基于數(shù)值方法的燃?xì)廨啓C(jī)貧預(yù)混旋流燃燒室單頭部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

楊旸，李耀強(qiáng)，張金琦

（1. 中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所先進(jìn)燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)室，北京市 海淀區(qū) 100190；2. 中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所南京未來(lái)能源系統(tǒng)研究院，江蘇省 南京市 210000；3. 新奧能源動(dòng)力科技(上海)有限公司，上海市 浦東新區(qū) 201306）

0 引言

為降低污染物排放，目前地面燃?xì)廨啓C(jī)一般采用貧預(yù)混燃燒技術(shù)[1]，并大多采用旋流器來(lái)穩(wěn)定火焰。采用貧燃預(yù)混方式降低了火焰溫度，進(jìn)而降低NOx排放；采用預(yù)混方式，加強(qiáng)了摻混均勻性，減少熱斑生成。頭部結(jié)構(gòu)是決定貧預(yù)混低污染燃燒室性能的關(guān)鍵因素，燃燒室頭部一般為多頭部。為了降低成本，單個(gè)旋流器的燃燒室頭部設(shè)計(jì)與生產(chǎn)線固定，對(duì)不同功率燃機(jī)是采用已經(jīng)經(jīng)過(guò)驗(yàn)證的單頭部進(jìn)行組合，成為單筒或全環(huán)燃燒室的頭部部分[2]。此時(shí)需要考慮單旋流器的速度變化，以適應(yīng)不同功率的燃機(jī)的需求。頭部結(jié)構(gòu)包括旋流器、中心體和預(yù)混段，燃料孔一般開(kāi)設(shè)在旋流器葉片上，旋流器作為燃料腔體，因而影響頭部性能的參數(shù)有旋流器結(jié)構(gòu)、中心體結(jié)構(gòu)、預(yù)混段結(jié)構(gòu)及燃料孔位置、數(shù)量和尺寸。

預(yù)混段長(zhǎng)度對(duì)回火極限有顯著影響，減少混合物在預(yù)混段內(nèi)的停留時(shí)間可以改善燃燒誘導(dǎo)渦破碎[3]。當(dāng)旋流數(shù)超過(guò)臨界值時(shí)，可在下游形成回流區(qū)[4]。隨著旋流數(shù)進(jìn)一步增加，回流區(qū)向上游移動(dòng)并與中心體后面的尾流回流區(qū)匯合。過(guò)大的旋流數(shù)可能會(huì)導(dǎo)致中心再循環(huán)流滲透到入口中，導(dǎo)致火焰回火。中心體沿軸向截面分布對(duì)燃燒室燃燒特性影響明顯，減縮和擴(kuò)張中心體帶來(lái)不同的燃燒特性[5]。調(diào)整燃料噴射方向以及噴孔分布規(guī)律，可進(jìn)一步減少摻混非均勻度，燃料開(kāi)孔位置大小規(guī)律需與來(lái)流空氣速度分布相匹配[6]。

燃燒室初步設(shè)計(jì)過(guò)程中，需要使用數(shù)值模擬方法對(duì)氣動(dòng)幾何形狀進(jìn)行篩選。常用的計(jì)算流體數(shù)值方法包括雷諾平均Naiver-Stokes方法[7]和大渦模擬[8]等。雷諾平均法計(jì)算成本相對(duì)低，可用于預(yù)測(cè)和評(píng)價(jià)燃燒室整體性能。火焰的不穩(wěn)定性對(duì)于機(jī)組啟動(dòng)及運(yùn)行階段的排放、震動(dòng)都有重要影響，國(guó)內(nèi)已有關(guān)于燃機(jī)機(jī)組從啟動(dòng)點(diǎn)火到最終發(fā)電過(guò)程排放與震動(dòng)的試驗(yàn)研究[9]。在設(shè)計(jì)階段，大渦模擬可計(jì)算流動(dòng)和火焰高精度非穩(wěn)態(tài)波動(dòng)，進(jìn)而獲得吹熄、火焰不穩(wěn)定性等特性。該方法結(jié)合激勵(lì)響應(yīng)方法可獲得火焰的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性，進(jìn)而初步評(píng)價(jià)火焰燃燒不穩(wěn)定特性[10]。但是該方法計(jì)算耗費(fèi)大，通常在燃燒室詳細(xì)設(shè)計(jì)階段采用。

