燃料分級(jí)比例對(duì)雙燃料燃燒室燃燒性能的影響

劉愛(ài)虢， 陳炫任， 楊宇東， 陳 雷， 王成軍

(沈陽(yáng)航空航天大學(xué) 遼寧省航空推進(jìn)系統(tǒng)先進(jìn)測(cè)試技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 沈陽(yáng) 110136)

雙燃料燃?xì)廨啓C(jī)是利用雙燃料燃燒技術(shù)，在同一臺(tái)機(jī)組中同時(shí)使用兩種及以上燃料的燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)組，其核心是雙燃料燃燒室，研發(fā)的目的是滿足燃?xì)廨啓C(jī)的燃料多樣性要求，拓寬燃?xì)廨啓C(jī)的應(yīng)用領(lǐng)域[1].由于雙燃料燃?xì)廨啓C(jī)具有燃料多樣性、用水量少、安裝周期短等優(yōu)點(diǎn)，在海上平臺(tái)、車載移動(dòng)電站、聯(lián)合循環(huán)、艦船動(dòng)力、LNG船等領(lǐng)域具有廣泛的應(yīng)用[2].

在中小型燃?xì)廨啓C(jī)領(lǐng)域，美國(guó)的GE公司、Solar公司和德國(guó)的Siemens公司生產(chǎn)的中小型雙燃料燃?xì)廨啓C(jī)代表了當(dāng)今國(guó)際雙燃料燃?xì)廨啓C(jī)的最高水平.Solar公司生產(chǎn)的1～23 MW共11個(gè)型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)有10個(gè)型號(hào)可提供雙燃料系統(tǒng)，美國(guó)GE公司的40 MW以下雙燃料燃?xì)廨啓C(jī)包括已發(fā)展到第四代的LM2500+G4和由LM2500+為原型機(jī)的車載式移動(dòng)電站TM2500，其中LM2500+G4被公認(rèn)為最成功的30 MW級(jí)燃?xì)廨啓C(jī).德國(guó)Siemens公司為雙燃料燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)展了4代燃燒室，目前最新的第四代干式低排放雙燃料燃燒室已在SGT750型燃?xì)廨啓C(jī)上得到了應(yīng)用[3].

國(guó)內(nèi)在雙燃料燃燒室的研制和應(yīng)用方面也開(kāi)展了大量的工作.中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所對(duì)燃用天然氣的QD128燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室進(jìn)行了改進(jìn)，重新設(shè)計(jì)了能使用焦?fàn)t煤氣和液體燃料的雙燃料噴嘴[4].我國(guó)自主研制的首臺(tái)重型燃?xì)廨啓C(jī)R0110也采用了雙燃料燃燒室，可使用天然氣和柴油兩種燃料進(jìn)行工作，燃燒室采用了貧燃預(yù)混的干式低排放燃燒技術(shù)[5].中船重工七〇三所自主研制的海上平臺(tái)25 MW級(jí)雙燃料燃?xì)廨啓C(jī)解決了雙燃料燃燒室設(shè)計(jì)、雙燃料切換、雙燃料機(jī)組控制等關(guān)鍵技術(shù)，成為我國(guó)首套海上平臺(tái)用雙燃料燃?xì)廨啓C(jī)[6-7].國(guó)內(nèi)在雙燃料燃燒室的基礎(chǔ)研究方面也做了大量的工作.西北工業(yè)大學(xué)對(duì)多種貧燃預(yù)混的雙燃料-空氣模進(jìn)行了設(shè)計(jì)研究，并進(jìn)行了燃燒試驗(yàn)，結(jié)果表明所設(shè)計(jì)的雙燃料燃燒室在50%～100%工況范圍內(nèi)都能滿足低污染排放要求，所研發(fā)的低污染燃燒技術(shù)以及過(guò)渡工況的設(shè)計(jì)都切實(shí)可行[8].哈爾濱工程大學(xué)為化學(xué)回?zé)嵫h(huán)燃?xì)廨啓C(jī)設(shè)計(jì)了1種雙燃料燃燒室，采用了部分預(yù)混、多點(diǎn)分布等低排放燃燒技術(shù)，對(duì)燃燒室的流動(dòng)和燃燒特性進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，結(jié)果表明在雙燃料狀態(tài)或注蒸汽狀態(tài)下，燃燒室都具有較低的燃燒區(qū)火焰最高溫度、較好的出口溫度均勻性和很好的低排放性能[9].北京華清燃?xì)廨啓C(jī)與煤氣化聯(lián)合循環(huán)工程技術(shù)有限公司公開(kāi)了1種燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室中心體供油雙燃料噴嘴，通過(guò)調(diào)節(jié)燃油噴射孔孔徑、燃油環(huán)形直通道徑向高度以及燃油噴射孔與中心椎體中心軸線的夾角等參數(shù)，能滿足不同負(fù)荷條件下對(duì)燃料種類和燃料分布的要求，實(shí)現(xiàn)雙燃料供應(yīng)，保證了穩(wěn)定的燃燒場(chǎng)和良好的出口溫度分布[10].

