燃料分配對同軸分級燃燒室燃燒特性的影響

蔡文波，安 辭，唐自佳，劉 瀟，楊家龍，鄭洪濤

(1. 海軍裝備部，西安 710054；2. 上海飛機設計研究院有限公司，上海 201206；3. 哈爾濱工程大學 動力與能源工程學院，哈爾濱 150001)

同軸分級燃燒技術是一種氣動分級的燃燒組織模式，同軸分級燃燒室火焰筒頭部由中心級和主燃級組成，兩級以同軸共心的形式嵌套在一起。中心為中心級，采用擴散燃燒方式，用于發動機啟動狀態，為發動機提供達到慢車工況時所需的溫度[1]；外圍為主燃級，采用貧燃預混燃燒方式，大工況時利用位于上游位置的中心級將其引燃，既迅速又可靠，同時由于主燃燒區維持在較低當量比的狀態，故可有效控制氮氧化物的排放量。

由此可見，中心級結構對同軸分級燃燒室能否成功點火、聯焰以及在較低污染物排放基礎上充分發揮高燃燒效率起著至關重要的作用。因此，本文將以天然氣為燃料，基于某同軸分級燃燒室，分析低工況情況下不同燃料分配方法對流場的影響規律，研究結果為低排放燃燒室頭部結構設計提供數據支撐。

分級燃燒室中各級燃料量分配規律對燃料分布、流場特性以及污染物排放量均存在一定影響。Muruganandam[2]在研究中發現當燃燒室出現熄火先兆現象時，可調整中心級火焰的燃料量，增大燃燒區內的當量比，進而使火焰進入穩定燃燒區，以此來擴寬貧油熄火極限范圍，該方法的本質是通過調節主燃區當量比的方法，來提供一個局部更加穩定的燃燒方案。李芳怡[3]基于某環形燃氣輪機燃燒室，改變不同燃油分配比例，研究了不同比例下燃燒性能的變化規律。研究結果表明：增大主燃級供油比例，燃燒場高溫區面積減小，出口最大不均勻度降低，燃燒效率升高，NOx排放量大幅度降低；此外通過一系列對比分析，作者得出在設計工況時，主燃級供油比例占90%、中心級供油比例占10%時，燃燒效率最高，且此時燃燒污染物排放量最少。曹天澤[4]基于某周期性環管燃燒室，采用數值模擬方法探究了不同燃料供給量對燃燒場的影響規律。研究結果表明：在空氣供給量不變的前提下，增大燃料量，燃燒區域變大，燃燒室出口截面最高溫度升高，但出口溫度不均勻度減小。程明[5]基于TAPS燃燒室分析了不同燃油分級比例對燃燒室性能的影響。研究結果表明：中心級燃油量過多或過少均不利于控制燃燒污染物的排放量；減少分配至中心級燃料量，在燃燒場中高溫區面積顯著減小，溫度分布更均勻；隨中心級燃料量逐漸減少，出口溫度分布系數降低，且降低速率逐漸增大，同時當中心級燃料占比降至40%時，出口溫度分布系數降低速率逐漸減小。

綜合以上國內外研究現狀發現，各國學者針對同軸分級燃燒室技術進行了大量的試驗與數值模擬研究，其中許多研究成果已應用于具體型號的設計研發中，其中燃料的分配規律對同軸分級燃燒室的設計與優化提供了強有力的技術與數據支撐。故本文以某一同軸分級燃燒室為研究對象，分析其低工況下燃料分配對燃燒特性的影響。

1 數學模型

1.1 FGM燃燒模型

本文使用的燃燒模型選用部分預混燃燒下的FGM(flamelet generated manifold)燃燒模型。FGM模型參考層流火焰面的方法，認為三維火焰在本質上具有一維結構，湍流火焰面是層流火焰面的統計平均。FGM模型首先采用化學反應機理建立層流FGM表，然后采用假定PDF對層流FGM表進行積分得到湍流FGM表，同時引入混合分數f和進程變量作為層流FGM表單的變量。混合分數可按照如下的方法定義[6]：

(1)

式中：Y為質量分數，M為相對原子質量，下標H、C分別代表氫和碳，1和2分別代表燃料進口和氧化劑進口。混合分數是一個守恒標量，只受擴散和對流的影響，其輸運方程為：

(2)

式中：D為層流擴散系數。

反應進度變量C選擇基于溫度進行定義：

(3)

其控制方程為：

(4)

在計算中，通過求解進程變量的輸運方程，就可以求得進程變量的分布，然后根據各點上的值查FGM表單，進而得到流場中溫度、各組分質量分數的分布規律。

1.2 燃燒性能指標

1.2.1 燃燒效率

燃燒效率是燃燒室最重要的性能評價指標，根據燃燒過程中的能量守恒原理，燃燒室的燃燒效率定義為[7]：

(5)