本文首先對(duì)旋流葉片和中心體結(jié)構(gòu)進(jìn)行了設(shè)計(jì)，并考察了不同空氣來(lái)流速度(負(fù)荷)時(shí)火焰形狀是否發(fā)生變化，從而驗(yàn)證選取的旋流數(shù)是否合適，旋流數(shù)將在后續(xù)設(shè)計(jì)中保持不變。然后，對(duì)軸向旋流器的燃料噴射孔位置進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，從而調(diào)整火焰高放熱率發(fā)生的位置，降低火焰熱斑生成。對(duì)摻混區(qū)中心體的結(jié)構(gòu)優(yōu)化，給出了縮短火焰的可能性。最后，分析了中心體端面形狀、頭部擴(kuò)張比及燃料孔數(shù)量對(duì)燃燒流場(chǎng)、火焰形態(tài)及火焰動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響。

1 數(shù)值方法

1.1 幾何及計(jì)算域

葉片選用高溫鎳基粉末一體化打印成型。此種成型工藝工序較少，可進(jìn)行快速設(shè)計(jì)迭代，同時(shí)減少焊點(diǎn)，降低燃料泄漏可能性。燃料噴嘴開(kāi)在葉片的壓力面與吸力面，沿著徑向開(kāi)多個(gè)孔，其在葉片軸向位置為葉片厚度最大處?？椎拇笮?、位置和數(shù)量需綜合考慮現(xiàn)有打印水平是否能保證圓度及燃料摻混均勻度等特性。在葉型設(shè)計(jì)中，旋流器葉型進(jìn)口有一段直段，起到整流作用，葉型使用切向角度定義產(chǎn)生旋流。保證切向速度與軸向速度比為0.5，須沿著徑向方向進(jìn)行堆疊。通過(guò)修改葉片尾緣幾何氣流角、最大厚度位置等參數(shù)，經(jīng)過(guò)雷諾平均Naiver-Stokes 方法計(jì)算迭代后得到最佳葉型。所獲得的軸向旋流器實(shí)物及數(shù)值計(jì)算所用的幾何模型如圖1所示。旋流器有8個(gè)扭曲葉片，輪轂直徑20 mm，外圈50 mm。圖2 為單頭部燃燒室計(jì)算域幾何結(jié)構(gòu)及相應(yīng)參數(shù)，計(jì)算域包括進(jìn)口段、旋流器區(qū)、預(yù)混段和火焰筒4 部分，甲烷燃料從旋流器葉片燃料孔噴出。

圖1 軸向旋流器實(shí)物及數(shù)值計(jì)算所用的幾何模型Fig. 1 Axial swirler and geometric model for numerical calculation

圖2 單頭部燃燒室計(jì)算域幾何結(jié)構(gòu)及相應(yīng)參數(shù)Fig. 2 Geometric structure and corresponding parameters of calculation domain of single-head combustor

本文燃燒室概念及初步設(shè)計(jì)主要為考察貧預(yù)混低污染燃燒室的單頭部燃燒器的結(jié)構(gòu)和邊界參數(shù)變化對(duì)火焰形態(tài)的影響，如考察燃燒器旋流葉片、開(kāi)孔方案、中心體結(jié)構(gòu)、空氣速度變化會(huì)造成火焰形態(tài)、高熱釋放區(qū)域的何種變化?；鹧嫱沧鳛槿紵也考?，其具體結(jié)構(gòu)及開(kāi)孔在概念設(shè)計(jì)中并不是主要研究對(duì)象，一般在后續(xù)詳細(xì)設(shè)計(jì)中才能確定，但其直徑對(duì)單頭部燃燒器的火焰擴(kuò)張角有較大影響?；鹧鏀U(kuò)張角除了與燃燒室頭部速度分布和旋流數(shù)相關(guān)，還與火焰筒直徑及其突擴(kuò)產(chǎn)生的外角回流區(qū)大小有關(guān)，因此在概念設(shè)計(jì)中考慮了火焰筒直徑增加的影響。

