張 亮, 靳朝陽(yáng), 姚 飛, 葛 冰

(1．中國(guó)船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院,上海 200011;2．上海交通大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院,上海 200240)

燃料軸向分級(jí)燃燒技術(shù)[1]是將燃燒室分為兩級(jí)進(jìn)行燃燒,在低負(fù)載的情況下沒(méi)有燃料進(jìn)入第二級(jí),因此第二級(jí)燃燒室內(nèi)沒(méi)有火焰;到達(dá)一定的負(fù)載后,向二級(jí)燃燒室注入燃料和第一燃燒室的熱產(chǎn)物,將其混合并點(diǎn)燃,從而降低NOx的生成量。D?bbeling等[2-4]在H級(jí)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室中采用了C級(jí)再燃噴嘴,在高負(fù)荷狀態(tài)下將其開(kāi)啟可以提高燃燒的穩(wěn)定性。Thomas等[5-7]在7/9HA機(jī)組燃燒室過(guò)渡段增設(shè)了軸向二次燃燒噴嘴,用以提高機(jī)組性能。Janus等[8]在GT36機(jī)組中采用了軸向分級(jí)再燃技術(shù),保證了寬負(fù)荷條件下燃燒室的高效、低污染運(yùn)行。此外,L30A燃?xì)廨啓C(jī)也采用了軸向燃料分級(jí)再燃噴嘴技術(shù),實(shí)現(xiàn)了高燃料適應(yīng)性條件下的低污染穩(wěn)定燃燒。

燃料軸向分級(jí)燃燒室的兩級(jí)燃燒方式均為貧燃預(yù)混燃燒,二級(jí)燃燒通常是采用橫向射流(JICF)的形式。橫向射流由于其較高的適用性,受到廣泛關(guān)注[9-11]。針對(duì)橫向射流的研究大多集中在非預(yù)混系統(tǒng)上,其中射流為純?nèi)剂匣蚣冄趸瘎12-14],而針對(duì)射流為燃料空氣預(yù)混氣體的研究還相對(duì)較少。Han等[14]研究了與法向呈不同角度的橫向甲烷射流,發(fā)現(xiàn)隨著注入角向下游方向(45°)增大,火焰邊緣的長(zhǎng)度增加,表明注入角增大,在反應(yīng)前可進(jìn)行更多的燃料與空氣的預(yù)混。賈玉良等[15]運(yùn)用冷態(tài)粒子圖像測(cè)速和火焰自發(fā)光CH基拍攝等試驗(yàn)方法,研究了動(dòng)量通量比對(duì)橫流與射流摻混、射流火焰以及污染物排放的影響。Wagner[16]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究預(yù)混反應(yīng)橫向射流的流場(chǎng)和火焰穩(wěn)定性,發(fā)現(xiàn)在反應(yīng)JICF的情況下火焰有2個(gè)單獨(dú)的穩(wěn)定點(diǎn),分別在射流中心線的兩側(cè)。Goh等[17]對(duì)軸向分級(jí)燃燒室進(jìn)行建模,研究了給定燃燒溫度和停留時(shí)間下的最小NOx排放量理論值。與傳統(tǒng)預(yù)混結(jié)構(gòu)相比,分級(jí)燃燒可顯著降低最小NOx排放量水平,同時(shí)顯著增強(qiáng)部分負(fù)荷下的CO性能。Winkler等[18]通過(guò)數(shù)值模擬和常壓實(shí)驗(yàn)的方法對(duì)二級(jí)燃料的不同注入方式進(jìn)行了研究。Tautschnig等[19]研究了天然氣射流的自燃,采用RANS中的Realizablek-ε模擬獲得流場(chǎng)、混合物和溫度場(chǎng)。Prathap等[20]研究了噴嘴幾何形狀、射流當(dāng)量比和動(dòng)量通量比對(duì)橫流中注入的預(yù)混合乙烯-空氣射流火焰的影響。

為了研究不同角度的射流噴嘴對(duì)軸向分級(jí)燃燒室產(chǎn)生的影響,對(duì)軸向分級(jí)燃燒室進(jìn)行建模,設(shè)置二次射流噴嘴角度分別為45°、90°和135°,再進(jìn)行網(wǎng)格劃分。為了簡(jiǎn)化計(jì)算模型,保證一級(jí)和二級(jí)燃燒室預(yù)混燃燒,假設(shè)頭部旋流器進(jìn)口和二次噴嘴進(jìn)口的空氣和燃料已經(jīng)完全混合均勻。通過(guò)數(shù)值模擬,研究軸向分級(jí)燃燒室在不同射流角度下的流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、射流火焰結(jié)構(gòu)、排放特性等。

