，溫度變化率為 27%，而 CASE2-4 氧-柴油無焰燃燒模式中最高溫度為 1 484 K，溫度波動為 6.8%。由此可知，氧-柴油無焰燃燒模式下，各個截面的最高溫度明顯降低，溫度均勻性較傳統(tǒng)燃燒模式大幅提高，這對燃燒室均勻性要求嚴格的斯特林發(fā)動機來說極其有利。

圖5 不同引射比的最高溫度和溫度變化Fig. 5 Peak temperature and temperature variation of different ejection ratio

圖6 旋流式燃燒室不同引射比的溫度場分布Fig. 6 Temperature field distribution of swirl combustor of different ejection ratio

圖7 不同引射比的最高溫度和溫度變化Fig. 7 Peak temperature and temperature variation of different ejection ratio

圖8 傳統(tǒng)/無焰燃燒模式下Fig. 8 Temperature distribution of different section of conventional and flameless combustion

圖9 為燃燒室內(nèi)傳統(tǒng)燃燒模式和無焰燃燒模式的氧氣質(zhì)量分數(shù)分布。圖9（a）為直流燃燒室引射比在3.7 條件下的氧氣質(zhì)量分數(shù)，該條件下為傳統(tǒng)燃燒模式。引射器出口氧濃度約為 26%，燃燒室大部分的質(zhì)量分數(shù)在 10% 以上，在中心位置氧濃度 4% 以下；圖9（b）為直流燃燒室無焰燃燒模式下的氧濃度質(zhì)量分數(shù)，該條件下引射比為 32，引射器出口的氧質(zhì)量分數(shù) 10% 左右，整個燃燒室的氧濃度都小于 10%，氧濃度分布相比于傳統(tǒng)燃燒模式更加均勻。比較圖9（a）和圖9（c）可以發(fā)現(xiàn)相同引射比下，旋流燃燒室內(nèi)氧質(zhì)量分數(shù)低于直流燃燒室，這是由于相同引射比下，安裝旋流器后使得燃燒區(qū)內(nèi)產(chǎn)生回流，高溫?zé)煔膺M一步摻混，降低氧氣的質(zhì)量分數(shù)。比較圖9（b）直流燃燒室和圖9（d）旋流燃燒室無焰燃燒模式下的氧質(zhì)量分數(shù)，兩者燃燒室內(nèi)的氧質(zhì)量分數(shù)都很在 10% 以下，比常規(guī)低得多。直流的引射比的引射比為旋流的將近3 倍，說明旋流燃燒室內(nèi)部煙氣回流摻混效果明顯。設(shè)計引射比達 32 的引射器相當困難，由此可見斯特林發(fā)動機液氧柴-油無焰燃燒的實現(xiàn)除了需要采用以引射器引射高溫?zé)煔馀c純氧混合外，還需要合理組織燃燒室內(nèi)的煙氣回流，進一步稀釋氧氣濃度，以滿足氧-柴油無焰燃燒的條件。

圖9 傳統(tǒng)/無焰燃燒模式下氧氣濃度質(zhì)量分布Fig. 9 Distribution of oxygen concentration of conventional and flameless combustion

4 結(jié) 語

1）斯特林發(fā)動機燃燒室傳統(tǒng) Oxy-fuel 燃燒模式中，引射比約為 5.7，燃燒室溫度的變化大于 20%，燃燒室均勻性較差。而氧-柴油無焰燃燒的實現(xiàn)需要卷吸更大量的煙氣來對純氧進行摻混稀釋，直流燃燒室僅利用引射器來卷吸煙氣時，無焰燃燒的實現(xiàn)要求引射比達 32，而安裝有旋流器的旋流燃燒室引射比只要11.5 就能實現(xiàn)氧-柴油的無焰燃燒。氧-柴油無焰燃燒相比與傳統(tǒng)燃燒模式對引射器的性能和燃燒室內(nèi)氣流的組織提出了更高的要求。

2）相比于傳統(tǒng)氧燃燒模式，實現(xiàn)氧-柴油無焰燃燒后，燃燒室火焰峰值溫度下降達 600 K，溫度變化小于 15%。燃燒室內(nèi)同一截面無焰燃燒模式下的最高溫度和溫度變化都遠低于傳統(tǒng)燃燒模式，燃燒室溫度均勻性得到大幅提高。傳統(tǒng)的氧-柴油燃燒氧氣的質(zhì)量分數(shù)在 20% 左右，而無焰燃燒模式下燃燒室內(nèi)氧氣質(zhì)量分數(shù)小于 10%。

[1]WüNNING J A, WüNNING J G. Flameless oxidation to reduce thermal no-formation[J]. Progress in Energy and Combustion Science, 1997, 23(1): 81-94.

[2]CAVALIERE A, DE JOANNONm.mild combustion[J]. Progress in Energy and Combustion Science, 2004, 30(4): 329-366.

[3]TSUJI H, GUPTAaK, HASEGAWA T, et al. High temperature air combustion[M]. Boca Raton, Fla, USA: CRC Press, 2003.

[4]LI P F,mI J C, DALLYbB, et al. Progress and recent trend inmILD combustion[J]. Science China Technological Sciences, 2011, 54(2): 255-269.

[5]KUMAR S, PAUL P J,mUKUNDA H S. Studies onanew high-intensity low-emission burner[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2002, 29(1): 1131-1137.

