徐海成,徐文燕，楊 強(qiáng),李名家

(1. 海軍裝備部裝備項(xiàng)目管理中心，北京 100001; 2. 中國船舶集團(tuán)第七〇三研究所 船舶與海洋工程動力系統(tǒng)國家工程實(shí)驗(yàn)室—海洋工程燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱 150078)

雙燃料噴嘴是燃?xì)廨啓C(jī)擴(kuò)展燃料適應(yīng)性最關(guān)鍵也是最主要的部件。對比傳統(tǒng)的氣/液單燃料噴嘴，雙燃料噴嘴系統(tǒng)集成度較高，非工作燃料通道吹掃冷卻、雙燃料混合燃燒與燃料切換功能也需在設(shè)計(jì)時同時考慮，故其設(shè)計(jì)比對單燃料噴嘴更難以實(shí)現(xiàn)。

目前，國外雙燃料噴嘴設(shè)計(jì)技術(shù)已較為成熟，以GE，Solar，Siemens，MHPS為代表的各大燃?xì)廨啓C(jī)制造商目前已發(fā)展出成系列的多型雙燃料噴嘴，如Solar公司的Taurus60雙燃料噴嘴[1]及最新的Titan250雙燃料噴嘴[2]，Siemens公司的SGT100-800系列[3-5]，GE公司的LM2500及LM6000系列雙燃料噴嘴[6]，且上述公司雙燃料技術(shù)與低排放技術(shù)結(jié)合，達(dá)到了“高燃料適應(yīng)性、低污染排放”的目標(biāo)，工程應(yīng)用已較為廣泛[7]。國內(nèi)研究方面，楊洪磊[8]等人為化學(xué)回?zé)犭p燃料燃燒室設(shè)計(jì)了雙燃料噴嘴，結(jié)果顯示氣體燃料路斜氣孔、分流導(dǎo)管、導(dǎo)流罩方案對燃燒室性能影響各不相同；李雅軍[9]等人設(shè)計(jì)了一種一體化雙燃料噴嘴，指出天然氣噴口旋向、角度、孔徑均會影響燃燒室性能；潘桓[10]設(shè)計(jì)了一款小型燃?xì)廨啓C(jī)雙燃料噴嘴，表明氣體噴口噴射速度是影響雙燃料燃燒室氣體燃料條件下燃燒室性能的主要因素。同時，金戈[11]、劉瑞同[12]、劉凱[13]等人也對雙燃料噴嘴進(jìn)行了相關(guān)研究。總體而言，盡管國內(nèi)學(xué)者在雙燃料設(shè)計(jì)研究領(lǐng)域做了大量的工作，但由于雙燃料噴嘴設(shè)計(jì)涉及到混合燃燒、燃料切換及非工作燃料通道冷卻等多項(xiàng)技術(shù)的綜合運(yùn)用，局部技術(shù)的突破還難以滿足工程應(yīng)用需求，故目前國內(nèi)對于雙燃料噴嘴設(shè)計(jì)仍然處于起步階段，較國外先進(jìn)技術(shù)仍有差距。

對于由液體燃料改進(jìn)設(shè)計(jì)而來的擴(kuò)散燃燒雙燃料噴嘴，比較常用的設(shè)計(jì)方法是在燃油路外環(huán)進(jìn)行氣體燃料路的布置。比較典型的噴嘴結(jié)構(gòu)有MHPS的FT8燃?xì)廨啓C(jī)使用的雙燃料噴嘴(圖1)[14]以及原Alstom tornado(已被 Siemens收購)燃?xì)廨啓C(jī)雙燃料噴嘴(圖2)[15]。采用此種設(shè)計(jì)方法時，噴嘴氣體燃料路外環(huán)結(jié)構(gòu)主要受旋流器內(nèi)徑限制，內(nèi)環(huán)主要受燃油路布置外徑限制。結(jié)構(gòu)受限導(dǎo)致其布置非常困難，同時還需考慮雙燃料混合燃燒條件下兩種燃料之間的相互影響，設(shè)計(jì)難度較大，但優(yōu)點(diǎn)是可以沿用大部分原有燃燒室結(jié)構(gòu)，整體設(shè)計(jì)工作量較小。本文采用上述設(shè)計(jì)方法，以某型燃油噴嘴為基礎(chǔ)，設(shè)計(jì)一種可以兼燒天然氣和輕柴油的氣液雙燃料噴嘴，并對氣體噴嘴結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，得出氣體噴口結(jié)構(gòu)變化對燃燒室性能的影響規(guī)律，可為雙燃料噴嘴設(shè)計(jì)提供參考。

