燃?xì)廨啓C燃燒室雙燃料混合燃燒數(shù)值模擬

楊 強，李雅軍，從文峰，林 楓

(中國船舶集團有限公司第七〇三研究所 船舶與海洋工程動力系統(tǒng)國家工程實驗室， 海洋工程燃?xì)廨啓C實驗室，哈爾濱 150078)

燃?xì)廨啓C從原來單一氣/液燃料系統(tǒng)升級為雙燃料系統(tǒng)后，燃料適用性得到了進一步拓寬。目前，雙燃料燃?xì)廨啓C工程應(yīng)用主要集中在海洋油氣開發(fā)[1-2]、車載能源電站、液化天然氣(LNG)船[3-4]及原傳統(tǒng)燃?xì)廨啓C應(yīng)用領(lǐng)域。雙燃料燃?xì)廨啓C由于其良好的燃料適應(yīng)性已成為未來燃?xì)廨啓C主要發(fā)展方向[5]。

燃料混合燃燒是燃?xì)廨啓C雙燃料燃燒室的獨有特性。由于氣液2種燃料的差異，二者的反應(yīng)速率也不同；采用雙燃料燃燒時燃燒室性能的變化規(guī)律與僅使用單一燃料時有較大差異；研究混合燃燒條件下雙燃料燃燒室性能的變化規(guī)律是進行燃燒室燃料在線切換的前提。

Nijeholt等[6]對沼氣與天然氣混合時燃燒室性能進行了數(shù)值模擬，并給出了詳細(xì)的反應(yīng)機理，用來描述混合燃燒條件下的化學(xué)反應(yīng)機理；權(quán)崇仁等[7]通過對某短環(huán)形燃燒室進行了氫氣、裂解氣與柴油燃料的混合燃燒研究，指出優(yōu)化燃燒室頭部結(jié)構(gòu)、合理組織流場以及穩(wěn)定回流區(qū)內(nèi)當(dāng)量比是保證燃燒室混燒性能的有效措施；劉瑞同[8]則給出了雙燃料燃燒室混合燃燒的基本原則，指出燃料混燒時要保證一定的天然氣噴嘴壓降以防止燃燒脈動，且液體燃料占比過小時會導(dǎo)致燃油路循環(huán)量過大而損壞油泵；穆勇[9]對化學(xué)回?zé)崛紵疫M行了雙燃料混合燃燒數(shù)值模擬，給出了裂解氣與柴油混燒時的簡化機理，并指出在低熱值燃料燃燒時加入部分高熱值燃料，可以提高火焰溫度及火焰?zhèn)鞑ニ俣?，從而提高燃燒效率；王增國等[10]通過雙燃料切換試驗，指出混合燃燒及燃料切換時需重點關(guān)注燃燒室出口平均溫度和動態(tài)壓力值的變化情況；此外，和宏賓等[11-15]也對燃?xì)廨啓C雙燃料燃燒室的燃燒特性進行了相關(guān)研究。

筆者通過對某型雙燃料燃燒室混合燃燒進行數(shù)值模擬，得到雙燃料燃燒室在混燒條件下的性能變化規(guī)律，可為工程應(yīng)用提供理論指導(dǎo)。

1 研究對象

圖1為某型雙燃料燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖，其采用逆流環(huán)管結(jié)構(gòu)，氣體與液體燃料均為擴散燃燒。燃料由噴嘴進入火焰筒后，與旋流器、主燃孔處進入的空氣摻混后進行燃燒，摻混孔用來對高溫燃?xì)膺M行摻混,提高了出口溫度分布均勻性，火焰筒壁上設(shè)有氣膜冷卻孔，用來保護火焰筒材料不被燒蝕。

圖2給出了該燃燒室的噴嘴示意圖。噴嘴分為液體燃料路和氣體燃料路：液體燃料噴口位于噴嘴中心位置，采用壓力旋流霧化，外部周向布置輔助空氣路；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。

