劉愛虢， 陳炫任， 楊宇東， 陳 雷， 王成軍

(沈陽航空航天大學(xué) 遼寧省航空推進系統(tǒng)先進測試技術(shù)重點實驗室， 沈陽 110136)

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

在中小型燃氣輪機領(lǐng)域，美國的GE公司、Solar公司和德國的Siemens公司生產(chǎn)的中小型雙燃料燃氣輪機代表了當今國際雙燃料燃氣輪機的最高水平.Solar公司生產(chǎn)的1～23 MW共11個型號燃氣輪機有10個型號可提供雙燃料系統(tǒng)，美國GE公司的40 MW以下雙燃料燃氣輪機包括已發(fā)展到第四代的LM2500+G4和由LM2500+為原型機的車載式移動電站TM2500，其中LM2500+G4被公認為最成功的30 MW級燃氣輪機.德國Siemens公司為雙燃料燃氣輪機發(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型燃氣輪機上得到了應(yīng)用[3].

國內(nèi)在雙燃料燃燒室的研制和應(yīng)用方面也開展了大量的工作.中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所對燃用天然氣的QD128燃氣輪機燃燒室進行了改進，重新設(shè)計了能使用焦爐煤氣和液體燃料的雙燃料噴嘴[4].我國自主研制的首臺重型燃氣輪機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25 MW級雙燃料燃氣輪機解決了雙燃料燃燒室設(shè)計、雙燃料切換、雙燃料機組控制等關(guān)鍵技術(shù)，成為我國首套海上平臺用雙燃料燃氣輪機[6-7].國內(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)對多種貧燃預(yù)混的雙燃料-空氣模進行了設(shè)計研究，并進行了燃燒試驗，結(jié)果表明所設(shè)計的雙燃料燃燒室在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)以及過渡工況的設(shè)計都切實可行[8].哈爾濱工程大學(xué)為化學(xué)回?zé)嵫h(huán)燃氣輪機設(shè)計了1種雙燃料燃燒室，采用了部分預(yù)混、多點分布等低排放燃燒技術(shù)，對燃燒室的流動和燃燒特性進行了數(shù)值計算，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].北京華清燃氣輪機與煤氣化聯(lián)合循環(huán)工程技術(shù)有限公司公開了1種燃氣輪機燃燒室中心體供油雙燃料噴嘴，通過調(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)，能滿足不同負荷條件下對燃料種類和燃料分布的要求，實現(xiàn)雙燃料供應(yīng)，保證了穩(wěn)定的燃燒場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，國內(nèi)在雙燃料燃燒室的研制方面開展的工作還比較少，主要以數(shù)值計算為主，低排放雙燃料燃燒室燃燒性能試驗的研究很少.在對雙燃料燃燒室的研制中，還需要在噴嘴設(shè)計、雙燃料混燒技術(shù)、低排放燃燒技術(shù)等方面開展深入的研究，尤其是雙燃料的混燒技術(shù)，處理不當會導(dǎo)致燃燒室的回火及NOx排放升高等問題[11-12].本文對所設(shè)計的1種使用雙燃料的低排放燃燒室的結(jié)構(gòu)特征及工作原理進行了介紹，采用數(shù)值模擬的方法對燃燒室內(nèi)的流場特性進行了分析，對雙燃料混燒時的燃燒效率、污染物排放等性能指標進行了試驗測試.

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)計的雙燃料低排放燃燒室的結(jié)構(gòu)如圖1所示，可單獨和同時使用柴油和天然氣兩種燃料.其特點是：燃燒室頭部采用了中心分級貧燃預(yù)混燃燒技術(shù)，值班級位于中間，主燃級位于值班級的外圍，且與值班級同軸布置.主燃級由一級徑向旋流器、多點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個葉片，葉片安裝角為20°.主燃級為氣體燃料和液體燃料共用級，燃料由直射式噴孔射流進入空腔，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，噴孔方向與燃燒室軸線方向相同.值班級由離心噴嘴、兩級徑向反向旋流器、文氏管、套筒組成，值班級使用液體燃料.液體燃料由值班級噴嘴噴出，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現(xiàn)燃油的霧化，在值班旋流器出口形成擴散燃燒，提供不同工況條件下的穩(wěn)定點火源.其中，值班級第一級旋流器的內(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°；值班級第二級旋流器的內(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].為增加從頭部進入燃燒室的空氣量，降低主燃區(qū)當量比，實現(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，不再開主燃孔.