1 研究對(duì)象

燃料軸向分級(jí)燃燒實(shí)驗(yàn)臺(tái)架如圖1所示。為便于觀察和拍攝火焰形態(tài),在一級(jí)燃燒區(qū)和二級(jí)燃燒區(qū)的側(cè)面開(kāi)設(shè)了可視化窗口。為了保證進(jìn)入二級(jí)燃燒室的燃料與空氣充分混合,在射流噴嘴之前安裝了燃料空氣預(yù)混器。燃燒室頭部采用6葉片,安裝角為45°的簡(jiǎn)單直葉片式軸向旋流器可實(shí)現(xiàn)一級(jí)燃燒區(qū)的預(yù)混燃燒,旋流器的環(huán)形空氣通道內(nèi)徑為34 mm,外徑為48 mm。

(a) 軸向分級(jí)燃燒室

燃料軸向分級(jí)燃燒實(shí)驗(yàn)段如圖1所示。模型燃燒室旋流器出口到燃燒室出口總長(zhǎng)為960 mm,燃燒室流通截面尺寸為96 mm×288 mm,在二級(jí)燃燒區(qū)安裝有3個(gè)入射角度為45°的二次射流噴嘴,噴嘴內(nèi)徑為12 mm。

2 研究方法

2.1 計(jì)算方法

在圓柱和平板射流的研究中,采用Realizablek-ε模型能獲得更精確的耗散率,針對(duì)具有強(qiáng)逆壓梯度的旋轉(zhuǎn)流動(dòng)邊界層、流動(dòng)分離以及二次流,Realizablek-ε模型的計(jì)算效果均較好。因此,湍流模型選用Realizablek-ε湍流模型;壁面函數(shù)選用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù);微分方程離散采用SIMPLEC方法進(jìn)行速度與壓力耦合的求解,采用二階迎風(fēng)系數(shù)離散格式進(jìn)行隱式分離的求解;燃燒模型為有限速率/渦耗散概念模型,以甲烷為燃料進(jìn)行模擬,采用簡(jiǎn)化的甲烷兩步燃燒反應(yīng)機(jī)理,排放NOx模型為熱力型;入口采用質(zhì)量流量入口邊界條件,出口采用壓力出口邊界條件。

2.2 網(wǎng)格劃分

通過(guò)UG軟件繪制燃燒室的三維模型,使用ICEM軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分,為提高計(jì)算精度,旋流器和燃燒室全部采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分,如圖2所示。同時(shí),對(duì)旋流器出口和射流中心附近的網(wǎng)格進(jìn)行適當(dāng)?shù)募用芴幚怼?/p>

(a) 燃燒室網(wǎng)格

2.3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

在不同網(wǎng)格數(shù)(365萬(wàn)、628萬(wàn)和910萬(wàn))下對(duì)軸向分級(jí)燃燒室進(jìn)行劃分,并對(duì)比不同網(wǎng)格數(shù)下的軸向速度和溫度。圖3為Y/D=0處ZOX平面的湍動(dòng)能場(chǎng),提取燃燒室出口處Z/D=17和Z/D=19兩條線上的軸向速度和溫度數(shù)據(jù),其沿X/D方向上的變化曲線分別如圖4和圖5所示。

圖3 Y/D=0處ZOX平面的湍動(dòng)能場(chǎng)

(a) 軸向速度

(a) 軸向速度

從圖4和圖5可以看出,在不同網(wǎng)格數(shù)下軸向速度和溫度分布趨勢(shì)一致,且軸向速度精確度的差別很小,而溫度精確度的差別很大。為保證計(jì)算速度,節(jié)約計(jì)算成本,選擇網(wǎng)格數(shù)為628萬(wàn)的網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

