RQL燃燒室燃燒特性數值研究

蘇金友，王少林，王力軍

（沈陽航空航天大學動力與能源工程學院，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能、低污染（低NOx排放）燃燒室之一。與貧油預混預蒸發（LPP）低污染燃燒室相比，RQL燃燒室具有穩定性高和安全性高的特點，而且可以適應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燃燒室技術備受關注[1]。與傳統燃燒室相比，其前段為富油燃燒，通過旋流器進入燃燒室的空氣量很少，該區域的當量比范圍為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，而后帶有未燃盡燃氣進入下游面積收縮的快速摻混區（也稱淬熄區），在此區域壁面上有一定數量的摻混孔，大量的高速空氣射流由摻混孔進入燃燒室，與燃氣快速、有效地混合變為貧油狀態后進入下游的貧油區，在貧油區中剩余的燃料與摻混空氣反應，以達到貧油燃燒減少NOx生成的目的。

RQL燃燒室主要技術關鍵是：富油區的壁面冷卻不能應用氣膜冷卻，氣膜空氣進入燃燒室將會與燃氣混合形成局部化學當量比區而導致大量NOx產生，因此必須采用先進的冷卻技術，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的產生（此方面的研究內容不在本文的范圍之內）。其次,淬熄射流對RQL燃燒技術至關重要，快速摻混上游富油區的產物，盡量減少在摻混區的停留時間，以免形成局部恰當當量比生成大量的NOx；與此同時有效的混合可以使反應更完全，燃燒效率提高[3]。

本文采用P.Anacleto等人建立的模型燃燒室結構并加以修改，在富油區收縮段加環帶冷卻射流[4],以模擬由摻混孔進入的空氣流。圍繞RQL技術的關鍵，對該模型燃燒室的燃燒特性，如燃燒室熱運行的氣動力學特征、燃燒室溫度場特征進行了多種設計和工作條件下的CFD數值研究。

2 數學模型

連續性方程

動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為湍流熱傳導系數。

組分質量守恒方程表示為

式中:Yi為組分i的質量分數；Ji為組分i的擴散通量；Si為源項。

3 計算模型

此模型是在國際現有的RQL模型燃燒室進行調研和研究基礎上設計的。RQL模型燃燒室長度323 mm，直徑124 mm。在富油區R和淬熄段Q之間設有氣膜冷卻環。淬熄段Q周向均勻布置8個空氣射流淬熄孔進行淬熄摻混。貧油區L的頭部周向均勻布置96個直徑為1 mm的氣膜冷卻孔。高溫燃氣出口突擴段有60個周向布置的直徑為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，助燃空氣經軸向旋流器噴入燃燒室。RQL模型燃燒室設計簡圖和網格劃分分別如圖1所示。

圖1 RQL火焰筒模型設計

計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。燃料和氧化劑的質量進口邊界條件見表1，固定壁面采用壁面函數描述，出口邊界采用等梯度條件。

表1 進口邊界條件

從頭部進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。4種不同模擬工況下的流量分配系數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燃燒室的氣動特性研究[4]可知，采用中等旋流強度利于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。對于不同的當量比（主燃區實際油氣比與其化學恰當油氣比之比），邊界條件見表3。

表3 不同當量比下的邊界條件

4 結果分析

4.1 當量比的影響

由圖3、4可以看出，在RQL燃燒室內部的富燃區R內，火焰呈扇錐形，在中央回旋區起到穩定燃燒作用。在淬熄段Q，由于R區的富油量很小，所以R區燃燒剩余的油量進入Q區很少，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。此時的淬熄空氣主要起到冷卻R區高溫燃氣作用。在貧燃區L，圖4的高溫區長度要比圖3的略長些，這些說明富油量稍有增加會使貧燃區L有燃燒延伸作用。而富油量增加不多又導致延伸火焰被向中央軸心處壓縮，沒在淬熄射流處被2次點燃。這也存在R區環形冷卻射流與淬熄射流在近壁處匯聚而導致空氣量過大使燃燒被吹熄的原因。此時的進氣效果并不是2次燃燒，而是快速使R區的富燃向L區的貧燃轉化，只等效于常規燃燒室的摻混空氣。分析原因主要是R區的富油量相對于淬熄空氣量小，所以需加大R區的富油比。