圖1 MHPS-PWFT8雙燃料噴嘴

圖2 Siemens SGT100雙燃料噴嘴

1 研究對象

圖3給出了設(shè)計(jì)的雙燃料噴嘴示意圖，噴嘴分為氣體燃料路與液體燃料路：液體燃料路位于噴嘴中心位置，采用壓力旋流霧化，噴射錐角為70°，外部周向布置氣動輔助空氣路；氣體燃料噴口位于外環(huán)，采用多孔式布置；天然氣噴口與燃油噴口中增設(shè)一路防護(hù)氣流用于冷卻及吹掃噴嘴端面，增加噴嘴使用壽命，防止積炭的產(chǎn)生。其結(jié)構(gòu)對于圖1雙燃料噴嘴結(jié)構(gòu)，不同點(diǎn)在于簡化了蒸汽路與注水路，同時將防積炭路改至氣體燃料路與液體燃料路之間，整體更為緊湊，噴嘴整體外形尺寸與原型機(jī)相同，以便于安裝及更換。

1—噴嘴殼體；2—燃油旋流器；3—輔助霧化旋流器；4—旋塞；5—墊圈；6—堵蓋；7—止動環(huán)；8—濾器。圖3 雙燃料噴嘴結(jié)構(gòu)方案

由圖4可以看出，雙燃料噴嘴在布置完燃油路結(jié)構(gòu)后，若不改變圖5中旋流器結(jié)構(gòu)的情況下，軸向布置環(huán)腔天然氣噴射區(qū)域已極為狹窄，但環(huán)縫噴口可能會導(dǎo)致出口溫度場均勻性差且難以調(diào)試的問題，故氣體燃料噴射采用“胡椒瓶式”結(jié)構(gòu)。本文將在滿足不改變旋流器結(jié)構(gòu)及燃油路結(jié)構(gòu)的前提下，對氣體燃料路進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

圖4 天然氣路設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 幾何模型

利用UG軟件建立了幾何模型，并用ICEM軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，全局采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并對噴嘴、旋流器、出口段等區(qū)域進(jìn)行局部加密。在不影響要求計(jì)算精度的條件下，對燃燒室的一些較小外形結(jié)構(gòu)作適當(dāng)簡化處理，為計(jì)算火焰筒壁溫，對火焰筒固體域與流體域進(jìn)行耦合處理，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證后最終網(wǎng)格數(shù)為2 000萬。

圖6 燃燒室網(wǎng)格劃分

2.2 數(shù)學(xué)模型

燃燒室內(nèi)質(zhì)量、動量、能量及組分輸運(yùn)方程可以按照通用形式表達(dá)為以下形式：

(1)

式中：ΓΦ和SΦ為與變量Φ相應(yīng)的交換系數(shù)和源項(xiàng)。除上述方程外，為使方程組封閉，還需增加氣體混合物熱力學(xué)狀態(tài)方程:

(2)

上述基本控制方程和狀態(tài)方程組成的方程組，只要其中的源項(xiàng)能夠確定，再加上適當(dāng)?shù)亩ń鈼l件，就可得出描述燃燒室整個燃燒過程的數(shù)值解。源項(xiàng)的確定則采用RNS雷諾平均方法對方程組進(jìn)行封閉。

此外，選用燃燒室研發(fā)中應(yīng)用較為普遍的Realizable k-epsilon湍流模型、Finate Rate Chemistry and Eddy-disspation燃燒模型。只計(jì)算穩(wěn)態(tài)燃燒場，采用SIMPLE算法進(jìn)行流場迭代計(jì)算，采用CH4對氣體燃料進(jìn)行物性替代。數(shù)值計(jì)算使用控制容積的離散方法，空間差分采用二階精度的迎風(fēng)格式。通過實(shí)施亞松弛以保證控制方程組的收斂，判定解的收斂標(biāo)準(zhǔn)是能量方程的相對殘差小于10-4，以及進(jìn)出口流量相對誤差小于0.5%。最終模型設(shè)置邊界條件如表1。