由雙燃料燃燒的研究現(xiàn)狀可以看出，國(guó)內(nèi)在雙燃料燃燒室的研制方面開(kāi)展的工作還比較少，主要以數(shù)值計(jì)算為主，低排放雙燃料燃燒室燃燒性能試驗(yàn)的研究很少.在對(duì)雙燃料燃燒室的研制中，還需要在噴嘴設(shè)計(jì)、雙燃料混燒技術(shù)、低排放燃燒技術(shù)等方面開(kāi)展深入的研究，尤其是雙燃料的混燒技術(shù)，處理不當(dāng)會(huì)導(dǎo)致燃燒室的回火及NOx排放升高等問(wèn)題[11-12].本文對(duì)所設(shè)計(jì)的1種使用雙燃料的低排放燃燒室的結(jié)構(gòu)特征及工作原理進(jìn)行了介紹，采用數(shù)值模擬的方法對(duì)燃燒室內(nèi)的流場(chǎng)特性進(jìn)行了分析，對(duì)雙燃料混燒時(shí)的燃燒效率、污染物排放等性能指標(biāo)進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)試.

1 低排放雙燃料燃燒室結(jié)構(gòu)特征

1.1 結(jié)構(gòu)特征及低排放原理

所設(shè)計(jì)的雙燃料低排放燃燒室的結(jié)構(gòu)如圖1所示，可單獨(dú)和同時(shí)使用柴油和天然氣兩種燃料.其特點(diǎn)是：燃燒室頭部采用了中心分級(jí)貧燃預(yù)混燃燒技術(shù)，值班級(jí)位于中間，主燃級(jí)位于值班級(jí)的外圍，且與值班級(jí)同軸布置.主燃級(jí)由一級(jí)徑向旋流器、多點(diǎn)燃料直接噴射孔與空腔等構(gòu)成.空氣由徑向旋流器流入空腔，徑向旋流器共有36個(gè)葉片，葉片安裝角為20°.主燃級(jí)為氣體燃料和液體燃料共用級(jí)，燃料由直射式噴孔射流進(jìn)入空腔，在空腔內(nèi)完成燃料與空氣的預(yù)混，其中直射式噴孔直徑為1 mm，共30個(gè)，噴孔方向與燃燒室軸線方向相同.值班級(jí)由離心噴嘴、兩級(jí)徑向反向旋流器、文氏管、套筒組成，值班級(jí)使用液體燃料.液體燃料由值班級(jí)噴嘴噴出，在文氏管表面形成油膜，在內(nèi)旋流器和中旋流器氣流剪切作用下實(shí)現(xiàn)燃油的霧化，在值班旋流器出口形成擴(kuò)散燃燒，提供不同工況條件下的穩(wěn)定點(diǎn)火源.其中，值班級(jí)第一級(jí)旋流器的內(nèi)外直徑分別為32 mm和60 mm，葉片數(shù)為8，葉片的安裝角為45°；值班級(jí)第二級(jí)旋流器的內(nèi)外直徑分別為40 mm和60 mm，葉片數(shù)為8，葉片安裝角為45°.

