賈玉良， 李昱澤， 金 明， 朱旭彤， 葛 冰， 臧述升

(1. 上海交通大學 機械與動力工程學院 動力機械及工程教育部重點實驗室， 上海 200240；2. 中國航空工業(yè)集團公司成都飛機設計研究所， 成都 610091)

為了保持低排放，燃氣輪機燃燒室通常采用貧預混燃燒方式[1]，但是隨著排放標準日趨嚴格，常規(guī)貧預混燃燒方式漸漸無法滿足要求。因此，研究人員提出一種分級燃燒技術(shù)，該技術(shù)被證明具有進一步降低污染物排放的能力。在軸向分級燃燒中，再燃噴嘴的流動特性和火焰結(jié)構(gòu)受到越來越多的關注。射流射入橫流中后彎曲成橫流方向，由于流體的相互作用，形成了一個復雜的旋渦結(jié)構(gòu)[2]，這種復雜的渦結(jié)構(gòu)能使橫流和射流快速摻混。若橫流為高溫氣體，射流為可燃氣體，射流與高溫橫流摻混、燃燒，就可以形成射流火焰。

摻混特性是再燃噴嘴流動特性的研究重點，其中動量通量比對于橫流與射流的摻混具有重要影響，國內(nèi)外進行了許多動量通量比對再燃噴嘴流動特性影響的冷態(tài)試驗和數(shù)值模擬研究。Gnirβ等[3]利用冷態(tài)粒子圖像速度分析儀(Particle Image Velocimetry，PIV)技術(shù)和本征正交分解(POD)方法獲得了動量通量比對速度分布以及不同模態(tài)下相干流場結(jié)構(gòu)的影響。Zhu等[4-5]對圓柱形燃燒器的燃燒室摻混特性進行了試驗研究，結(jié)果表明射入空氣的動量通量比對摻混效果的影響最大。金明等[6]和張亮等[7]分別利用PIV測量技術(shù)和數(shù)值模擬方法對富油燃燒-猝熄-貧油燃燒(Rich-Burn/Quick-Quench/Lean-Burn, RQL)模型燃燒室內(nèi)動量通量比對冷態(tài)流場的影響進行了研究，結(jié)果表明動量通量比對射流深度和回流區(qū)有重要影響。

此外，也有研究人員針對軸向分級再燃噴嘴的燃燒特性進行了研究。Yi等[8]分析了橫流中非混合射流的自燃控制火焰的引發(fā)和火焰穩(wěn)定的機理。Sirignano等[9]對富預混反應態(tài)橫向射流的NOx排放進行了試驗研究，結(jié)果表明橫流溫度、射流當量比、動量通量比以及射流火焰抬舉高度對NOx排放有重要影響。Nair等[10]的研究表明動量通量比對橫流和射流的邊界剪切層以及射流火焰穩(wěn)定有明顯影響。Wagner等[11]比較了冷態(tài)和熱態(tài)再燃噴嘴流場的差異，并且給出了動量通量比對射流軌跡的影響。

綜上所述，大多數(shù)關于再燃噴嘴的研究聚焦在橫流與射流的摻混、火焰結(jié)構(gòu)及穩(wěn)定性等方面，且動量通量比對這些方面有著重要影響。然而Hoferichter等[12]和Ahrens等[13]研究發(fā)現(xiàn)，再燃噴嘴燃燒過程中，射流的局部NOx生成量與橫流和射流的摻混有很強的相關性，而動量通量比對橫流與射流的摻混有重要影響。目前，針對動量通量比對再燃噴嘴排放影響的相關研究還比較少，因此筆者通過冷態(tài)PIV和橫向射流燃燒試驗方法，對再燃噴嘴冷態(tài)流場進行分析，從流動角度研究動量通量比對橫向射流摻混、射流火焰以及污染物排放的影響規(guī)律。

1 試驗系統(tǒng)