表1 數(shù)值計(jì)算邊界條件設(shè)定

3 計(jì)算方案

在考慮加工工藝、裝配檢修的基礎(chǔ)上，優(yōu)化天然氣氣孔孔徑、布置、噴射錐角等參數(shù)，從而尋求最優(yōu)噴嘴結(jié)構(gòu)。在保證開孔面積一致的前提下，孔徑優(yōu)

表2 不同孔徑計(jì)算方案

化方案如表 2所示。在完成孔徑優(yōu)化后，再研究分析氣體燃料噴射錐角分別為60°、70°、80°時的燃燒室性能。

4 計(jì)算結(jié)果與分析

4.1 孔徑對燃燒室性能的影響

圖7為雙燃料燃燒室在使用氣體燃料時，1.0工況下燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%的等值面圖。圖8給出了燃料氣在火焰筒內(nèi)的速度分布及流動軌跡。結(jié)合圖7和圖8可以看出，氣體燃料路結(jié)構(gòu)的變化對于燃燒室內(nèi)燃料分布影響較大。在燃料孔徑較大時，氣體燃料進(jìn)入燃燒室后仍能在較長距離內(nèi)保持噴射出口形態(tài)；隨著氣體燃料路噴射孔數(shù)的增多，單股燃料噴射動量逐漸減小，燃料分布受燃燒室內(nèi)空氣流場影響越來越大。當(dāng)孔數(shù)增大到14個時，大部分燃料受燃燒室內(nèi)回流區(qū)影響，聚集在燃燒室徑向中心位置。

由圖9可以看出，各方案下燃燒室出口溫度場高低溫區(qū)位置基本保持不變，但隨著噴射孔孔徑的縮小，溫度分布越來越不均勻。當(dāng)噴射孔為Ⅴ型方案時，溫度場中高低溫區(qū)出現(xiàn)了向順時針方向“扭轉(zhuǎn)”的現(xiàn)象；對于Ⅵ型非均布方案，相鄰且位置較近的噴射孔噴出的天然氣在燃燒室中噴射軌跡相近且由于擴(kuò)散作用又相互混合，故出口溫度場均勻性介于Ⅱ型與Ⅲ型方案之間。

Ⅰ型

Ⅱ型

Ⅲ型

Ⅳ型

Ⅴ型

Ⅵ型

Ⅰ型

Ⅱ型

Ⅲ型

Ⅳ型

Ⅴ型

Ⅵ型

Ⅰ型

Ⅱ型

Ⅲ型

Ⅳ型

Ⅴ型

Ⅵ型

圖10給出了雙燃料噴嘴氣體燃料路孔徑及孔數(shù)變化下燃燒室主要性能指標(biāo)的變化情況。在氣體燃料路噴射孔采用均布方案時，隨著燃料噴射孔孔徑的縮小，溫度分布系數(shù)OTDF逐漸升高，從0.192增長至0.381，總壓損失基本穩(wěn)定在3.3%左右，出口平均溫度則從1 567 K升高至1 579 K，由溫升法計(jì)算燃燒效率可知其值是逐步增大的。

出現(xiàn)上述性能變化的原因在于：在燃料總出口面積保持恒定的情況下，單股燃料噴射孔的縮小，實(shí)質(zhì)上是燃料與空氣動量比的縮??；燃燒室主旋流器對燃料氣主流的影響愈發(fā)增大，燃料在空氣流中的穿透深度減小，大部分燃料進(jìn)入火焰筒中心回流區(qū)。由于燃燒室采用擴(kuò)散燃燒，天然氣與空氣需要邊混合邊燃燒，燃料的分布特性直接影響了燃燒室內(nèi)燃燒區(qū)域的分布情況，最終影響燃燒室性能。