圖1 雙燃料燃燒室Fig.1 Dual fuel combustor

1-噴嘴殼體；2-燃油旋流器；3-霧化旋流器；4-旋塞；5-墊圈； 6-堵蓋；7-止動環(huán)；8-濾器。圖2 雙燃料噴嘴結(jié)構(gòu)方案Fig.2 Structure scheme of the dual fuel nozzle

2 數(shù)值計算

2.1 幾何模型

利用UG軟件建立含有一個完整火焰筒的1/16燃燒室?guī)缀文Ｐ?，并用ICEM軟件進行網(wǎng)格劃分，全局采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并對冷卻孔、出口段等區(qū)域進行局部加密。在不影響計算精度的條件下，對燃燒室一些較小的外形結(jié)構(gòu)進行適當(dāng)簡化，火焰筒固體域與流體域進行耦合處理；經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗證后最終網(wǎng)格數(shù)為2 049萬，具體見表1。

為便于分析，給出燃燒室性能的相關(guān)指標(biāo)定義。

總壓損失δ的計算公式如下：

(1)

式中：p3、p4分別為燃燒室進、出口空氣總壓，MPa。

燃燒室出口溫度分布指標(biāo)分為溫度分布系數(shù)(OTDF)θt和徑向溫度分布系數(shù)(RTDF)θr，二者表達式如下：

(2)

表1 網(wǎng)格敏感度分析Tab.1 Grid sensitivity analysis

(3)

式中：T4max、T4rmax分別為燃燒室出口溫度最大值及沿周向出口徑向溫度平均值中的最大值，K；T3ave、T4ave分別為燃燒室進、出口平均溫度，K。

2.2 數(shù)學(xué)模型

燃燒室內(nèi)質(zhì)量、動量、能量、組分輸運方程及氣體混合物熱力學(xué)狀態(tài)方程在參考文獻[16]中給出了詳細(xì)的定義及推導(dǎo)，本文不再贅述；對于上述基本控制方程及狀態(tài)方程組成的方程組，只要其中的源項能夠確定，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。

源項的確定則采用RNS雷諾平均方法，選用Realizablek-ε湍流模型、Finate Rate Chemistry and Eddy-disspation燃燒模型對方程組進行封閉。

2.3 反應(yīng)機理

所研究的雙燃料燃燒室采用燃料為天然氣和輕柴油，天然氣設(shè)定成分為CH4，-10#柴油利用C16H29進行物性替代。對于柴油燃料，采用簡化的單步反應(yīng)機理；對于天然氣燃料，采用二步反應(yīng)機理[17]。涉及到的基元反應(yīng)以及相關(guān)參數(shù)見表2。

表2 反應(yīng)機理參數(shù)Tab.2 Parameters of reaction mechanism

2.4 邊界條件

在使用液體燃料及混合燃燒時，需要提前給定雙燃料噴嘴燃油路噴霧炬的顆粒尺寸分布特性，額定工況下的噴霧分布見表3。在混合燃燒時，需要根據(jù)不同燃料量進行重復(fù)計算，可按文獻[18]中給出的經(jīng)驗公式進行預(yù)估。

燃料輸入方面，為便于對燃燒室性能計算結(jié)果進行比較分析，在2種燃料切換過程中，假定燃燒室出口平均溫度保持不變，即2種燃料切換過程中，燃燒室輸入凈熱量保持不變，則有：

qm,oilHoil,T0=qm,gasHgas,T0

(4)

式中：qm,oil、qm,gas分別為供入燃燒室的液體和氣體燃料質(zhì)量流量，kg/s；Hoil,T0、Hgas,T0分別為300 K時液體和氣體燃料的低熱值，kJ/kg，本文分別取42 700 kJ/kg 和50 050 kJ/kg進行計算。

利用上面的計算方法，在額定工況和35%額定工況下，可得出燃燒室2種燃料混合燃燒時各自占總?cè)剂系谋壤P(guān)系，2個工況點的燃燒室入口參數(shù)由母型機整機試驗結(jié)果給出。