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

燃燒室單頭部設(shè)計點參數(shù)及污染物排放目標參數(shù)(體積濃度)如表1所示.

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

1.2 流動特性

利用Gambit軟件對所建立的三維幾何模型進行網(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)對燃燒室頭部以及氣膜孔附近網(wǎng)格進行加密，燃燒室進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，減少計算工作量[14].圖2所示為雙燃料燃燒室計算網(wǎng)格.利用Fluent軟件對低污染雙燃料燃燒室的三維兩相噴霧流場進行了計算，研究了冷態(tài)及熱態(tài)時燃燒室內(nèi)的流場特性.使用流體體積(VOF)函數(shù)多相流模型，該模型在整個計算域內(nèi)對互不相容的流體求解同一個動量方程組并追蹤每種流體的體積分數(shù)來模擬多相流.模型中設(shè)置第一相為空氣，第二相為煤油，第三相為甲烷.各相的體積分數(shù)求解的離散格式為隱式時間離散格式，即使用迭代的方式求解體積分數(shù)方程.按熱力和瞬發(fā)NOx計算污染物排放.本文數(shù)值模擬中以流量相對誤差小于5%、全部殘差小于10-3時的迭代結(jié)果作為收斂結(jié)果.

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

為與試驗結(jié)果進行對比，計算與試驗的進口條件相同，均為?；匠汉蟮膮?shù).冷態(tài)流場進口氣流參數(shù)如下：溫度300 K，壓力111.458 kPa，空氣流量 0.2 kg/s.圖3為通過旋流器中心縱截面(Z=0)的速度v的云圖.其中，坐標原點位于燃燒室軸線上旋流器進口處，沿氣流的軸向流動方向為X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，從入口段進來的氣流分別從值班級和主燃級的旋流器進入燃燒室，空氣流經(jīng)值班級的兩級旋流器后形成值班級旋流并與從主燃級旋流器流出的主級旋流相互作用，形成一個穩(wěn)定的中心回流區(qū)，該回流區(qū)在燃燒過程中可提供穩(wěn)定點火源，以保證火焰穩(wěn)定，在燃燒室進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和主級之間的火焰?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)流場速度云圖，與冷態(tài)流場相比較，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)長度較冷態(tài)時有所減小，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)負速度增大.

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

圖5和6分別為在進口溫度為770 K、燃料空氣比為 0.013 6 時燃燒室內(nèi)Z=0平面的溫度和NOx分布，此時主燃級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，由于值班級的燃燒屬于擴散燃燒，燃油濃度較高，形成了中間的高溫燃燒區(qū)，燃燒區(qū)的形狀與流場相符合.主燃級徑向流進的空氣與經(jīng)單點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，在值班級所形成的中心燃燒區(qū)的外圍進行燃燒反應(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 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入火焰筒內(nèi)，并與燃氣摻混，一方面由于冷空氣的加入會降低燃氣溫度使熱力型NOx的生成量降低；另一方面,新鮮空氣量的增加也會導(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

由計算結(jié)果可以看出，所設(shè)計的雙燃料燃燒室流場符合中心分級燃燒室的流場特征，具有明顯的中心回流區(qū)、角回流區(qū)和唇口回流區(qū)[15].從燃燒特性的計算結(jié)果也可以看出，值班級的擴散燃燒溫度較高，NOx主要在擴散燃燒區(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，達到了燃燒室設(shè)計要求，也滿足低排放燃燒室的要求.