本試驗在所研制的軸向分級燃燒室燃燒試驗裝置上開展，其系統(tǒng)簡圖如圖1所示。該裝置主要由一級空氣供應系統(tǒng)、再燃空氣供應系統(tǒng)、主燃燃料與再燃燃料供應系統(tǒng)、測量系統(tǒng)及其他輔助系統(tǒng)組成。在PIV試驗中，一級空氣通過一級燃燒區(qū)，進入下游嵌有孔徑8 mm小孔的陶瓷格柵段進行整流，再經(jīng)過116 mm的穩(wěn)流過渡區(qū)后進入再燃燃燒區(qū)，射流空氣與一級空氣在再燃燃燒區(qū)進行摻混。在燃燒試驗中，一級燃燒區(qū)產(chǎn)生高溫燃氣經(jīng)過整流格柵，再燃燃燒區(qū)噴入的射流預混氣與其摻混燃燒。再燃燃燒區(qū)截面尺寸為144 mm×96 mm，射流孔內(nèi)徑D=12 mm。文中定義三維直角坐標系，Z方向和Y方向如圖2所示，X方向垂直于視圖。坐標原點位于射流出口的圓心。在PIV試驗中選擇2個不同的拍攝截面，拍攝截面1為Y=36 mm的X-Z截面；拍攝截面2為X=0 mm的Y-Z截面，由于拍攝的限制，拍攝區(qū)域的下邊緣距離下壁面2 mm。

圖1 軸向分級燃燒室試驗系統(tǒng)圖

圖2 再燃噴嘴PIV測量坐標定義

2 測量系統(tǒng)及工況

采用PIV對再燃噴嘴的冷態(tài)流場進行拍攝。激光片光源以雙諧振脈沖式 Nd: YAG 激光器為光源, 激光器內(nèi)部包括2臺通過同步控制器控制觸發(fā)時機的激光器，脈沖能量為 44 mJ，輸出激光為波長 532 nm 的綠光。脈沖激光采用 Qswitch 觸發(fā)方式獲得，脈寬 8 ns，2個脈沖之間的最小時間間隔為納秒級。激光器發(fā)出的光束經(jīng)過棱鏡與透鏡組合成的激光導管后轉(zhuǎn)化成厚度約1 mm,并有 20°張角的片光源。圖像拍攝系統(tǒng)采用高分辨率的工業(yè)高速相機Phantom VEO710，分辨率為 1 280×800，最大拍攝頻率為 7 500 Hz，在拍攝過程中保持拍攝頻率為1 000 Hz。其中，激光器片光源鏡頭及相機通過二維坐標實現(xiàn)位置的精確控制，相機的工作頻率為1 000 Hz，跨幀延時根據(jù)拍攝工況的不同選取。采用CH基的自發(fā)光測試技術(shù)研究甲烷、空氣射流火焰特性，在甲烷、空氣燃燒反應機理中，CH基是燃燒反應中重要的中間產(chǎn)物，可以表征燃燒反應區(qū)域，其自發(fā)光輻射波長為390 nm和431 nm。本試驗利用波長432 nm的窄帶濾光片進行射流火焰的拍攝。所用濾光片對波長為(432±10)nm的光線透過率在90%以上，對其他波長的光線透過率低于1%。試驗中采用Siemens公司生產(chǎn)的U23型在線氣體分析儀測量模型燃燒室的出口氣體排放量。測點位于試驗系統(tǒng)的排氣段。

在PIV試驗中，入口的空氣和燃料均為常溫常壓氣體。通過改變射流速度來改變動量通量比。動量通量比由式(1)定義：

(1)

式中：ρj和uj分別為射流入口密度和速度；ρ∞和u∞分別為橫流的密度和速度。

具體試驗工況如表1所示。

表1 PIV試驗工況

在燃燒試驗中，入口的空氣和燃料均為常溫常壓氣體。一級空氣質(zhì)量流量為114.6 g/s，一級當量比為0.53，保證再燃燃燒區(qū)上游高溫煙氣組分和溫度不變。射流當量比為0.8，通過改變射流速度來改變動量通量比。高溫煙氣的密度和速度通過當量比估算獲得。具體試驗工況如表2所示。

使用前充分攪拌均勻，如漆料太厚可根據(jù)實際情況及技術(shù)參數(shù)進行稀釋，涂飾工具用滾輪或漆刷，要求無流掛，不漏刷，重涂時間不少于45min，理論涂布率為0.12～0.14kg/m2。封閉乳液具有優(yōu)良的防水抗堿作用和優(yōu)越的附著力。配比一般為100%，它可使涂布更加均勻，滲透力更強，漆膜更加致密。

表2 燃燒試驗工況

3 結(jié)果與分析

為了進一步研究動量通量比對射流火焰和排放的影響，本研究從流動角度考慮其可能的作用機理。

3.1 橫流與射流的流動摻混

根據(jù)Hasselbrink等[14]的研究，射流中渦的結(jié)構(gòu)有多種(如圖3所示)，其中影響橫流與射流在下游摻混的主要是反向旋轉(zhuǎn)渦對，該渦的存在能夠加速射流快速膨脹，進而向橫流擴散。

圖3 射流流動結(jié)構(gòu)[14]