此計算可知，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區的富油在Q區狹小空間內的快速混合2次燃燒，實現R區富燃向L區貧燃的快速轉換，極大抑制R區和L區的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個工況逐漸增大R區的燃油量，以考察富油燃燒區對實現淬熄的可能最小燃油量及其對實現淬熄的貢獻。5個工況燃燒溫場的數值模擬結果如圖5～9所示。從圖中可見，隨富油區的油氣比逐漸增大，R區高溫后移，當達到工況5時（當量比1.4），高溫區完全從R區移出，R區內形成穩定的富油燃燒，達到了降低溫度的目標。再增大當量比，高溫區的起始位置基本不變，如圖7～9所示。同時Q區邊界處油氣混合位置并沒有發生明顯的2次燃燒現象。其數值計算結果表明，單純增大富油區的油氣比不能實現淬熄效果。淬熄區與富油區有內在聯系，加強對淬熄區的研究顯的尤其重要。如何實現富油區富油與淬熄段噴入空氣量的配合；如何實現局部恰當油氣比分布；如何實現2次燃燒，以便實現富油燃燒向貧油燃燒的快速轉換。這些都是要解決的問題。可見，RQL新概念燃燒室對幾何結構設計和在此基礎上的氣動參數、燃燒參數的設計要求是嚴格和苛刻的。

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區的淬熄提供計算基礎，對RQL燃燒室的出口進行了燃燒特性分析，即選擇出口溫度場分布均勻性結合出口溫度峰值進行分析。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直接影響渦輪導葉的壽命，一般用熱點即溫度分布系數作為衡量標準。出口溫場分布系數是燃燒室出口溫度分布中任意1點溫度的最大值Tt4max超出平均的量與溫升之比，計算公式為

對于相同的進口溫度，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

由表4中的計算結果可以看出，隨當量比的逐漸增大，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δh稍減小，基本在0.25以下，常規燃燒室出口溫度分布系數在0.25～0.35范圍內，越小越好，可見RQL燃燒室的出口溫度分布系數可以達到要求。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。假定油氣當量比為1.4是富油的最大允許值，并依該當量比作為研究淬熄過程的油氣當量比。

4.2 流量分配所產生的影響

由氣動力學分析可知，當燃油量確定后，選定的Q區淬熄空氣量對上游R區燃燒影響很小，可以忽略不計。所以當選定R區富油的燃油量以后，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。而對于航空燃氣輪機燃燒室而言，淬熄空氣量又與空氣流量分配相關。所以選擇不同的流量分配作為淬熄空氣量研究的參數。流量分配主要包括：富油區R的助燃空氣；富油區R的環形冷卻空氣量；淬熄區Q的淬熄空氣量占燃燒室入口總空氣量的份額。

下面在當量比1.4下，針對不同的流量分配系數對溫場的影響進行CFD數值模擬。計算條件見表5，工況3、4的溫度場如圖11、12所示。計算結果表明，淬熄空氣流量的增大對富油區的溫度分布沒有影響，驗證了增大淬熄空氣射流流量對富油區影響很小的結論。

由于環形冷卻射流的作用，增大淬熄空氣流對淬熄區Q的淬熄射流深度的增加沒起到明顯作用。但下游貧燃區L的溫場分布變化較為明顯：淬熄射流的流量越大，貧燃區L的高溫區縮短。這預示Q區的冷卻環形射流有較強的冷卻作用，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，也沒有明顯導致局部吹熄的2次淬熄的燃燒火焰產生。從而淬熄空氣射流和環形冷卻射流主要起對流冷卻作用而不是淬熄作用。

表5 當量比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氣局部回流區（箭頭所示）。當淬熄空氣流量增大到60%時，高溫區集中在淬熄區，面積很小，計算結果在淬熄空氣射流后局部位置有高溫燃氣的回流存在。這對淬熄空氣與富油區的燃余燃油的燃燒和穩定將起到積極作用。

圖13為4種工況下主軸線上溫度變化規律。從工況1到4，Q區和L區溫度變化很大。工況1，射流流量為45%，最高溫產生在L區，中軸線上的溫度降低幅度很小，此時Q區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燃燒室主燃孔的高速助燃空氣，在下游L區形成主燃區，圖13同時可以印證，Q區、L區失效。隨著當量比加大，最高溫點向上游移動，且溫降的速度加快；當淬熄流量達到60%（工況4），高溫點移到淬熄孔中心附近，Q區過渡作用生效，但效果并不明顯。