(a) 不同噴射孔方案下燃燒室出口OTDF

(b) 不同噴射孔方案下燃燒室總壓損失

(c) 不同噴射孔方案下燃燒室出口平均溫度圖10 不同噴口孔徑下的燃燒場計(jì)算結(jié)果

對于本型燃燒室，隨著孔徑的減少，受空氣主流影響，燃料在火焰筒內(nèi)更趨于集中在中心部，導(dǎo)致主燃燒區(qū)整體向火焰筒中心部聚集，導(dǎo)致火焰長度延長且高溫區(qū)收縮，即如圖9所示。同時，上述噴射孔徑減少引起的主燃區(qū)形態(tài)變化導(dǎo)致主燃區(qū)外圍冷卻氣膜焠熄現(xiàn)象減弱，提高了燃燒室的燃燒效率，即提高了燃燒室出口平均溫度。由于結(jié)構(gòu)限制，計(jì)算并未繼續(xù)減少噴射孔數(shù)，但由燃料分布也可以看出，現(xiàn)有噴射角度下單純的增大孔徑會導(dǎo)致高溫區(qū)徑向上向火焰筒近壁區(qū)發(fā)展，火焰筒壁溫上升?？讖降姆植挤桨竷?yōu)化實(shí)質(zhì)是在火焰筒壁溫、出口溫度分布、燃燒效率、加工難度中折中取優(yōu)的結(jié)果。

特別提出的是，對于方案Ⅰ～方案Ⅴ，噴嘴生產(chǎn)加工的難度是逐步縮小的，因?yàn)闅怏w燃料噴射孔受到旋流器內(nèi)徑與雙燃料噴嘴內(nèi)部燃油路外徑尺寸的雙重限制，小尺寸的噴射孔顯然設(shè)計(jì)加工的裕量更大?？紤]到上述原因，建立Ⅵ型方案用以考察氣體燃料噴射孔非均布方案下的燃燒室性能，此方案下燃燒室性能介于Ⅱ型與Ⅲ型方案之間，并在出口溫度場品質(zhì)、燃燒效率、尺寸加工限制之間取得了一個較好的平衡。以Ⅵ型方案作為優(yōu)選方案，進(jìn)行下一部分的研究。

4.2 噴射錐角對燃燒室性能的影響

在上節(jié)Ⅵ型方案的基礎(chǔ)上，研究分析氣體燃料噴射錐角分別為60°、70°、80°(α=30°、35°、40°)時的燃燒室性能。

圖11給出了氣體燃料在不同噴射角度下的速度分布；圖12給出了主燃區(qū)的溫度分布及流動軌跡。可以看出，隨著氣體燃料噴射孔角度的不斷增大，燃料噴射在火焰筒徑向上分速度不斷增大；主燃區(qū)在長度上不斷壓縮，高溫區(qū)逐步向火焰筒環(huán)壁處擴(kuò)張；可以看出火焰筒隔熱屏處副回流區(qū)尺寸及位置基本保持不變，不同之處在于噴嘴前部回流渦逐步向噴嘴處移動，但又都均受到燃油路內(nèi)吹掃氣的吹舉作用。

(a) 噴射錐角60°

(b) 噴射錐角70°

(c) 噴射錐角80°圖11 不同噴射角度下CH4速度分布及流動軌跡

圖13給出了在氣體燃料噴射孔分別為60°、70°及80°時，主燃區(qū)附近火焰筒壁的溫度情況?？梢钥闯?，高溫區(qū)主要分布在火焰筒主燃孔環(huán)周以及主燃區(qū)后部分區(qū)域。隨著氣體燃料噴射孔角度的不斷增大，主燃孔環(huán)周處高溫區(qū)面積增大，且溫度有升高的趨勢。

(a) 噴射錐角60°

(b) 噴射錐角70°

(c) 噴射錐角80°圖12 不同噴射孔角度主燃區(qū)溫度分布

燃燒室出口的溫度場分布可見圖14，溫度場整體的高低溫區(qū)位置基本保持穩(wěn)定：低溫區(qū)主要分為3處，分別位于燃燒室出口左側(cè)、右側(cè)及下部；高溫區(qū)1處，位于出口中心偏上位置。隨著氣體燃料噴射孔角度的不斷增大，高溫區(qū)面積明顯縮小，噴射錐角70°及80°時左側(cè)、右側(cè)低溫區(qū)面積較60°時有一定縮減，但70°及80°下面積變化不明顯。