1.2.2 燃燒室出口溫度場均勻性

由于燃燒室出口的高溫流體直接流經渦輪的第一級葉片，若燃燒室出口溫度場不均勻會使葉片所受的熱應力不均而導致葉片損壞，進而縮短渦輪葉片的壽命，因此燃燒室出口溫度場的均勻程度直接影響了渦輪葉片的安全性。此外，出口溫度分布還會影響燃燒污染物的排放量。評判出口溫度場均勻性的指標有：總溫分布系數(OTDF)、徑向分布系數(RTDF)以及周向分布系數(CTDF)等，本文中主要對總溫分布系數進行考察，其表達式為：

(6)

式中：T表示溫度，下角標o和i分別表示燃燒室出口與進口，下角標m和a分別表示最大值與平均值。

2 計算模型與邊界條件

2.1 計算模型

某改型后的同軸分級燃燒室結構示意圖如圖1所示，進入模型燃燒室中的空氣共分為兩股，30%的空氣用于壁面冷卻，70%的空氣通過燃燒室頭部的三級塔式旋流器進入火焰筒參與燃燒。由于該模型燃燒室在周向具有周期性，本研究選取該模型燃燒室扇形區域的1/20及所在位置的1個頭部作為研究對象，探究燃料分配對燃燒室流場特性的影響。

圖1 某同軸分級燃燒室

燃燒室結構復雜且尺寸較大，利用結構網格對燃燒室進行劃分會非常困難，故本文采用四面體非結構網格對燃燒室結構進行劃分，并對流場分布具有重要影響的小部件進行網格加密處理。圖2為燃燒室網格劃分示意圖。

圖2 燃燒室網格劃分示意圖

2.2 網格無關性驗證

在數值模擬計算過程中，計算域網格數量會對計算結果產生十分重要的影響。因此驗證網格數量對計算結果的無關性影響是十分有必要的，從而可確定適用于本文研究對象的最佳網格數。

燃燒室中心回流區與5%質量分數甲烷的貫穿深度都是描述流場特性的重要指標，基于某一工況，計算模擬8種不同網格數情況下回流區的位置(即速度等于零圍成的區域，用X與Y軸坐標表示)與5%質量分數甲烷的貫穿深度，如圖3和圖4。觀察發現，從574萬網格開始，即使再增加網格數，回流區位置與5%質量分數甲烷的貫穿深度變化不大，則說明此時網格已呈無關性變化。因此，為了節省計算時間，本文模擬計算采用的網格數為574萬。

圖3 不同網格數時回流區大小示意圖

圖4 貫穿深度隨網格數變化情況

2.3 湍流模型及燃燒模型驗證

在進行模擬計算之前，需要對采用的湍流模型與燃燒模型進行模型驗證，保證模擬計算的結果接近實際情況。

德國斯圖加特大學的A.Widenhorn團隊試驗研究了甲烷雙級旋流燃燒室的燃燒特性，測量得到距旋流器出口所在平面10 mm處的徑向速度分布與燃燒室溫度分布。圖5為文獻[8]中使用的雙級燃燒室結構示意圖。

圖5 雙級燃燒室

湍流模型選用Realizable模型，燃燒模型選用FGM模型，甲烷化學反應機理選用GRI3.0機理，壓力速度耦合采用SIMPLE算法，離散格式采用二階迎風插值格式。

圖6給出了利用數值模擬得到了距旋流器出口所在平面10 mm處的徑向速度分布與燃燒室溫度分布曲線，與試驗數據對比，可以看出數值模擬的結果與文獻給出的結果擬合效果良好，證實了數值模擬方法可以有效地反應流場速度變化與溫度變化。此外，鄭洪濤、張智博、姜雪等人[9-11]在研究中亦得出相同的結論，因此認為該數值模型具有良好的準確性，可以較好通過數值模擬方法來反應燃燒室的燃燒特性。

(a) 徑向速度分布圖

3 計算結果與分析

在燃燒室點火成功后，隨燃氣輪機工況逐漸升高，空氣流量與燃料供給量均增加，此時燃燒室須實現穩定聯焰且不出現熄火現象；同時為了充分發揮第一級預混的優勢，還需考慮在點燃第一級預混燃料后，中心級燃料退出對燃燒場產生的影響。針對這一問題，在低工況下保持中心級燃料量不變，分析第一級預混燃料量對冷、熱態流場的影響規律，同時在點火成功且總燃料量不變的基礎上，將中心級燃料退出，對比分析退出中心級燃料前后火焰形態及溫度分布的差異。