圖1 雙燃料燃燒室整體結(jié)構(gòu)和燃燒室頭部結(jié)構(gòu)Fig.1 Overall structure and combustion chamber head structure of dual fuel combustor

為降低污染物的排放，尤其是熱力型NOx的生成與排放，先進(jìn)低排放燃燒室需要大幅度提高用于參加燃燒的空氣分配比例，這會(huì)導(dǎo)致用于冷卻的空氣量減少，使火焰筒的結(jié)構(gòu)形式和冷卻方式與傳統(tǒng)火焰筒明顯不同[13].為增加從頭部進(jìn)入燃燒室的空氣量，降低主燃區(qū)當(dāng)量比，實(shí)現(xiàn)貧燃預(yù)混燃燒，燃燒室內(nèi)外壁采用了多斜孔冷卻方式，在燃燒室壁的內(nèi)側(cè)形成全覆蓋氣膜冷卻，不再開(kāi)主燃孔.

燃燒室在使用液體燃料時(shí)采用了值班級(jí)的中心預(yù)膜式空氣霧化噴嘴與主燃級(jí)的多點(diǎn)噴射式預(yù)混預(yù)蒸發(fā)模式相結(jié)合.使用氣體燃料時(shí)，值班級(jí)采用液體燃料，主燃級(jí)采用氣體燃料，值班級(jí)將主燃級(jí)點(diǎn)燃后逐漸熄火，只有主燃級(jí)工作.雙燃料混燒時(shí)，值班級(jí)使用液體燃料，主燃級(jí)使用氣體燃料.

燃燒室單頭部設(shè)計(jì)點(diǎn)參數(shù)及污染物排放目標(biāo)參數(shù)(體積濃度)如表1所示.

表1 燃燒室單頭部設(shè)計(jì)點(diǎn)參數(shù)及污染物排放目標(biāo)參數(shù)Tab.1 Single head design point parameters and pollutant emission target of combuster

1.2 流動(dòng)特性

利用Gambit軟件對(duì)所建立的三維幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，由于火焰筒壁面采用全覆蓋氣膜冷卻小孔，冷卻孔孔徑小、數(shù)量多，采用區(qū)域法和非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格系統(tǒng)對(duì)燃燒室頭部以及氣膜孔附近網(wǎng)格進(jìn)行加密，燃燒室進(jìn)口部分則用比較大的網(wǎng)格，這樣可以很好地劃分網(wǎng)格，合理控制網(wǎng)格數(shù)目，減少計(jì)算工作量[14].圖2所示為雙燃料燃燒室計(jì)算網(wǎng)格.利用Fluent軟件對(duì)低污染雙燃料燃燒室的三維兩相噴霧流場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算，研究了冷態(tài)及熱態(tài)時(shí)燃燒室內(nèi)的流場(chǎng)特性.使用流體體積(VOF)函數(shù)多相流模型，該模型在整個(gè)計(jì)算域內(nèi)對(duì)互不相容的流體求解同一個(gè)動(dòng)量方程組并追蹤每種流體的體積分?jǐn)?shù)來(lái)模擬多相流.模型中設(shè)置第一相為空氣，第二相為煤油，第三相為甲烷.各相的體積分?jǐn)?shù)求解的離散格式為隱式時(shí)間離散格式，即使用迭代的方式求解體積分?jǐn)?shù)方程.按熱力和瞬發(fā)NOx計(jì)算污染物排放.本文數(shù)值模擬中以流量相對(duì)誤差小于5%、全部殘差小于10-3時(shí)的迭代結(jié)果作為收斂結(jié)果.