3 結(jié)果與分析

針對(duì)3種不同射流噴嘴角度的軸向分級(jí)燃燒室開(kāi)展熱態(tài)數(shù)值模擬,分析了不同二次噴嘴角度下軸向分級(jí)燃燒室的溫度場(chǎng)、流場(chǎng)、湍動(dòng)能分布以及污染物排放特性。在進(jìn)行軸向分級(jí)燃燒室的數(shù)值模擬時(shí),主流當(dāng)量比(Φx=0.65)不變,改變射流當(dāng)量比,對(duì)比不同射流角度下燃燒室性能的差別。不同射流當(dāng)量比下熱態(tài)工況如表1所示。

表1 不同射流當(dāng)量比下熱態(tài)性能實(shí)驗(yàn)工況

在研究軸向分級(jí)燃燒室的熱態(tài)性能時(shí),主要改變射流當(dāng)量比,保證主流當(dāng)量比不變,即一級(jí)燃燒區(qū)的空氣量和燃料量保持不變。因此,主要研究二級(jí)燃燒區(qū)中射流噴嘴前后區(qū)域,重點(diǎn)分析了不同射流角度α下過(guò)二次射流中心的ZOY截面(X/D=0)的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)和湍動(dòng)能分布。圖6為過(guò)二次射流中心的ZOY截面的溫度場(chǎng)。

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圖6 ZOY截面(X/D=0)的溫度場(chǎng)

3.1 速度場(chǎng)

圖7為不同射流角度下軸向分級(jí)燃燒室二級(jí)燃燒區(qū)射流前后區(qū)域的速度場(chǎng)。由圖7可知,隨著射流當(dāng)量比的增大,射流的穿透作用明顯增強(qiáng),這是由于射流空氣速度增大。在二次射流上游區(qū)域,燃燒室內(nèi)的速度場(chǎng)基本相同,頭部燃燒室的速度場(chǎng)主要受頭部入口條件的影響;除二次射流角度為45°外,在90°和135°下二次射流下游均有明顯的回流產(chǎn)生,導(dǎo)致煙氣在燃燒室中的停留時(shí)間增加,污染物排放量升高。

圖7 ZOY截面(X/D=0)的速度場(chǎng)

3.2 停留時(shí)間

為研究不同射流角度對(duì)軸向分級(jí)燃燒室停留時(shí)間的影響,對(duì)燃燒室燃燒區(qū)域進(jìn)行簡(jiǎn)化。圖8為模型燃燒室一級(jí)和二級(jí)燃燒區(qū)劃分的示意圖,曲線是射流噴嘴出口中心流線,虛線是ZOY截面的中心線,2條線的交點(diǎn)為A。為便于計(jì)算一、二級(jí)燃燒區(qū)的停留時(shí)間,定義旋流器出口位置到交點(diǎn)A的距離S1為一級(jí)燃燒區(qū)域,定義交點(diǎn)A到燃燒室出口位置的距離S2為二級(jí)燃燒區(qū)域。

圖8 模型燃燒區(qū)域劃分

停留時(shí)間τ為:

(1)

式中:ρ為燃?xì)饷芏?V為燃燒室體積;qm為燃?xì)赓|(zhì)量流量。

為快速計(jì)算燃燒室的停留時(shí)間,將公式簡(jiǎn)化為:

(2)

τ=τ1+τ2

(3)

(a) 135°

表2 工況5下不同射流角度的燃燒室停留時(shí)間

從表2可以看出,隨著射流角度的減小,一級(jí)燃燒區(qū)的停留時(shí)間增加,二級(jí)燃燒區(qū)停留時(shí)間減少,但總的停留時(shí)間增加。

3.3 溫度場(chǎng)

圖10為不同射流角度下燃料軸向分級(jí)燃燒室二級(jí)燃燒區(qū)射流前后的溫度場(chǎng)。從圖10可以看出,相比45°和90°,在135°的射流上游區(qū)域的燃燒溫度較高,這是因?yàn)樵?35°下射流進(jìn)入燃燒室后先與上游的高溫?zé)煔饣旌先紵?產(chǎn)生大量的熱量,導(dǎo)致溫度升高;隨著射流當(dāng)量比的增大,射流的穿透作用明顯增強(qiáng),這是由于射流空氣速度增大。當(dāng)射流當(dāng)量比增大到一定程度時(shí),射流下游區(qū)域產(chǎn)生高溫,這是因?yàn)槎紊淞鞯南掠斡谢亓鳟a(chǎn)生。