3.1 冷態場分析

應先對該燃燒室中冷態流場進行仿真計算，以便在后續研究及分析中，可更好地對流場某些特征進行對比分析。圖7為該工況下中截面流場的速度分布云圖，圖8為燃燒室流線圖。

圖7 中截面速度分布云圖

圖8 流線分布圖

從圖7中可知，主流速度為正向，速度為負的區域為回流區，回流區與主流區發生強烈的剪切作用，形成剪切層，剪切層附近氣體流速為55 m/s左右。結合圖7與圖8可知，主流空氣進入燃燒室后由于旋流器壁面的作用，將主流氣體分隔成多股氣流進入旋流器，隨旋流器葉片的導流，各級空氣均產生折轉，故在旋流器出口處形成旋轉擴張的氣流，從而影響軸向逆壓力梯度變化，形成回流區，中心回流區呈“水滴”狀。從圖8可以看到，在火焰筒的前半部，形成了兩個近乎對稱的大渦，構成主回流區，在一級旋流器出口位置存在兩個對稱的小渦，稱為唇口回流區。此外，在三級旋流器出口位置同樣形成了兩個對稱的渦，稱為角落回流區。

3.2 第一級預混燃料量對流場的影響

本節基于表1中低工況進氣參數，在保證中心級軸、斜徑向質量流量不變的基礎上，改變第一級預混燃料量，分析第一級預混燃料量不同對冷態流場及燃燒特性的影響，選用中心級軸向燃料質量流量為0.5 g/s、斜徑向燃料質量流量為1.5 g/s，同時加入第一級預混燃料量(3～17 g/s)，進行模擬計算。

表1 低工況下進氣參數

3.2.1 燃料空氣摻混分布情況

圖9為改變第一級預混燃料量時中截面甲烷質量分數分布圖，圖中虛線表示甲烷質量分數為5%的等值線。從圖中可知，保持中心級軸向孔及斜徑向孔燃料質量流量不變，僅增大第一級燃料量，甲烷分布范圍逐漸變大。當第一級質量流量為3 g/s時，甲烷主要集中分布在三級旋流器內部；當第一級質量流量為7 g/s時，甲烷分布最遠處位于旋流器出口位置；當第一級質量流量為17 g/s時，甲烷分布最遠處則位于火焰筒中前部。

圖9 中截面甲烷質量分數分布圖

圖10為中截面甲烷當量比分布圖，圖中細線表示甲烷當量比為1.325的等值線，粗線表示甲烷當量比為0.501 8的等值線。從圖中可知，當第一級預混燃料質量流量為3 g/s時，細線區域面積較小，隨第一級質量流量的增大，細線區域逐漸增大，但當第一級質量流量增大至9 g/s時，該細線區域面積變化逐漸減小，可見當第一級質量流量高于9 g/s后，再繼續增大第一級質量流量對甲烷當量比為1.325所在區域范圍影響不大。增大第一級預混燃料質量流量，圖中粗線區域逐漸增大。當第一級質量流量為3 g/s時，粗線區域主要集中在旋流器內部；當第一級質量流量增大至9 g/s時，粗線區域最遠處位于火焰筒中前部；當第一級質量流量增大至13 g/s時，粗線區域最遠處延伸至火焰筒中部；繼續增大第一級質量流量至17 g/s時，粗線區域幾乎完全覆蓋整個火焰筒。可見，增大第一級預混燃料質量流量對甲烷當量比為0.501 8所在區域范圍影響較大。因此增大第一級質量流量可有效增大甲烷可燃極限范圍在火焰筒中所覆蓋的面積。

圖10 中截面甲烷當量比分布圖

3.2.2 溫度場分布及燃燒特性變化情況

圖11為中截面溫度分布圖。從圖中可知，隨第一級預混燃料量的增大，火焰面積逐漸增大且火焰面前端逐漸后移。當第一級質量流量為3 g/s時，火焰主要集中在旋流器出口左右，且面積較小，呈三角形；當第一級質量流量為5 g/s時，火焰高溫區位于火焰筒中前部；繼續增大第一級質量流量至9 g/s時，火焰高溫區主要集中在火焰筒中部，且高溫區面積較大，火焰面前端后移至旋流器出口位置；當第一級質量流量為13 g/s時，火焰延伸至火焰筒出口處，且高溫區逐漸向火焰筒出口方向移動，此時火焰面前端出現“M”型分布趨勢；當第一級質量流量增大至17 g/s時，此時火焰高溫區主要位于火焰筒后部，且火焰面前端“M”型明顯。

圖11 中截面溫度分布圖

圖12為改變第一級預混燃料質量流量時燃燒效率的變化曲線。從曲線圖中可知：當總燃料質量流量為5 g/s，即第一級質量流量為3 g/s時，燃燒效率最低，為97.16%；當總燃料質量流量從5 g/s變化至11 g/s，即第一級質量流量從3 g/s變化至9 g/s時，燃燒效率增長速度較快；當總燃料質量流量為11 g/s時，燃燒效率最大，達到99.96%；再繼續增大總燃料質量流量，燃燒效率略有降低，但均維持在99.88%左右。