圖2 雙燃料燃燒室計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Calculation grids of dual fuel combustor

為與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，計(jì)算與試驗(yàn)的進(jìn)口條件相同，均為模化到常壓后的參數(shù).冷態(tài)流場(chǎng)進(jìn)口氣流參數(shù)如下：溫度300 K，壓力111.458 kPa，空氣流量 0.2 kg/s.圖3為通過(guò)旋流器中心縱截面(Z=0)的速度v的云圖.其中，坐標(biāo)原點(diǎn)位于燃燒室軸線上旋流器進(jìn)口處，沿氣流的軸向流動(dòng)方向?yàn)閄軸正向，同一平面內(nèi)垂直于X軸的為Y軸，與X-Y平面垂直的為Z軸.從圖中可以看到，從入口段進(jìn)來(lái)的氣流分別從值班級(jí)和主燃級(jí)的旋流器進(jìn)入燃燒室，空氣流經(jīng)值班級(jí)的兩級(jí)旋流器后形成值班級(jí)旋流并與從主燃級(jí)旋流器流出的主級(jí)旋流相互作用，形成一個(gè)穩(wěn)定的中心回流區(qū)，該回流區(qū)在燃燒過(guò)程中可提供穩(wěn)定點(diǎn)火源，以保證火焰穩(wěn)定，在燃燒室進(jìn)口角落處形成角回流區(qū).在值班旋流器套筒出口和主混合器出口之間的唇口區(qū)域，在壓差作用下形成唇口回流區(qū)(LRZ)，唇口回流區(qū)的存在有利于值班級(jí)和主級(jí)之間的火焰?zhèn)鞑?

圖3 Z=0截面冷態(tài)速度云圖Fig.3 Velocity contour of the Z=0 cold flow field

圖4為加入燃料并反應(yīng)后的熱態(tài)流場(chǎng)速度云圖，與冷態(tài)流場(chǎng)相比較，同樣存在中心回流區(qū)、角回流區(qū)和唇口回流區(qū).不同的是回流區(qū)長(zhǎng)度較冷態(tài)時(shí)有所減小，主要是由于燃料燃燒產(chǎn)生的熱量使燃燒室內(nèi)氣流膨脹速度增加，回流區(qū)內(nèi)負(fù)速度增大.

圖4 燃燒室熱態(tài)流場(chǎng)速度云圖Fig.4 Velocity contour of hot flow field in combustor

圖5和6分別為在進(jìn)口溫度為770 K、燃料空氣比為 0.013 6 時(shí)燃燒室內(nèi)Z=0平面的溫度和NOx分布，此時(shí)主燃級(jí)燃料能量占總能量的90%，圖中T為溫度，φNOx為NOx的體積含量.由圖可見(jiàn)，由于值班級(jí)的燃燒屬于擴(kuò)散燃燒，燃油濃度較高，形成了中間的高溫燃燒區(qū)，燃燒區(qū)的形狀與流場(chǎng)相符合.主燃級(jí)徑向流進(jìn)的空氣與經(jīng)單點(diǎn)直射式噴嘴噴射的氣體燃料在空腔內(nèi)相混合形成均勻的燃料與空氣混合物，在值班級(jí)所形成的中心燃燒區(qū)的外圍進(jìn)行燃燒反應(yīng).結(jié)合圖5和6可以看出，NOx生成速率與溫度分布是緊密關(guān)聯(lián)的，在溫度超過(guò) 1 950 K區(qū)域，NOx的濃度最大.在該區(qū)域內(nèi)，由于燃燒溫度高，空氣中的N2被氧化生成NOx，即熱力型NOx是燃燒室中NOx生成的主要因素.隨著軸向距離增加，大量冷卻空氣從火焰筒壁面氣膜冷卻孔進(jìn)入火焰筒內(nèi)，并與燃?xì)鈸交?，一方面由于冷空氣的加入?huì)降低燃?xì)鉁囟仁篃崃π蚇Ox的生成量降低；另一方面,新鮮空氣量的增加也會(huì)導(dǎo)致NOx的濃度下降，最終導(dǎo)致由主燃區(qū)向后NOx濃度逐漸下降.