火焰筒的實(shí)際部件的其他結(jié)構(gòu)，如倒角圓角、冷卻進(jìn)氣孔結(jié)構(gòu)、功能區(qū)分區(qū)等對(duì)火焰形態(tài)影響不大，更多的是基于冷卻、二次空氣流量分配策略和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的考慮。因此，在本文研究中只采用沒(méi)有開(kāi)孔的圓柱形火焰筒作為單頭部燃燒器的虛擬燃燒腔室，重點(diǎn)研究主要影響火焰形態(tài)的單頭部結(jié)構(gòu)概念設(shè)計(jì)，為后續(xù)多頭部燃燒室提供技術(shù)儲(chǔ)備。設(shè)計(jì)暫不考慮實(shí)際火焰筒結(jié)構(gòu)、功能分區(qū)、開(kāi)孔、采用環(huán)形或筒形等詳細(xì)設(shè)計(jì)內(nèi)容。

1.2 計(jì)算工況及邊界條件

設(shè)計(jì)的燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)為2.9%，此時(shí)在出口截面流量平均靜溫約為1 730 K?？諝忸A(yù)熱到600 K，燃料為甲烷，溫度為300 K，常壓。

設(shè)計(jì)旋流器時(shí)，選擇進(jìn)口空氣流速為50 m/s，在設(shè)計(jì)摻混區(qū)時(shí)，保證面積最小的位置軸向速度不高于75 m/s。對(duì)單支旋流器的燃燒室頭部改變進(jìn)口空氣來(lái)流速度，同時(shí)保證總體的當(dāng)量比，此時(shí)燃料與空氣的邊界條件如表1 所示。滿足進(jìn)口空氣流速為50 m/s時(shí)，在燃料總質(zhì)量分?jǐn)?shù)2.9%情況下，考察噴嘴個(gè)數(shù)與相對(duì)位置對(duì)火焰形態(tài)影響。

表1 不同空氣流速下工況及邊界條件Tab. 1 Boundary conditions of cases with different velocities and mass flow rates

表2列出了所對(duì)比的工況燃料噴孔面積、數(shù)目及流量情況。

表2 不同燃料噴嘴參數(shù)及邊界條件Tab. 2 Parameters and boundary conditions of different fuel nozzles

1.3 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格采用多面體網(wǎng)格，壁面使用3 層楔形網(wǎng)格捕捉邊界層。燃料噴嘴、旋流器區(qū)、摻混區(qū)及燃燒室上游火焰位置區(qū)網(wǎng)格分辨率分別為0.2、0.35、0.5、0.75 mm，以捕捉流動(dòng)和火焰細(xì)節(jié)。燃燒室下游網(wǎng)格分辨率為1.1 mm，網(wǎng)格總數(shù)為400萬(wàn)個(gè)。

網(wǎng)格劃分時(shí)進(jìn)行了無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)，保證所用網(wǎng)格數(shù)量增加后，計(jì)算的截面速度分布基本維持不變。

1.4 數(shù)值模型

采用雷諾時(shí)均法求解燃燒流場(chǎng)。選用realizable k-epsilon 湍流模型，比熱容與溫度的關(guān)系采用分段多項(xiàng)式模型，密度采用不可壓理想氣體狀態(tài)方程，動(dòng)力學(xué)黏度采用Sutherland 模型求解，模擬中采用絕熱邊界條件。

甲烷燃燒使用GRI 3.0的化學(xué)機(jī)理[11]。燃燒模型使用部分預(yù)混模型[12]，該模型通過(guò)求解過(guò)程變量c的輸運(yùn)方程得到火焰位置，使用湍流火焰模型[13]計(jì)算速度封閉模型。該模型建立了湍流火焰速度與大尺度湍流參數(shù)的關(guān)系，適用于工業(yè)預(yù)混系統(tǒng)中的褶皺火焰。以上方法經(jīng)過(guò)工業(yè)設(shè)計(jì)的驗(yàn)證，能夠在保證準(zhǔn)確度的前提下，提高計(jì)算速度。

壓力-速度耦合采用SIMPLE 方法求解。二階迎風(fēng)格式使用變量分解方法，采用有界中心差分格式對(duì)動(dòng)量方程求解，同時(shí)使用隱式二階的時(shí)間格式。非穩(wěn)態(tài)時(shí)采用定時(shí)間步長(zhǎng)1×10-5s。