[6]MI J C, LI P F, ZHENG C G. Impact of injection conditions on flame characteristics froma parallelmulti-jet burner[J]. Energy, 2011, 36(11): 6583-6595.

[7]TU Y J, LIU H, CHEN S, et al. Effects of furnace chamber shape on themILD combustion of natural gas[J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 76: 64-75.

[8]呂煊. 適用于微小型燃氣輪機富氫燃料的無焰燃燒技術(shù)[D].北京: 中國科學(xué)院研究生院, 2010. LV Xuan. Investigation of flameless combustion technology for hydrogen-rich fuels inmicro gas turbine[D]. Beijing: University of Chinese Academy Sciences, 2010.

[9]KRUSE S, KERSCHGENS B, BERGER L, et al. Experimental and numerical study ofmILD combustion for gas turbine applications[J]. Applied Energy, 2015, 148: 456-465.

[10]謝超. HiTAC在主燃燒室中應(yīng)用的基礎(chǔ)研究[D]. 沈陽: 沈陽航空工業(yè)學(xué)院, 2009. XIE Chao. The foudamental research of HiTAC apply inmain combustion chamber[D]. Shenyang: Shenyang Institute of Aeronautical Engineering, 2009.

[4]PARK S, KImJ, LEE W, et al.astudy on the fuzzy controller for an unmanned surface vessel designed for sea probes[C]//Proceedings of the International Conference on Control, Automation and Systems. Gyeonggi-Do, Korea: KINTEX, 2005: 1-4.

[5]CACCIAm, BONO R, BRUZZONE G, et al. Design and exploitation of an autonomous surface vessel for the study of seaair interactions[C]//Proceedings of the 2005 IEEE International Conference on Robotics and Automation. Barcelona, Spain: IEEE, 2005: 3582-3587.

[6]吳限, 高雙, 朱齊丹, 等. 船舶航向控制系統(tǒng)的反步滑模設(shè)計[J]. 控制工程, 2009, 5(S): 51-55, 79. WU Xian, GAO Shuang, ZHU Qi-dan, et al. Design of ship course control systembased on backstepping slidingmode[J]. Control Engineering of China, 2009, 5(S): 51-55, 79.

[7]廖煜雷, 莊佳園, 龐永杰, 等. 單噴泵無人滑行艇航向的反步自適應(yīng)滑?？刂芠J]. 智能系統(tǒng)學(xué)報, 2012, 7(3): 246-250. LIAO Yu-lei, ZHUANG Jia-yuan, PANG Yong-jie, et al.Backstepping adaptive slidingmode control for an unmanned planning craft course systemwith single waterjet[J]. CAAI Transactions on Intelligent Systems, 2012, 7(3): 246-250.

[8]林劍峰, 馬善偉. 水面高速無人艇自主控制系統(tǒng)研究分析[J].船舶與海洋工程, 2014(4): 57-60. LIN Jian-feng,mA Shan-wei. Self-control systemof Unmanned Surface high speed boats[J]. Naval Architecture and ocean Engineering, 2014(4): 57-60.

[9]趙蕊, 余琨, 鄭文成, 等. 無人水下航行器分布式運動控制系統(tǒng)設(shè)計與仿真驗證[J]. 中國艦船研究, 2014, 9(6): 92-99. ZHAO Rui, YU Kun, ZHENG Wen-cheng, et al. Design and simulation of the distributedmotion control systemfor unmanned underwater vehicles[J]. Chinese Journal of Ship Research, 2014, 9(6): 92-99.

[10]黃俊峰, 徐竟青, 李一平. 水下機器人實驗平臺軟件系統(tǒng)[J].計算機工程, 2003, 29(22): 175-177. HUANG Jun-feng, XU Jing-qing, LI Yi-ping. Software systemof experiment platformfor underwater robot[J]. Computer Engineering, 2003, 29(22): 175-177.

Numerical study on flameless oxy-diesel combustion in stirling engine combustor

YE Yong-yong1, LAN Jian2, LV Tian2, GU Gen-xiang2, LIU Jia-wei2
(1. Naval Deputy Office of Shanghaimarine Diesel Engine Research Institute, Shanghai 201108, China; 2. Shanghai Stirling Engine Research Centre, Shanghai 201203, China)

The Stirling engine combustor with Flameless Oxy-diesel combustion was numerically simulated. The results show that Flameless oxy-diesel combustion compared to conventional Oxy-fuel combustion needsmore flue gas to dilute the pure oxygen. Swirl combustor helps achieve flameless combustionthe ejection ratio of direct flow combustor and swirl combustor is 32 and 11.5, respectively. The peak temperature of Flameless oxy-fuel is decreased significantly, approximately 600 K lower than the the peak temperature of traditional combustionmode. The temperature uniformity of Stirling engine combustor was significantly increased by achieving Flameless combustion, the normalized spatial temperature variation ismore than 20% for Oxy-fuel combustion and less than 15% for Flameless oxy-diesel combustion.

Stirling engine；flameless Oxy-fuel combustion；numerical simulation

U664.1

：A

1672 - 7619(2016)10 - 0084 - 05

10.3404/j.issn.1672-7619.2016.010.016

2016 - 07 - 12；

2016 - 08 - 01

上海市青年科技啟明星計劃(B類)資助項目(16QB1402600)

葉擁擁(1968 - )，男，高級工程師，從事船舶特種動力裝置性能研究。