圖5 Z=0平面溫度場(chǎng)Fig.5 Plane temperature field at Z=0

圖6 Z=0平面NOx濃度云圖Fig.6 NOx concentration cloud map at Z=0

由計(jì)算結(jié)果可以看出，所設(shè)計(jì)的雙燃料燃燒室流場(chǎng)符合中心分級(jí)燃燒室的流場(chǎng)特征，具有明顯的中心回流區(qū)、角回流區(qū)和唇口回流區(qū)[15].從燃燒特性的計(jì)算結(jié)果也可以看出，值班級(jí)的擴(kuò)散燃燒溫度較高，NOx主要在擴(kuò)散燃燒區(qū)產(chǎn)生.燃燒室出口平均溫度為 1 500 K，NOx體積濃度平均值為1.8×10-5，CO體積濃度平均值為3.8×10-5，達(dá)到了燃燒室設(shè)計(jì)要求，也滿足低排放燃燒室的要求.

2 試驗(yàn)研究對(duì)象及試驗(yàn)系統(tǒng)

為掌握雙燃料燃燒室的燃燒特性，采用圖7所示的試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)對(duì)燃燒室進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)試，該試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)包括燃料供應(yīng)系統(tǒng)、空氣供應(yīng)系統(tǒng)、燃燒室測(cè)試系統(tǒng)及尾氣處理系統(tǒng).其中，燃料供應(yīng)系統(tǒng)包括燃油供應(yīng)系統(tǒng)和天然氣供應(yīng)系統(tǒng)，燃油采用渦輪流量計(jì)計(jì)量流量，天然氣采用質(zhì)量流量計(jì)計(jì)量流量.空氣供應(yīng)系統(tǒng)包括風(fēng)機(jī)、儲(chǔ)罐、調(diào)節(jié)閥和電加熱器，采用電動(dòng)調(diào)節(jié)閥和孔板流量計(jì)控制空氣流量.燃燒室測(cè)試系統(tǒng)包括前測(cè)試段、需要測(cè)試的燃燒室和后測(cè)試段，燃燒室進(jìn)出口布置壓力傳感器，用于測(cè)量燃燒室進(jìn)出口壓力，進(jìn)出口溫度采用K型熱電偶，燃燒室出口尾氣采用Testo 350煙氣分析儀進(jìn)行測(cè)量，燃燒室出口溫度場(chǎng)采用12點(diǎn)熱電耦靶進(jìn)行測(cè)量.關(guān)于該測(cè)試系統(tǒng)的詳細(xì)介紹可參考文獻(xiàn)[16].各參數(shù)的測(cè)量誤差如表2所示，表中UHC為未燃碳?xì)浠衔?

圖7 試驗(yàn)系統(tǒng)構(gòu)造圖Fig.7 Construction diagram of test system

表2 參數(shù)測(cè)量誤差Tab.2 Parameter measurement error

根據(jù)燃燒室的設(shè)計(jì)，來(lái)源于壓氣機(jī)總空氣量的23%氣體用于火焰筒摻混、冷卻，2%用于頭部冷卻，剩余75%的氣流由三級(jí)旋流器進(jìn)入燃燒室.在對(duì)三級(jí)旋流器進(jìn)行流量分配時(shí)，值班級(jí)第一級(jí)、第二級(jí)旋流器進(jìn)入的空氣作為值班級(jí)空氣流量，為16.5%；第三級(jí)徑向旋流器進(jìn)入的空氣作為主燃級(jí)空氣流量，為57%.按設(shè)計(jì)點(diǎn)參數(shù)，可以做出值班級(jí)和主燃級(jí)當(dāng)量比Ф隨主燃級(jí)能量占比r的變化曲線，如圖8所示.其中值班級(jí)使用熱值為 42 705 kJ/kg的0#柴油，主燃級(jí)使用熱值為 56 452 kJ/kg的遼3#天然氣.考慮到NOx和CO排放的要求，希望主燃級(jí)的當(dāng)量比處于0.6～0.8的貧油熄火區(qū)間，而從保證值班級(jí)燃燒穩(wěn)定性的角度考慮，則希望值班級(jí)的當(dāng)量比在1附近[17].由計(jì)算可知，在主燃級(jí)能量占比為0.9時(shí)，主燃級(jí)當(dāng)量比為0.71，值班級(jí)當(dāng)量比為1.13，符合分級(jí)燃燒室燃料分配的要求.按照主燃級(jí)當(dāng)量比在0.6～0.8，主燃級(jí)燃料能量占比應(yīng)在 0.75～1變化， 此時(shí)值班級(jí)的當(dāng)量范圍為0～2.8.