1.5 火焰?zhèn)鬟f函數(shù)計(jì)算

火焰?zhèn)鬟f函數(shù)反映火焰對(duì)上游波動(dòng)的響應(yīng)特性，該特性可反映燃燒室燃燒不穩(wěn)定發(fā)生風(fēng)險(xiǎn)和頻率帶。根據(jù)文獻(xiàn)[14]可知，當(dāng)量比波動(dòng)是對(duì)火焰?zhèn)鬟f函數(shù)影響最大的因素，因此對(duì)進(jìn)口空氣流量施加激勵(lì)。根據(jù)文獻(xiàn)[15]可知，為了克服較短的仿真時(shí)間，采用離散隨機(jī)二進(jìn)制信號(hào)(discrete random binary signal，DRBS)進(jìn)行速度入口激勵(lì)。該辨識(shí)過(guò)程也基于Winer-Hopf 方法，該方法的優(yōu)點(diǎn)是，與掃頻激勵(lì)方法相比，單個(gè)仿真可以提供整個(gè)頻帶范圍，激勵(lì)幅值選為5%?；鹧?zhèn)鬟f函數(shù)[16]定義為

2 結(jié)果與分析

2.1 中心體結(jié)構(gòu)影響

采用沿軸線向下游半徑逐漸增大的方法進(jìn)行中心體設(shè)計(jì)，選取軸向3 個(gè)位置來(lái)校核流道對(duì)旋流數(shù)的影響。以旋流器葉片弦長(zhǎng)為特征長(zhǎng)度，分別在旋流器尾緣后0.02、1.03、2.38倍特征長(zhǎng)度位置的速度、動(dòng)量來(lái)定義速度基旋流數(shù)SN,velocity與動(dòng)量基旋流數(shù)SN,momentum[17]。

式中：Router與Rinner分別為該軸向位置處摻混通道的外半徑和內(nèi)半徑；r為流體質(zhì)點(diǎn)離軸線的半徑；w,u分別為當(dāng)?shù)厍邢蚝洼S向速度；wˉ,uˉ分別為w,u的質(zhì)量平均；Rˉ為截面水力學(xué)半徑。各軸向截面速度基和動(dòng)量基旋流數(shù)對(duì)比如圖3所示。由圖3可知，沿著軸向改變通道面積，對(duì)動(dòng)量基旋流數(shù)的影響較小，變化在15%以下，而對(duì)速度基旋流數(shù)的影響超過(guò)30%。隨著軸向面積減小，速度法定義的下游旋流數(shù)小于靠近葉片設(shè)計(jì)旋流數(shù)。速度法定義的旋流數(shù)沿著葉高方向變化約30%，而動(dòng)量定義的旋流數(shù)沿著葉高方向單調(diào)增加且變化劇烈。速度法定義的旋流數(shù)與設(shè)計(jì)角度一致，而動(dòng)量法定義的旋流數(shù)為其2~3倍。

圖3 各軸向位置截面速度基和動(dòng)量基旋流數(shù)對(duì)比Fig. 3 Comparison of swirl numbers of velocity base and momentum base at each axial position sections

圖4為預(yù)混段3個(gè)軸向位置的3個(gè)速度分量的徑向分布。由圖4 可見(jiàn)，徑向速度小于軸向速度的10%，小于切向速度的15%。因此需要擴(kuò)散角來(lái)迫使流線沿著徑向向外，從而產(chǎn)生軸向渦，并因此產(chǎn)生回流區(qū)所需的向上游的軸向速度，從而形成中心回流區(qū)。同時(shí)，擴(kuò)散角迫使內(nèi)半徑的流線徑向向外偏轉(zhuǎn)，此時(shí)中心回流區(qū)的徑向尺寸增大，從而保證了回流區(qū)有足夠的空間能夠穩(wěn)定在這一狀態(tài)，進(jìn)而使得火焰有一個(gè)低速區(qū)能夠穩(wěn)定。綜上所述，本設(shè)計(jì)中使用了中心體直徑沿軸向增大的方法，在保證通過(guò)旋流器流速不高，從而保證摻混的前提下，保證了回流區(qū)穩(wěn)火的功能。同時(shí)，沿軸向縮小流通面積也降低了火焰向上游傳播的風(fēng)險(xiǎn)。