圖10 不同射流角度下ZOY截面(X/D=0)的溫度場(chǎng)

3.4 湍動(dòng)能分布

圖11為不同射流角度下軸向分級(jí)燃燒室二級(jí)燃燒區(qū)射流前后區(qū)域的湍動(dòng)能分布。從圖11可以看出,隨著射流當(dāng)量比的增大,燃燒室中高湍動(dòng)能區(qū)域擴(kuò)大,說(shuō)明射流與主流的相互作用越強(qiáng),摻混效果越好。在相同工況下,對(duì)比不同射流角度下軸向分級(jí)燃燒室的湍動(dòng)能分布。隨著二次射流角度的增大,燃燒室中的高湍動(dòng)能區(qū)域越大,射流與主流的摻混越均勻。

圖11 不同射流角度下ZOY截面(X/D=0)的湍動(dòng)能場(chǎng)

3.5 NOx排放

基于熱態(tài)數(shù)值模擬,對(duì)不同射流角度下軸向分級(jí)燃燒室出口的NOx排放量進(jìn)行對(duì)比,采用基于質(zhì)量平均的NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)進(jìn)行研究,結(jié)果見(jiàn)圖12。

圖12 燃燒室出口的NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)

主流當(dāng)量比保持不變時(shí),隨著射流當(dāng)量比的增加,NOx排放量先略減小后逐漸增大。其中,相比90°,二次射流角度為135°時(shí)NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)始終較高,這是因?yàn)槎紊淞鹘嵌葹?35°時(shí)二次射流逆流向進(jìn)入主流,在燃燒室中的停留時(shí)間長(zhǎng);與90°和135°相比,在45°的二次射流角度下,當(dāng)射流當(dāng)量比較低時(shí),NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高,說(shuō)明在一定的工況下,二次射流角度為45°時(shí)NOx排放特性更低。

4 結(jié) 論

(1) 在二次射流上游區(qū)域,燃燒室內(nèi)的速度場(chǎng)基本相同,頭部燃燒室的速度場(chǎng)主要受頭部入口條件的影響;隨著射流當(dāng)量比的增大,射流的穿透能力明顯增強(qiáng),這是由于射流空氣速度增大。除45°外,二次射流角度為90°和135°時(shí)二次射流下游均有明顯的回流產(chǎn)生,煙氣在燃燒室中的停留時(shí)間增加,污染物排放量升高。

(2) 隨著二次射流角度的減小,一級(jí)燃燒區(qū)的停留時(shí)間增加,二級(jí)燃燒區(qū)停留時(shí)間減少,但總停留時(shí)間增加。

(3) 相比45°和90°,在135°下射流上游區(qū)域的燃燒溫度比45°和90°高。這是因?yàn)樵?35°下射流進(jìn)入燃燒室后先與上游的高溫?zé)煔饣旌先紵?產(chǎn)生大量的熱量,導(dǎo)致溫度升高;當(dāng)射流當(dāng)量比增大到一定程度時(shí),射流下游區(qū)域產(chǎn)生高溫,這是因?yàn)槎紊淞鞯南掠斡谢亓鳟a(chǎn)生。

(4) 隨著射流當(dāng)量比的增大,燃燒室中高湍動(dòng)能區(qū)域擴(kuò)大,說(shuō)明射流與主流的相互作用越強(qiáng),摻混效果越好。在相同工況下,隨著二次射流角度的增大,燃燒室中的高湍動(dòng)能區(qū)域越大,射流與主流的摻混越均勻。

(5) 主流當(dāng)量比保持不變,隨著射流當(dāng)量比的增大,燃燒室出口的NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)先略減小再逐漸增大。其中,相比90°,二次射流角度為135°時(shí)NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)始終較高,這是因?yàn)樵?35°下二次射流逆流向進(jìn)入主流,在燃燒室中的停留時(shí)間長(zhǎng);與90°和135°相比,二次射流角度為45°時(shí),射流當(dāng)量比較低時(shí)NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高。結(jié)合工業(yè)燃?xì)廨啓C(jī)軸向分級(jí)燃燒室的工作方式:在低工況下關(guān)閉二級(jí)燃料供應(yīng),在高工況下開(kāi)啟二級(jí)燃料供應(yīng),因此,二次射流角度為45°時(shí)NOx排放特性更低。