圖8 設(shè)計(jì)工況下Ф隨r的變化Fig.8 Ф versus r under design condition

采用所建立的數(shù)學(xué)模型，對(duì)雙燃料燃燒室在設(shè)計(jì)點(diǎn)工作時(shí)不同主燃級(jí)能量占比時(shí)通過(guò)旋流器的空氣流量進(jìn)行了計(jì)算.圖9為通過(guò)主燃級(jí)空氣流量m隨r的變化關(guān)系.可以看出，隨著主燃級(jí)能量的增加，主燃級(jí)空氣流量下降，能量比例達(dá)到50%后，變化趨勢(shì)變緩，變化值在3%以內(nèi).說(shuō)明在旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下，隨著主燃級(jí)燃料流量的增加，通過(guò)主燃級(jí)的空氣流速下降，通過(guò)值班級(jí)的空氣流速增加，產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因是由于阻力會(huì)隨燃燒釋放熱量的增加而增加.根據(jù)圖8和9的計(jì)算結(jié)果，最終確定試驗(yàn)測(cè)試時(shí)對(duì)主燃級(jí)能量占總能量的70%、80%、90%及100% 4個(gè)測(cè)試點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)試，其中70%時(shí)主燃級(jí)和值班級(jí)的當(dāng)量比分別為0.57和3.29.采用降壓試驗(yàn)，按照模化準(zhǔn)則壓力降低至常壓后，空氣流量為0.2 kg/s，在此條件下值班級(jí)和主燃級(jí)的燃料流量如表3所示.

圖9 m隨r的變化Fig.9 Change of m with r

表3 值班級(jí)和主燃級(jí)燃料流量Tab.3 Fuel flow for pilot and main stage

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 點(diǎn)火及熄火特性分析

對(duì)燃燒室的點(diǎn)火特性和慢車貧油熄火特性進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)試.點(diǎn)火特性測(cè)試中空氣流量q范圍為0.05～0.15 kg/s，溫度為常溫，壓力為常壓.在開(kāi)啟點(diǎn)火器8 s內(nèi)，出口溫度明顯升高，關(guān)閉點(diǎn)火器后出口溫度不下降且可以觀察到火焰，則該燃空比下點(diǎn)火成功.固定空氣流量不變，降低燃料流量，最終獲得最低點(diǎn)火燃空比即為該空氣流量下的點(diǎn)火燃空比f(wàn).將最小能夠點(diǎn)著火的點(diǎn)火燃空比連成一條曲線，即為點(diǎn)火邊界.

慢車貧油熄火特性測(cè)試中空氣流量范圍為 0.2～0.4 kg/s，溫度為770 K，壓力為常壓.在設(shè)定好的空氣流量下穩(wěn)定燃燒后，通過(guò)緩慢降低燃料流量，觀察燃燒室內(nèi)燃燒情況直至燃燒室內(nèi)熄火，對(duì)熄火狀態(tài)時(shí)的空氣流量和燃料流量進(jìn)行記錄.將最小熄火點(diǎn)的燃空比連成一條曲線，即為貧油熄火邊界.

圖10所示為常壓點(diǎn)火試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果.可以看出，在所測(cè)試空氣流量范圍內(nèi)燃燒室點(diǎn)火空燃比的變化符合常規(guī)燃燒室的變化規(guī)律，即隨著空氣流量的增大，點(diǎn)火空燃比呈現(xiàn)出降低的趨勢(shì).圖11所示為慢車貧油熄火極限的測(cè)試結(jié)果，貧油熄火極限在所研究的空氣流量范圍內(nèi)變化不大，但隨著空氣流量的增加出現(xiàn)了降低的趨勢(shì).隨著空氣流量的增加，點(diǎn)火和熄火空燃比都呈現(xiàn)出了降低的趨勢(shì)，這是由于較高的氣流速度會(huì)改善燃油霧化蒸發(fā)效果，燃油霧化后的索特爾平均直徑變小，有利于燃燒的穩(wěn)定[18].