圖4 預(yù)混段3個(gè)軸向位置3個(gè)速度分量徑向分布Fig. 4 Radial distribution of three velocity components at three different axial positions

2.2 空氣流速(不同功率)影響

保持當(dāng)量比不變，比較不同進(jìn)口空氣流速對(duì)燃燒特性的影響，此時(shí)出口溫度均相同。對(duì)比的不同空氣流速及相應(yīng)熱功率如表3所示。

表3 不同空氣流速及相應(yīng)熱功率工況Tab. 3 Different air flow rates and corresponding thermal power conditions

不同空氣流速下熱釋放率的云圖如圖5所示，圖中黑實(shí)線表示軸向速度為零。當(dāng)空氣進(jìn)口流速為18 m/s 時(shí)，火焰出現(xiàn)在燃燒室頭部靠近外壁。此時(shí)，中心回流區(qū)的形態(tài)僅為鈍體回流的形態(tài)，而旋流產(chǎn)生的中心回流區(qū)消失，燃燒室端壁附近的角區(qū)渦形態(tài)不對(duì)稱，火焰形態(tài)呈現(xiàn)火炬形狀，可以判斷為產(chǎn)生回火。

圖5 不同空氣流速下熱釋放率的云圖Fig. 5 Heat release rate at different air flow rates

在圖5 中，對(duì)比其他進(jìn)口速度的算例，當(dāng)進(jìn)口空氣流速高于35 m/s 時(shí)，火焰分成內(nèi)外2 支，穩(wěn)定在角區(qū)渦和中心回流區(qū)之間。中心回流區(qū)的上游穩(wěn)定在中心體端面處，向下游發(fā)展過(guò)程中呈現(xiàn)擴(kuò)張形態(tài)，待達(dá)到最大徑向位置后，以曲線包絡(luò)線形狀收縮至結(jié)束。角區(qū)渦在這3 個(gè)例子中不相同，略低于進(jìn)口流速(35 m/s)的算例，角區(qū)渦在靠近外支火焰處并不明顯，而在其余2個(gè)算例中，在靠近外支火焰處也存在角區(qū)渦。

圖6為沿著流向不同流道截面熱釋放率積分分布。曲線最大值變化趨勢(shì)符合在保證當(dāng)量比不變時(shí)，流量增加導(dǎo)致的放熱能量增加規(guī)律。在進(jìn)口來(lái)流速度為18 m/s 時(shí)，熱釋放已經(jīng)發(fā)生在頭部了。對(duì)比其他3 個(gè)高流速的算例，盡管熱釋放率在頭部出口位置有所差別，但均在頭部出口下游0.17 m 內(nèi)結(jié)束，這也就側(cè)面反映了較短V 形火焰的設(shè)計(jì)。

圖6 不同軸向位置截面的熱釋放率的積分分布Fig. 6 Integral distribution of heat release rate of cross sections at different axial positions

圖7為不同空氣流速下燃燒中間產(chǎn)物OH基團(tuán)質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖。除了回火的例子外，其他3 個(gè)來(lái)流速度的OH基團(tuán)濃度主要集中在角區(qū)渦。因此，可以推斷這個(gè)旋流器的火焰是靠外層穩(wěn)定火焰的，即點(diǎn)火區(qū)域在角區(qū)渦附近。值得注意的是，在空氣流速為50 m/s 時(shí)， 角區(qū)渦中OH 濃度比空氣流速為35 m/s 或者75 m/s 時(shí)低。同時(shí)，進(jìn)口來(lái)流速度為75 m/s的算例中，火焰射向燃燒室外壁。

綜上所述，該型旋流器在進(jìn)口空氣來(lái)流速度為35~75 m/s，燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.03時(shí)，火焰形態(tài)基本相同，中心回流區(qū)錨定在鈍體回流區(qū)處，火焰靠角區(qū)渦穩(wěn)定，而在低來(lái)流速度18 m/s 時(shí)發(fā)生回火。因此，低負(fù)荷工作時(shí)，要考慮使用高來(lái)流速度與輔助點(diǎn)火裝置，或者關(guān)停部分燃燒室頭部。