如圖4所示，無量綱長度Z/D和Y/D分別為Z方向上的實際距離與射流孔內(nèi)徑之比以及Y方向上的實際距離與射流孔內(nèi)徑之比,U為流體在當?shù)氐妮S向速度,Umax為最大軸向速度。射流背風側(cè)根部附近有可能會產(chǎn)生回流區(qū)。因為橫流繞過射流時，在射流下游附近會形成低壓區(qū)，外部的流體會被拉回，形成回流區(qū)，但是射流與橫流的摻混不斷進行，離射流孔較遠的區(qū)域是摻混的主要區(qū)域，橫流會基本破壞原本的射流結(jié)構(gòu)，繞流效應不斷減弱，回流不再發(fā)生。

圖4 射流在Z方向的平均流場分布(截面2，J=9)

圖5給出了PIV冷態(tài)試驗中，不同動量通量比下，拍攝截面1反向旋轉(zhuǎn)渦對Y方向分量大小的變化情況。值得指出的是，在拍攝過程中發(fā)現(xiàn)當J=1時，在拍攝截面并未發(fā)現(xiàn)明顯的射流結(jié)構(gòu)，由此可以看出在較低動量通量比下，射流很容易受到橫流的影響，無法保持原本的射流狀態(tài)，射流被橫流壓彎在近下壁面處，所以射流與橫流的摻混過程也在近下壁面完成。當J≥4時，可以在拍攝區(qū)域中發(fā)現(xiàn)明顯的反向旋轉(zhuǎn)渦對，且隨著動量通量比的增大，渦量的大小也不斷增大，這在一定程度上說明，動量通量比的增大對橫流與射流的摻混有重要的推動作用。

圖5 動量通量比對渦量大小的影響

圖6給出了不同動量通量比下射流背風側(cè)回流區(qū)大小的變化情況。在射流動量通量比較小(J=1)時，射流背風側(cè)附近并未出現(xiàn)回流現(xiàn)象，這表明低動量通量比下，射流極易被橫流沖散，基本在噴出之后就被橫流完全帶走，并且射流基本貼在下壁面向下游流動。除J=1工況外，射流下游都存在回流現(xiàn)象，在J較小(J≤9)的情況下，回流區(qū)大小并未出現(xiàn)明顯變化，當J>9時，隨著動量通量比的增大，回流區(qū)面積有增大的趨勢，并且增大趨勢越來越明顯。此外，在較大動量通量比范圍內(nèi)，回流區(qū)內(nèi)的回流速度也不斷增大?；亓鲄^(qū)面積和回流速度的增大在一定程度上體現(xiàn)了其卷吸能力的增強，這會使得橫流與射流的摻混增強。由試驗結(jié)果還可以發(fā)現(xiàn)，動量通量比增大會導致回流區(qū)長度在Y方向上的增長。所以從反向旋轉(zhuǎn)渦對渦量強度和回流區(qū)大小的影響角度考慮，動量通量比的增大有助于提高橫流與射流的摻混。

圖6 射流背風側(cè)回流區(qū)大小

3.2 射流軌跡

Wagner等[11]將射流軌跡定義為從射流孔中心噴射出的一條流線，雖然研究中拍攝范圍并未覆蓋射流出口，但拍攝范圍下邊界距射流孔僅有2 mm,射流偏轉(zhuǎn)角度可以忽略，所以認定0～2 mm范圍內(nèi)，射流軌跡垂直于橫流。

圖7給出了射流軌跡隨動量通量比的變化情況。從圖7可以看出，隨著動量通量比的增大，射流被不斷抬升，同時在較高動量通量比下，射流在離開射流孔較遠時仍幾乎不發(fā)生偏轉(zhuǎn)，在J=26時，射流在2D高度時才逐漸發(fā)生偏轉(zhuǎn)。這表明在較高動量通量比時，雖然橫流與射流的摻混強度增強，但是射流本身速度也在增大，且在Y方向上距射流孔較大一段距離,橫流施加在射流的動量并不足以破壞射流原本的結(jié)構(gòu)。從射流軌跡也可以解釋隨著動量通量比的增大，射流背風側(cè)回流區(qū)面積增大的原因。

圖7 射流軌跡隨動量通量比的變化

3.3 射流火焰和排放

受動量通量比J的影響，射流火焰會發(fā)生明顯的變化，圖8給出了火焰隨動量通量比的變化情況。從圖8可以看出，隨著動量通量比的增加，火焰變得更加明亮。但當J=9時，射流火焰根部出現(xiàn)向射流孔靠近的現(xiàn)象，而其他工況下射流火焰基本保持脫體狀態(tài)，這表明動量通量比J的變化會對火焰位置產(chǎn)生明顯的影響。認為火焰中心位置為CH基自發(fā)光強度最高的點。