圖15給出了在氣體燃料噴射孔角度分別為60°、70°及80°時，燃燒室的主要性能計(jì)算結(jié)果?？梢钥闯觯S著燃料噴射孔角度的增大，OTDF逐漸縮小，從0.248下降至0.23，總壓損失基本穩(wěn)定在3.3%左右，出口平均溫度則從1 571降至1 567K。

(a) 噴射錐角60°

(b) 噴射錐角70°

(c) 噴射錐角80°圖13 不同噴射孔角度主燃區(qū)壁面溫度分布

上述性能變化規(guī)律，與先前氣體燃料噴射孔布置變化對于燃燒室的影響較為類似。燃燒室性能變化的原因主要為氣體燃料噴射流與燃燒室內(nèi)空氣主流相互作用的結(jié)果。隨著燃料噴射孔角度的增大，燃燒室內(nèi)主燃燒區(qū)形態(tài)整體向火焰筒徑向發(fā)展，火焰長度縮短，出口溫度場指標(biāo)轉(zhuǎn)好；同時，主燃區(qū)形態(tài)的變化導(dǎo)致主燃區(qū)外圍冷卻氣膜焠熄現(xiàn)象增強(qiáng)，燃燒室內(nèi)出現(xiàn)部分燃燒不完全現(xiàn)象，導(dǎo)致燃燒室出口平均溫度降低。對于總壓損失，數(shù)值的輕微差異主要是燃燒室的加熱流阻，燃燒平均出口溫度降低必然導(dǎo)致總壓損失減小，但燃料噴射孔角度變化對其的影響較小，不足以在計(jì)算中體現(xiàn)出來。

同時由上述計(jì)算可知，增大燃料噴射錐角，會引起火焰筒壁面溫度上升，出口溫度場均勻性變好，平均溫度下降，但噴射角度帶來的燃燒室性能變化沒有氣體燃料噴口布置變化帶來的性能影響大。對于本型燃燒室，考慮到火焰筒壁溫裕量預(yù)留，最終選定燃料噴射角度為60°，略小于設(shè)計(jì)的液體燃料噴霧錐角。

(a) 噴射錐角60°

(b) 噴射錐角70°

(c) 噴射錐角80°圖14 不同噴射孔角度出口溫度場分布

(a) 不同噴射孔角度下燃燒室出口OTDF

(b) 不同噴射孔角度下燃燒室總壓損失

5 結(jié)論

綜上所述，氣體燃料噴射孔布置需要綜合考慮燃燒室各項(xiàng)性能的影響，氣體燃料路方案優(yōu)化實(shí)質(zhì)是在火焰筒壁溫、出口溫度分布、燃燒效率、加工難度中折中取優(yōu)的結(jié)果。根據(jù)計(jì)算結(jié)果，可以得出以下結(jié)論：

(1) 對于本型雙燃料噴嘴氣體燃料路，孔徑1.8 mm非均勻5組布置、噴射角度為60°時燃燒室性能最優(yōu)。

(2) 噴射孔徑增大會導(dǎo)致高溫區(qū)徑向上向火焰筒近壁區(qū)發(fā)展，火焰筒壁溫上升，出口溫度場轉(zhuǎn)好，出口平均溫度下降。

(3) 當(dāng)結(jié)構(gòu)限制孔徑尺寸時，可以采用非均布布置方法，即“幾個一組”的方式進(jìn)行布置，燃燒室性能與使用相同孔數(shù)時的噴嘴性能相當(dāng)。

(4) 增大燃料噴射錐角，燃燒室性能變化規(guī)律與孔徑增大時基本相同，但噴射角度帶來的燃燒室性能變化沒有氣體燃料噴口布置變化帶來的性能影響大。

本型燃燒室計(jì)算采用的燃料為100% CH4，而燃燒室實(shí)際使用的天然氣中還含有體積分?jǐn)?shù)不等的CO2、N2等稀有氣體，氣體燃料中組分變化對燃燒室性能的影響規(guī)律是燃料切換、混合燃燒研究的前提，此部分內(nèi)容還需在以后的工作中繼續(xù)研究。