2.3 燃料噴嘴數(shù)量及位置優(yōu)化

燃料噴嘴的設(shè)計(jì)基于頭部燃料摻混均勻特性，因?yàn)樵谪氼A(yù)混火焰中，增強(qiáng)頭部摻混有助于降低火焰面熱斑的出現(xiàn)，從而降低熱力型NOx值。而燃料孔的數(shù)量和位置是保證摻混特性的關(guān)鍵，在保證旋流葉片形狀不變的前提下，對(duì)比了基準(zhǔn)型和3 種改型燃料噴嘴形式，各形式下燃料孔布局如表4所示。圖8為不同燃料噴嘴配置下熱釋放率分布云圖，圖中黑實(shí)線表示軸向速度為零。

表4 各形式燃料孔Tab. 4 Different fuel hole structures

圖8 不同燃料噴嘴配置下熱釋放率分布云圖Fig. 8 Distribution of heat release rate under different fuel nozzles

由圖8 可知，盡管火焰總體形狀呈現(xiàn)V 形，分成內(nèi)外2 支，但不同燃料噴嘴配置將會(huì)導(dǎo)致高放熱位置變化。其中改型3 的火焰長(zhǎng)度較其他算例短，且內(nèi)支火焰在根部有一定的彎曲。同時(shí)，改型1和2中的火焰內(nèi)支(近中心回流區(qū))較外支的放熱率高。

圖9為不同燃料噴嘴配置下OH 基團(tuán)濃度分布。通過(guò)對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)在壓力面靠近中心體附近增加燃料噴射量時(shí)，中間產(chǎn)物OH 基團(tuán)集中于中心回流區(qū)。相比于改型1的單葉片八孔噴射，改型2(全部由壓力面的單葉四孔噴嘴噴出)會(huì)在噴嘴尺寸保持不變的前提下，速度提升為八孔的2倍。此時(shí)，OH基團(tuán)更集中于中心回流區(qū)，并且覆蓋根部。而八孔OH 濃度更表現(xiàn)出未燃混合氣表面薄而長(zhǎng)的特征。當(dāng)燃料全由吸力面噴口噴出時(shí)(改型3)，高OH 基團(tuán)濃度集中在2 支火焰鋒面，鏈?zhǔn)椒磻?yīng)靠近頭部出口，火焰相對(duì)短小，較為緊湊。

圖9 不同燃料噴嘴配置下OH基團(tuán)質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig. 9 Mass fraction distribution of OH at different fuel nozzles

綜上所述，在增加壓力面噴孔數(shù)量的2 個(gè)算例(改型1 與改型2)中，高放熱率集中在中心回流區(qū)根部，而改型1 的布置方法更為溫和，中心回流區(qū)根部溫度較改型2 低，有降低熱力NOx的趨勢(shì)。因此，在考察多頭部火焰聯(lián)焰與穩(wěn)定的設(shè)計(jì)中，可以使用此種設(shè)計(jì)，而不需要對(duì)單支旋流器配置點(diǎn)火器或值班級(jí)。

2.4 頭部結(jié)構(gòu)的影響

當(dāng)來(lái)流空氣速度均為50 m/s，燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.03 時(shí)，對(duì)比以下4 個(gè)計(jì)算結(jié)果，進(jìn)而獲得相應(yīng)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒室的影響特性：1）基準(zhǔn)型；2）火焰筒直徑為基準(zhǔn)型的1.22倍；3）燃料孔數(shù)量為基準(zhǔn)型的2倍；4）修改中心體端面為橢圓形。

圖10為4 種不同頭部結(jié)構(gòu)的熱釋放率云圖，圖中黑實(shí)線表示軸向速度為零。由圖10可見(jiàn)，擴(kuò)大火焰筒直徑有助于中心回流區(qū)沿徑向擴(kuò)張，與其他3 種結(jié)構(gòu)相比，中心回流區(qū)仍依靠鈍體回流區(qū)錨定，同樣存在擴(kuò)張-收縮的形態(tài)；增加燃燒孔數(shù)量將導(dǎo)致火焰高熱釋放率發(fā)生在火焰內(nèi)分支處；將中心體端面改成橢圓，將進(jìn)一步縮短火焰軸向長(zhǎng)度，使熱釋放率分布更加集中，但由于內(nèi)支火焰面變彎曲，可能造成低負(fù)荷時(shí)拉伸曲率增高，導(dǎo)致貧熄火，同時(shí)回流區(qū)徑向尺度降低。