圖13 主軸上溫度變化規律（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。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迅速減小。可見較高的淬熄射流強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 當量比1.4進氣條件下不同流量分配

研究結果表明：在R區的一定條件下，Q區的淬熄能否出現2次燃燒射流不僅與淬熄射流的流量分配有關，還與環形冷卻射流的影響有關。環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當量比，不利于淬熄2次射流2次燃燒反應的產生，即同樣沒起到真正意義的淬熄作用。在此基礎上進一步深入研究淬熄的產生是必要的。

4.3 淬熄技術的改進

由上述分析可知，在R區存在環形冷卻射流條件下，增大淬熄空氣流量并沒有有效增加淬熄深度并產生淬熄現象。由于在機匣幾何尺寸一定條件下，在增加淬熄空氣流量分配的同時也加大了R區環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燃燒室的技術關鍵，所以對淬熄技術的改進研究集中在修改淬熄段Q。在前面研究的基礎上，將R區環形冷卻射流除去，并將淬熄射流孔增多到12個，使其總的淬熄射流面積不變，應當是集中研究淬熄技術的一個選擇，R區壁面冷卻可從采用提高內壁的抗高溫材料性能（如采用陶瓷內襯材料等)方面考慮，不在本文研究范圍內。

計算條件：當量比為1.4，R區空氣量30%，Q區射流空氣量50%，L區的總冷卻空氣量20%。用CFD方法對RQL燃燒室內的燃燒狀態進行數值模擬。

圖14 無環流射流溫場

計算結果如圖14所示。與圖11比較可知，高溫區前移，在淬熄空氣氣流射入的一定位置產生了局部二次燃燒火焰，在此后的燃燒由富燃（Q區）向貧燃燃燒（L區）的轉化。如果再加大淬熄空氣量，淬熄深度變大，2次燃燒火焰應當更明顯。淬熄區需要快速有效的摻混實現由富燃燃燒（Q區）向貧燃燃燒（L區）的快速轉換。但根據國外的研究報道[9]，過深的淬熄深度會造成火焰分離，使其無法達到快速有效的混合。國外的實驗測量結果報道[9]，射流摻混效果最好時，最大的射流深度以距離壁面3/5 r（r為淬熄區半徑）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，出口溫度分布系數為0.146，較有環流射流下的工況b而言，出口最高溫度降低與出口溫度分布系數減小，因而無環行射流的方案具有較高的出口溫度分布質量。

圖15 無射流縱截面溫場

圖15左、右分別為有和沒有R區冷卻環時淬熄效應橫截面溫場計算結果。如圖15左所示，無環帶的12個淬熄空氣射流位置明顯發生了2次燃燒反應，與淬熄縱截面核心的貧燃燃燒高溫區火焰連接一體，這表明在淬熄位置后的2次燃燒已向貧燃燃燒L轉換。而圖15右有環帶射流的淬熄縱截面有一環帶的火焰區，中心仍是低溫區，表明有環帶射流的淬熄結果是R區火焰的被冷卻和壓縮，沒有轉化成2次貧燃燃燒火焰，即沒有發生真正意義的淬熄效應而實現Q區富燃向L區的貧燃轉換。與此同時，有環帶射流的工況下環形射流形成了貼壁冷卻環，而無環帶射流時的2次火焰靠近壁面，將考驗壁面的高溫承受能力，此時Q區壁面需要抗高溫復合材料。

5 結論

本文通過CFD方法，對RQL模型燃燒室不同當量比、不同流量分配以及改型的模型燃燒室進行數值模擬。通過數值模擬分析，可以得到如下結論。

（1）當模型燃燒室富油區的當量比為1及稍大于1時，富油區R形成穩定的高溫燃燒區，淬熄射流只起到了冷卻作用；增大當量比，高溫區向下游移動，當量比達到1.4時，R區形成溫度的富油燃燒，再增大當量比對R區無影響；增大當量比對Q區淬熄效果影響不大。

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

（3）當量比1.4時，調整流量分配，增大射流流量能夠改善Q區從富油燃燒到貧油燃燒的過渡作用，提高出口溫度品質；由于環形射流沖擊效果，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，去掉環帶冷卻射流，可以有效增強射流深度，改善淬熄效果，降低L區的燃燒溫度，提高出口溫度品質。

（5）環帶射流對R區和L區均有冷卻效果，去掉環帶射流壁面溫度將增加。

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