2 試驗研究對象及試驗系統(tǒng)

為掌握雙燃料燃燒室的燃燒特性，采用圖7所示的試驗測試系統(tǒng)對燃燒室進行了試驗測試，該試驗測試系統(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計量流量，天然氣采用質(zhì)量流量計計量流量.空氣供應(yīng)系統(tǒng)包括風(fēng)機、儲罐、調(diào)節(jié)閥和電加熱器，采用電動調(diào)節(jié)閥和孔板流量計控制空氣流量.燃燒室測試系統(tǒng)包括前測試段、需要測試的燃燒室和后測試段，燃燒室進出口布置壓力傳感器，用于測量燃燒室進出口壓力，進出口溫度采用K型熱電偶，燃燒室出口尾氣采用Testo 350煙氣分析儀進行測量，燃燒室出口溫度場采用12點熱電耦靶進行測量.關(guān)于該測試系統(tǒng)的詳細介紹可參考文獻[16].各參數(shù)的測量誤差如表2所示，表中UHC為未燃碳氫化合物.

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

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

根據(jù)燃燒室的設(shè)計，來源于壓氣機總空氣量的23%氣體用于火焰筒摻混、冷卻，2%用于頭部冷卻，剩余75%的氣流由三級旋流器進入燃燒室.在對三級旋流器進行流量分配時，值班級第一級、第二級旋流器進入的空氣作為值班級空氣流量，為16.5%；第三級徑向旋流器進入的空氣作為主燃級空氣流量，為57%.按設(shè)計點參數(shù)，可以做出值班級和主燃級當量比Ф隨主燃級能量占比r的變化曲線，如圖8所示.其中值班級使用熱值為 42 705 kJ/kg的0#柴油，主燃級使用熱值為 56 452 kJ/kg的遼3#天然氣.考慮到NOx和CO排放的要求，希望主燃級的當量比處于0.6～0.8的貧油熄火區(qū)間，而從保證值班級燃燒穩(wěn)定性的角度考慮，則希望值班級的當量比在1附近[17].由計算可知，在主燃級能量占比為0.9時，主燃級當量比為0.71，值班級當量比為1.13，符合分級燃燒室燃料分配的要求.按照主燃級當量比在0.6～0.8，主燃級燃料能量占比應(yīng)在 0.75～1變化， 此時值班級的當量范圍為0～2.8.

圖8 設(shè)計工況下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，對雙燃料燃燒室在設(shè)計點工作時不同主燃級能量占比時通過旋流器的空氣流量進行了計算.圖9為通過主燃級空氣流量m隨r的變化關(guān)系.可以看出，隨著主燃級能量的增加，主燃級空氣流量下降，能量比例達到50%后，變化趨勢變緩，變化值在3%以內(nèi).說明在旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下，隨著主燃級燃料流量的增加，通過主燃級的空氣流速下降，通過值班級的空氣流速增加，產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因是由于阻力會隨燃燒釋放熱量的增加而增加.根據(jù)圖8和9的計算結(jié)果，最終確定試驗測試時對主燃級能量占總能量的70%、80%、90%及100% 4個測試點進行了試驗測試，其中70%時主燃級和值班級的當量比分別為0.57和3.29.采用降壓試驗，按照模化準則壓力降低至常壓后，空氣流量為0.2 kg/s，在此條件下值班級和主燃級的燃料流量如表3所示.

圖9 m隨r的變化Fig.9 Change of m with r

表3 值班級和主燃級燃料流量Tab.3 Fuel flow for pilot and main stage

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 點火及熄火特性分析

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

慢車貧油熄火特性測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，對熄火狀態(tài)時的空氣流量和燃料流量進行記錄.將最小熄火點的燃空比連成一條曲線，即為貧油熄火邊界.

圖10所示為常壓點火試驗測試結(jié)果.可以看出，在所測試空氣流量范圍內(nèi)燃燒室點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，點火空燃比呈現(xiàn)出降低的趨勢.圖11所示為慢車貧油熄火極限的測試結(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.隨著空氣流量的增加，點火和熄火空燃比都呈現(xiàn)出了降低的趨勢，這是由于較高的氣流速度會改善燃油霧化蒸發(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 燃燒室常壓點火試驗測試結(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影響到渦輪導(dǎo)向器的壽命，另一方面通過調(diào)整出口溫度分布來盡量提高渦輪進口溫度，使燃燒室出口溫度呈現(xiàn)出兩端低中間高的分布[19].通常用熱點指標(或稱為出口溫度周向分布系數(shù)OTDF)δ4來表征出口溫度場，定義如式(1)所示，對于工業(yè)燃氣輪機，熱點在0.2左右，對低壓比燒天然氣的熱點應(yīng)在0.15左右[20].