圖10 4種不同頭部結(jié)構(gòu)的熱釋放率云圖Fig. 10 Heat release rate of four different head structures

圖11為基4 種不同頭部結(jié)構(gòu)的燃燒中間產(chǎn)物OH基團(tuán)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖?？梢?jiàn)，相比于基準(zhǔn)型，擴(kuò)大火焰筒直徑降低了角區(qū)渦總OH 基團(tuán)的濃度；當(dāng)進(jìn)口空氣流量與當(dāng)量比一定時(shí)，基準(zhǔn)型中的OH 基團(tuán)濃度能更均勻地分散到燃燒室的整個(gè)區(qū)域；相比于其他3 種結(jié)構(gòu)，當(dāng)開(kāi)孔數(shù)量增加時(shí)，OH基團(tuán)濃度高的區(qū)域從角區(qū)渦移動(dòng)到中心回流區(qū)的上游；當(dāng)使用中心體橢圓端面時(shí)，OH基團(tuán)濃度均勻分布于火焰筒中，在角區(qū)渦附近有聚集。

圖11 4種不同頭部結(jié)構(gòu)的燃燒中間產(chǎn)物OH基團(tuán)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖Fig. 11 Cloud diagrams of mass fraction distribution of OH groups in combustion intermediates with four different head structures

圖12為4 種不同頭部結(jié)構(gòu)的燃燒最終產(chǎn)物H2O 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖。可以看出，相比于基準(zhǔn)型，擴(kuò)大火焰筒直徑和增加燃料孔數(shù)量均導(dǎo)致火焰更長(zhǎng)更細(xì)，產(chǎn)生H2O的濃度在圖12(c)中更加明顯。由圖12(c)可知，最終產(chǎn)物在火焰尖部，可以預(yù)見(jiàn)，若有火焰因某些原因脫落時(shí)，相比于其他結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)會(huì)造成一定程度的壓力波動(dòng)。當(dāng)中心體改成橢圓端面后，內(nèi)支火焰呈現(xiàn)蓮花狀；外支火焰貼近摻混區(qū)的擴(kuò)散段以及火焰筒端壁，火焰形狀短小緊湊。

圖13為4 種不同頭部結(jié)構(gòu)的軸向速度云圖，圖14為相應(yīng)的軸向速度分量流線圖。由圖13、14可見(jiàn)，擴(kuò)大火焰筒直徑和增加燃料孔數(shù)量，不會(huì)導(dǎo)致軸向速度在火焰根部位置出現(xiàn)大的變化。然而，在中心體橢圓端面的計(jì)算結(jié)果中，軸向速度在頭部出口附近存在一個(gè)陡然降低再增加的“斷面”，這是由于中心回流區(qū)在靠近中心體位置陡然增加半徑，導(dǎo)致頭部出口流線被迫擠壓。而中心回流區(qū)徑向尺寸的變化是由于橢圓形能夠產(chǎn)生穩(wěn)定的鈍體回流渦。在其他結(jié)構(gòu)下，由于旋流產(chǎn)生的中心回流區(qū)在軸線附近是向上游流動(dòng)的，這個(gè)速度將迫使鈍體回流區(qū)逐漸減小至消失，速度梯度在軸線位置被減弱。

圖13 4種不同頭部結(jié)構(gòu)的軸向速度云圖Fig. 13 Axial velocity cloud images of four different head structures

圖14 4種不同頭部結(jié)構(gòu)的軸向速度分量流線圖Fig. 14 Streamlines of axial velocity components of four different head structures