圖9給出了火焰中心位置隨動量通量比的變化。J=1時，射流火焰基本被高溫橫流壓倒在近壁面附近，這種火焰在實際燃燒室中可能會對火焰筒壁面產(chǎn)生危害。同時火焰處于射流孔下游較遠的位置，在試驗中可以觀察到這種火焰極不穩(wěn)定，隨時存在被吹熄的可能。隨著動量通量比的增大，射流火焰也會被托舉得越來越高，在動量通量比J=16和J=26時，由圖8可以明顯看出，火焰已經(jīng)沖刷到燃燒室上壁面，這在實際燃燒室燃燒過程中是絕對要避免的。但是，從橫流流動方向看，射流火焰中心位置隨動量通量比的增大，呈現(xiàn)先向射流孔靠近后遠離的情況。

(a) Y方向

根據(jù)上文對流場的分析可知，隨著動量通量比的增大，橫流與射流能夠有更加良好的接觸和摻混。在較低動量通量比的情況下，二者摻混不強，射流火焰主要反應區(qū)出現(xiàn)在離射流孔較遠的下游，尤其在J=1時，射流背風側(cè)沒有回流區(qū)，這非常不利于射流火焰的錨定。隨著動量通量比進一步增大，摻混增強，射流火焰根部會向射流孔靠近，甚至在射流孔駐定，這會導致動量通量比進一步增大，摻混進一步增強。但是射流速度的增大會導致根部附近射流保持良好的射流狀態(tài)，大部分射流并不能與橫流進行質(zhì)量和熱量的交換。而從射流脫落的小部分預混氣反應的熱量不足以引燃射流內(nèi)部預混氣，而且小部分預混氣可能會被橫流沖散，局部當量比并不能達到點火的要求，所以火焰會被抬高和后移。

污染物排放受停留時間、燃燒溫度和摻混強度的影響。在本研究中，保持一級燃燒區(qū)參數(shù)不變，射流當量比不變，所以不需要考慮燃燒溫度對污染物排放的影響。污染物體積分數(shù)隨動量通量比的變化如圖10所示。從圖10(a)可以看出，隨著動量通量比的增大，CO體積分數(shù)呈現(xiàn)先降低后上升的趨勢。根據(jù)前文對流場和射流火焰的分析，當J在1～9變化時，橫流與射流摻混強度不斷增加，這有利于CO體積分數(shù)的降低，但是當J繼續(xù)增大(J=16和J=26)時，雖然摻混強度增加，但是由于射流火焰主要反應區(qū)沖刷上壁面，局部摻混強度降低，CO體積分數(shù)逐漸有上升的趨勢。從圖10(b)可以看出，NO體積分數(shù)隨著動量通量比的增大呈現(xiàn)增大的趨勢。從火焰中心位置考慮，J在1～9變化過程中，火焰位置前移，射流在燃燒時停留時間增加。從射流附近的回流區(qū)考慮，隨著動量通量比的增大，回流強度增加，回流區(qū)內(nèi)的高溫燃氣停留時間增加，這導致NO體積分數(shù)逐漸增加。J在9～26變化過程中，雖然火焰位置后移，但是回流強度更大，所以NO排放體積分數(shù)保持上升趨勢，但上升趨勢趨于平緩。

(a) CO體積分數(shù)

4 結(jié) 論

(1) 動量通量比的增大，增強了橫流與射流的摻混強度。在較高動量通量比下，射流下游附近會形成回流區(qū)，回流區(qū)隨動量通量比的增大逐漸變大，回流強度增大。

(2) 動量通量比對射流火焰有明顯的影響。隨著動量通量比的增大，射流火焰逐漸變亮，主要反應區(qū)不斷被抬升，較低動量通量比和較高動量通量比火焰都會沖刷高壁面，在實際機組運行過程中應該避免發(fā)生。由于摻混強度和射流速度的共同影響，射流火焰主要反應區(qū)在橫流流動方向上位置先前移后向后移動，并且在J=9時，火焰在射流孔駐定，這會對燃燒室壁面產(chǎn)生危害。

(3) CO體積分數(shù)隨動量通量比的增大呈現(xiàn)先降低后上升的趨勢，這是摻混強度和射流速度共同作用的結(jié)果；NO體積分數(shù)隨著動量通量比的增大呈現(xiàn)升高趨勢，這是回流強度和射流火焰主要反應區(qū)位置發(fā)生變化，導致停留時間變化的結(jié)果。