圖10 燃燒室常壓點(diǎn)火試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果Fig.10 Test results of combustor ignition at atmospheric pressure

圖11 燃燒室慢車貧油熄火極限測(cè)試結(jié)果Fig.11 Test results of combustor idle lean flameout limit

3.2 燃燒室出口溫度分布

燃燒室出口溫度分布一方面會(huì)影響到渦輪導(dǎo)向器的壽命，另一方面通過(guò)調(diào)整出口溫度分布來(lái)盡量提高渦輪進(jìn)口溫度，使燃燒室出口溫度呈現(xiàn)出兩端低中間高的分布[19].通常用熱點(diǎn)指標(biāo)(或稱為出口溫度周向分布系數(shù)OTDF)δ4來(lái)表征出口溫度場(chǎng)，定義如式(1)所示，對(duì)于工業(yè)燃?xì)廨啓C(jī)，熱點(diǎn)在0.2左右，對(duì)低壓比燒天然氣的熱點(diǎn)應(yīng)在0.15左右[20].

(1)

式中：T4max為出口溫度場(chǎng)中的燃?xì)庾罡邷囟?；T4av為出口平均溫度；T3av為進(jìn)口平均溫度.

由圖12所示為在不同的主燃級(jí)能量占比時(shí)的熱點(diǎn)指標(biāo)，可以看出，隨著主燃級(jí)能量占比的增加，熱點(diǎn)指標(biāo)下降.在所研究的主燃級(jí)能量變化范圍內(nèi)，δ4的變化范圍為0.14～0.12.燃燒室出口溫度分布較均勻，這與主燃級(jí)采用預(yù)混燃燒有關(guān).隨著主燃級(jí)能量占比的提高，熱點(diǎn)指標(biāo)呈現(xiàn)出下降的趨勢(shì).較均勻的出口溫度分布對(duì)于提高渦輪導(dǎo)向器的壽命有利，但未能充分利用渦輪導(dǎo)向器中間部分可以承受更高溫度的特點(diǎn)，會(huì)導(dǎo)致渦輪入口溫度較低.同時(shí)，由試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果也發(fā)現(xiàn)，在全部燃料由主燃級(jí)供應(yīng)的情況下，即燃燒室全部使用氣體燃料時(shí)未出現(xiàn)文獻(xiàn)[21]所提出的無(wú)法穩(wěn)定燃燒的現(xiàn)象.這與燃燒室主燃級(jí)使用氣體燃料及設(shè)計(jì)時(shí)主燃級(jí)旋流器采用了較大的旋流數(shù)有關(guān).

圖12 r對(duì)δ4影響Fig.12 Effect of r on δ4

3.3 燃燒效率及污染物排放

燃燒效率低一方面會(huì)造成燃料浪費(fèi)，同時(shí)也會(huì)導(dǎo)致UHC、CO等排放物的增加，目前排放法規(guī)要求燃燒效率高于99%.根據(jù)所測(cè)試的污染物排放，采用燃?xì)夥治龇▽?duì)不同主燃級(jí)能量占比條件下的燃燒效率η進(jìn)行了計(jì)算，結(jié)果如圖13所示.

圖13 r對(duì)燃燒效率影響Fig.13 Effect of r on combustion efficiency

由于試驗(yàn)測(cè)試中存在兩種不同的燃料一起燃燒的問(wèn)題，即氣體燃料和液體燃料共同作用，所以根據(jù)文獻(xiàn)[22]提供的燃燒效率公式進(jìn)行計(jì)算：

η=1-

(2)

式中：V4為燃燒室燃燒產(chǎn)物的體積流量；VCO、VH2及VCH4分別為CO、H2和CH4在燃燒產(chǎn)物中的體積含量；Vm為氣體燃料的供給量；Hug為主燃級(jí)氣體燃料的低熱值；qmf為液體燃料流量；Huf為值班級(jí)燃油的低熱值.