圖15為基準(zhǔn)型、增加燃料孔數(shù)量及中心體改橢圓端面結(jié)構(gòu)下的火焰?zhèn)鬟f函數(shù)幅值和相位情況?？梢钥闯觯? 個(gè)開(kāi)環(huán)傳遞函數(shù)幅值曲線相近，且低于1。在100~200 Hz火焰?zhèn)鬟f函數(shù)的幅值較高，在200~400 Hz幅值快速衰減，在400~500 Hz處有第2個(gè)局部高峰。幅值圖中3個(gè)曲線均有波浪形出現(xiàn)。圖15(b)表明，增加燃料孔數(shù)量不會(huì)對(duì)0~500 Hz內(nèi)相位產(chǎn)生影響，高于500 Hz時(shí)基準(zhǔn)型結(jié)構(gòu)的相位斜率近似不變，而增加燃料孔數(shù)量不會(huì)對(duì)這部分頻率的斜率有影響。但是對(duì)比修改中心體端面為橢圓的結(jié)構(gòu)，火焰形狀發(fā)生了變化，導(dǎo)致燃料飛行時(shí)間改變，此時(shí)在極低頻0~40 Hz處，斜率與增加噴嘴數(shù)目的算例相等；在40~100 Hz 處的斜率增加，相位劇烈下降；在100~500 Hz 時(shí)斜率又和其他2 種結(jié)構(gòu)相等，在高于500 Hz時(shí)斜率距離增加，相位劇烈下降。

圖15 3種不同頭部結(jié)構(gòu)的火焰?zhèn)鬟f函數(shù)幅值和相位Fig. 15 Amplitude and phase of flame transfer function for three different head structures

3 結(jié)論

1）采用沿軸向半徑增加的中心體設(shè)計(jì)時(shí)，預(yù)混段軸向通道面積的改變對(duì)動(dòng)量定義的旋流數(shù)影響較小，動(dòng)量基旋流數(shù)沿軸向截面變化小于15%；對(duì)速度定義的旋流數(shù)影響大，速度基旋流數(shù)變化超過(guò)30%，并且速度基旋流數(shù)在沿葉高度方向有劇烈變化。

2）燃燒器進(jìn)口空氣來(lái)流速度在35~75 m/s，當(dāng)量比相同時(shí)，火焰形態(tài)基本不變，中心回流區(qū)錨定在鈍體回流區(qū)處，而在低來(lái)流速度(18 m/s)時(shí)易發(fā)生回火。

3）壓力面燃料孔數(shù)從2 增加到4 時(shí)，高放熱率集中在中心回流區(qū)根部，OH 基團(tuán)濃度達(dá)到0.001，而同時(shí)增加壓力面和吸力面燃料孔數(shù)(壓力面吸力面均4 孔)使得中心回流區(qū)根部溫度更低，OH 基濃度達(dá)到0.001 的區(qū)域明顯減小，有降低熱力NOx的趨勢(shì)。

4）增加火焰筒直徑，有助于中心回流區(qū)沿徑向擴(kuò)張，降低角區(qū)渦總OH 基團(tuán)的濃度約40%，導(dǎo)致火焰更長(zhǎng)更細(xì)，但不會(huì)導(dǎo)致軸向速度在火焰根部位置出現(xiàn)大的變化，速度保持在-20 m/s 左右；將中心體端面改成橢圓，會(huì)縮短火焰軸向長(zhǎng)度，使熱釋放率分布更加集中，并能夠產(chǎn)生穩(wěn)定的鈍體回流渦，縮短中心回流區(qū)徑向尺寸。

5）增加燃料孔數(shù)量、改變中心體端面形狀對(duì)火焰?zhèn)鬟f函數(shù)幅值影響較小，基準(zhǔn)型、修改中心體、增加燃料孔數(shù)的開(kāi)環(huán)傳遞函數(shù)幅值曲線相近，且低于1。三者幅值在100~200 Hz 均出現(xiàn)峰值，在200~400 Hz幅值快速衰減，在400~500 Hz處有第2 個(gè)局部高峰。改變中心體端面形狀對(duì)火焰?zhèn)鬟f函數(shù)相位影響顯著，由于火焰形狀發(fā)生了變化，其相位在40~100 Hz 處的斜率增加，劇烈下降；在100~500 Hz 時(shí)斜率又和其他2 種結(jié)構(gòu)相等；在高于500 Hz時(shí)斜率距離增加，相位劇烈下降。