(1)

式中：T4max為出口溫度場中的燃氣最高溫度；T4av為出口平均溫度；T3av為進口平均溫度.

由圖12所示為在不同的主燃級能量占比時的熱點指標，可以看出，隨著主燃級能量占比的增加，熱點指標下降.在所研究的主燃級能量變化范圍內(nèi)，δ4的變化范圍為0.14～0.12.燃燒室出口溫度分布較均勻，這與主燃級采用預(yù)混燃燒有關(guān).隨著主燃級能量占比的提高，熱點指標呈現(xiàn)出下降的趨勢.較均勻的出口溫度分布對于提高渦輪導(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，會導(dǎo)致渦輪入口溫度較低.同時，由試驗測試結(jié)果也發(fā)現(xiàn)，在全部燃料由主燃級供應(yīng)的情況下，即燃燒室全部使用氣體燃料時未出現(xiàn)文獻[21]所提出的無法穩(wěn)定燃燒的現(xiàn)象.這與燃燒室主燃級使用氣體燃料及設(shè)計時主燃級旋流器采用了較大的旋流數(shù)有關(guān).

圖12 r對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造成燃料浪費，同時也會導(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)所測試的污染物排放，采用燃氣分析法對不同主燃級能量占比條件下的燃燒效率η進行了計算，結(jié)果如圖13所示.

圖13 r對燃燒效率影響Fig.13 Effect of r on combustion efficiency

由于試驗測試中存在兩種不同的燃料一起燃燒的問題，即氣體燃料和液體燃料共同作用，所以根據(jù)文獻[22]提供的燃燒效率公式進行計算：

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為主燃級氣體燃料的低熱值；qmf為液體燃料流量；Huf為值班級燃油的低熱值.

可以看出，隨著主燃級能量占比的增加，燃燒效率增加，在設(shè)計點(主燃級能量占比0.9)時燃燒效率達到最高值，為99.2%，而全部使用氣體燃料時(主燃級能量占比1)燃燒效率略有下降，為99.1%.

為了對不同燃氣輪機燃燒污染物成分進行比較，采用下式將燃氣輪機的污染物排放換算到干基燃氣的15%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為實際測量的各污染物的干基濃度；EO為實際測量的氧濃度.

不同主燃級能量占比下的污染物排放結(jié)果如圖14所示.可以看出，燃料分級比例的變化對污染物排放的影響很大，在主燃級能量由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)計點(主燃級能量占比0.9)CO和NOx排放分別為3.2×10-5和2×10-5，該結(jié)果與計算結(jié)果基本相符，也證明了計算結(jié)果的準確性.在全使用氣體燃料(主燃級能量占比1)時，CO和NOx排放分別為2.3×10-5和1.8×10-5，使用雙燃料和單獨使用氣體燃料均達到了燃燒室的設(shè)計要求.污染物排放隨主燃級能量占比增加而產(chǎn)生變化，這主要與燃燒室的溫度有關(guān)，主燃級能量占比的增加會導(dǎo)致高溫區(qū)減小、溫度場均勻，使污染物排放降低.在較低主燃級能量占比的情況下，由于主燃級冷空氣射流至值班級燃燒區(qū)會導(dǎo)致值班級燃燒區(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)計時，為增加火焰的穩(wěn)定性，增加了主燃級的旋流數(shù)，這在主燃級能量占比較低的情況下導(dǎo)致CO的生成量增加.這一點從燃燒效率和CO的排放中都得到了證實.

圖14 r對污染物排放影響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旋流器與主燃級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，點火燃空比呈現(xiàn)出降低的趨勢，點火和熄火燃空比范圍滿足燃燒室穩(wěn)定性要求.

(3) 在燃燒室進出口條件一定的情況下，兩級燃料分配比例對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關(guān)鍵參數(shù).隨主燃級能量比例的增加，熱點指標下降，燃燒效率在設(shè)計點達到最大值，污染物排放下降.

(4) 使用雙燃料時，NOx和CO排放量在設(shè)計點達到最低值，使用氣態(tài)燃料時污染物排放會進一步降低.