可以看出，隨著主燃級(jí)能量占比的增加，燃燒效率增加，在設(shè)計(jì)點(diǎn)(主燃級(jí)能量占比0.9)時(shí)燃燒效率達(dá)到最高值，為99.2%，而全部使用氣體燃料時(shí)(主燃級(jí)能量占比1)燃燒效率略有下降，為99.1%.

為了對(duì)不同燃?xì)廨啓C(jī)燃燒污染物成分進(jìn)行比較，采用下式將燃?xì)廨啓C(jī)的污染物排放換算到干基燃?xì)獾?5%含氧量條件下：

(3)

式中：Ed為換算為15%氧之后的污染物濃度；Em為實(shí)際測(cè)量的各污染物的干基濃度；EO為實(shí)際測(cè)量的氧濃度.

不同主燃級(jí)能量占比下的污染物排放結(jié)果如圖14所示.可以看出，燃料分級(jí)比例的變化對(duì)污染物排放的影響很大，在主燃級(jí)能量由0.7增加到1的范圍內(nèi)，CO體積濃度下降了60%，NOx體積濃度下降了48.5%.在設(shè)計(jì)點(diǎn)(主燃級(jí)能量占比0.9)CO和NOx排放分別為3.2×10-5和2×10-5，該結(jié)果與計(jì)算結(jié)果基本相符，也證明了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性.在全使用氣體燃料(主燃級(jí)能量占比1)時(shí)，CO和NOx排放分別為2.3×10-5和1.8×10-5，使用雙燃料和單獨(dú)使用氣體燃料均達(dá)到了燃燒室的設(shè)計(jì)要求.污染物排放隨主燃級(jí)能量占比增加而產(chǎn)生變化，這主要與燃燒室的溫度有關(guān)，主燃級(jí)能量占比的增加會(huì)導(dǎo)致高溫區(qū)減小、溫度場(chǎng)均勻，使污染物排放降低.在較低主燃級(jí)能量占比的情況下，由于主燃級(jí)冷空氣射流至值班級(jí)燃燒區(qū)會(huì)導(dǎo)致值班級(jí)燃燒區(qū)內(nèi)火焰的淬熄，導(dǎo)致CO排放增加.尤其是在燃燒室設(shè)計(jì)時(shí)，為增加火焰的穩(wěn)定性，增加了主燃級(jí)的旋流數(shù)，這在主燃級(jí)能量占比較低的情況下導(dǎo)致CO的生成量增加.這一點(diǎn)從燃燒效率和CO的排放中都得到了證實(shí).

圖14 r對(duì)污染物排放影響Fig.14 Effect of r on pollutant emissions

4 結(jié)論

(1) 在雙燃料燃燒室頭部，可以明顯看到值班級(jí)旋流器與主燃級(jí)旋流器出口的氣流相互作用所形成的中心回流區(qū)、角回流區(qū)和唇口回流區(qū).

(2) 燃燒室點(diǎn)火燃空比的變化符合常規(guī)燃燒室的變化規(guī)律，即隨著空氣流量的增大，點(diǎn)火燃空比呈現(xiàn)出降低的趨勢(shì)，點(diǎn)火和熄火燃空比范圍滿足燃燒室穩(wěn)定性要求.

(3) 在燃燒室進(jìn)出口條件一定的情況下，兩級(jí)燃料分配比例對(duì)雙燃料燃燒室的出口溫度分布、燃燒效率和污染物排放是一個(gè)關(guān)鍵參數(shù).隨主燃級(jí)能量比例的增加，熱點(diǎn)指標(biāo)下降，燃燒效率在設(shè)計(jì)點(diǎn)達(dá)到最大值，污染物排放下降.

(4) 使用雙燃料時(shí)，NOx和CO排放量在設(shè)計(jì)點(diǎn)達(dá)到最低值，使用氣態(tài)燃料時(shí)污染物排放會(huì)進(jìn)一步降低.