圖12 不同燃料量時燃燒效率變化曲線

圖13為改變第一級預混燃料質量流量時OTDF變化曲線。從圖中曲線可知，隨總燃料質量流量增大，OTDF先增大再減小。當總燃料質量流量為5 g/s，即第一級預混燃料質量流量為3 g/s時，OTDF最低為25.13%；當總燃料質量流量在7 g/s至15 g/s之間變化時，OTDF的增長速率逐漸增大；當總質量流量從15 g/s增大至17 g/s時，OTDF的增長速率略有降低；當總質量流量為17 g/s時，OTDF最大，說明此時出口溫度不均勻度較大，局部高溫易對渦輪葉片造成影響。

圖13 不同燃料量時OTDF變化曲線

3.3 中心級燃料退出對燃燒場的影響

本節基于上節計算結果，將中心級、斜徑向燃料退出，對比分析中心級燃料退出前后燃燒場的變化情況。為了保證中心級燃料退出前后燃燒室總當量比不變，故將原中心級燃料加入至第一級燃料孔中噴射。

圖14為中心級燃料退出后中截面溫度分布圖。與圖11對比可知，兩圖中對應工況的溫度分布形狀及位置均相近，但中心級燃料退出后，火焰前端距中心級端面更近，是由于在中心級燃料退出后，氣流對火焰吹掃作用減小，故火焰端面向前移動。在總燃料質量流量為5 g/s與7 g/s時，高溫區接觸到中心級結構，易對中心級結構造成燒蝕。

圖14 中心級燃料退出后中截面溫度分布圖

圖15為中心級燃料退出前后燃燒場內溫度為1 300 K等值線對比圖。從圖中可以看到，當燃料總質量流量為5 g/s和7 g/s時，溫度為1 300 K等值線位置差別較大。在中心級燃料退出后，即圖中紅色虛線距中心級出口端面更近，此時燃燒產生的高溫易將中心級結構燒蝕；當燃料總質量流量繼續增加，中心級燃料退出前后1 300 K等值線區域分布位置及形狀均無明顯差別。可見，當燃料總質量流量為5 g/s與7 g/s時，中心級燃料退出前后對燃燒室內溫度分布影響較大，而當燃料繼續增加至19 g/s時，中心級燃料退出前后對燃燒室內溫度分布幾乎無明顯影響。

圖15 中心級燃料退出前后1 300 K等值線

圖16為中心級燃料退出前后改變總燃料質量流量燃燒效率變化對比曲線圖。從圖中燃燒效率的變化趨勢可看出，中心級燃料退出后燃燒效率的變化規律與中心級燃料退出前相同；除當總燃料質量流量為7 g/s時，中心級燃料退出前后燃燒效率存在一定偏差外，其余情況時中心級燃料退出前后燃燒效率幾乎相同。可見，在保證燃料量不變的情況下，中心級燃料退出與否對燃燒效率影響很小。

圖16 中心級燃料退出前后燃燒效率變化對比曲線

圖17為中心級燃料退出前后OTDF變化曲線對比圖。從圖中兩曲線對比可知，中心級燃料退出與否對OTDF存在一定影響：當總燃料質量流量在5 g/s至11 g/s之間變化時，中心級燃料退出前后OTDF變化較小；當總燃料質量流量高于11 g/s時，中心級燃料退出前后OTDF變化量變大。

圖17 中心級燃料退出前后OTDF變化曲線

4 結論

本章基于FLUENT軟件，利用FGM燃燒模型對天然氣同軸分級燃燒室低工況進行了數值模擬，通過對燃燒室流場分布、溫度分布、燃燒效率以及OTDF的分析，研究了第一級燃料量對燃燒室燃燒特性的影響規律。通過對比分析可以得到如下結論：

(1) 保持中心級燃料量不變，增大第一級燃料量可有效增大甲烷可燃極限范圍在火焰筒中所覆蓋的面積；同時隨第一級預混燃料量的增大，火焰面積逐漸增大且火焰面前端逐漸后移，燃料量增大到一定值時火焰面前端出現“M”型分布趨勢，當總質量流量為17 g/s時，OTDF最大，說明此時出口溫度不均勻度較大，局部高溫易對渦輪葉片造成影響。

(2) 在中心級燃料退出后，燃燒產生的高溫易將中心級結構燒蝕,當燃料量繼續增加，中心級燃料退出前后1 300 K等值線區域分布位置及形狀均無明顯差別；在保證燃料量不變的情況下，中心級燃料退出與否對燃燒效率影響很小。當總燃料質量流量在5 g/s至11 g/s之間變化時，中心級燃料退出前后OTDF變化較小；當總燃料質量流量高于11 g/s時，中心級燃料退出前后OTDF變化量變大。