應(yīng)用Ansys Fluent R19軟件，根據(jù)母型機整機試驗結(jié)果校核，只計算穩(wěn)態(tài)燃燒場，采用SIMPLE算法進行流場迭代計算。數(shù)值計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，以及空氣進出口流量相對誤差小于0.5%。最終模型設(shè)置邊界條件見表3。

3 計算結(jié)果與分析

3.1 額定工況下的混合燃燒性能

圖3給出了燃燒室額定工況下不同氣體燃料占比下的燃燒室溫度場變化情況。由圖3可以看出，隨著氣體燃料占比的增加，燃燒室火焰形態(tài)逐步發(fā)生變化。

液體燃料工作時，高溫區(qū)主要集中在主燃孔前部位置，且面積較大基本呈扇形；隨著氣體燃料占比的不斷增加，高溫區(qū)前部由于氣體燃料噴射的影響，液體燃料噴霧錐角隨著火焰筒軸向長度的延長不斷被壓縮，導(dǎo)致火焰長度延長，且隨著氣體燃料占比的增加不斷延長；當(dāng)燃燒室只使用氣體燃料時，火焰長度縮短。

表3 數(shù)值計算邊界條件設(shè)定值Tab.3 Boundary conditions of numerical calculation

氣體燃料占比0%

氣體燃料占比10%

氣體燃料占比30%

氣體燃料占比50%

氣體燃料占比70%

氣體燃料占比90%

氣體燃料占比100%

圖4給出了混合燃燒條件下的出口溫度場云圖。從圖4可以看出，氣液燃料占比的變化并不會改變出口溫度場高低溫區(qū)的分布位置；液體燃料占比越大，出口溫度場的均勻性越差，具體表現(xiàn)為低溫區(qū)面積增大，高溫區(qū)面積收縮；混合燃燒條件下出口溫度場均勻性都要差于單一燃料下的出口溫度場均勻性。

氣體燃料占比0%

氣體燃料占比10%

氣體燃料占比30%

氣體燃料占比50%

氣體燃料占比70%

氣體燃料占比90%

氣體燃料占比100%

圖5給出了不同氣體燃料占比下的燃燒室各性能參數(shù)的變化情況，對于不同工況間參數(shù)采用二次曲線進行擬合。從圖5可以看出，隨著氣體燃料占比的增加，OTDF先緩慢上升，在氣體燃料占比70%左右時達到最高值隨后下降，并在只燃燒氣體燃料時達到最低值。燃燒室出口平均溫度的變化趨勢則相反，隨著氣體燃料占比的增加，燃燒室出口平均溫度不斷下降，在氣體燃料占比70%～90%時達到最低值?？倝簱p失則一直在3.3%上下波動，無明顯變化規(guī)律。

從以下幾方面分析出現(xiàn)上述規(guī)律的原因：

(1) 隨著氣體燃料占比的增加，雙燃料噴嘴燃油路供油壓力不斷降低；當(dāng)氣體燃料占比增加到一定程度時，供油壓力不足使得霧化質(zhì)量難以保證，燃油粒徑不斷增大。圖6給出了燃油噴嘴無氣動霧化時的理論粒徑分布曲線，圖7給出了燃燒室工作時燃油噴霧在不同氣體燃料占比下的燃料蒸發(fā)時間及流動軌跡。從圖6和圖7可以看出，氣體燃料占比為0%與10%時的燃燒室燃油液滴分布基本一致，基本在軸向摻混孔處可以蒸發(fā)完全，但隨著燃油流量的不斷減少，燃油粒徑不斷增加，最終導(dǎo)致燃油不能完全蒸發(fā)燃燒，并隨著燃?xì)馀懦鋈紵?；燃燒室出口溫度由于燃燒不充分而逐步降低，且變化趨勢更加劇烈，由于入口空氣參?shù)不變，燃燒室溫升的下降表明燃燒效率的下降趨勢更明顯。

(2) 隨著氣體燃料占比的增加，其對火焰筒內(nèi)流場的影響增強；由于雙燃料噴嘴的氣體燃料路位于外環(huán)位置，氣體燃料的噴射在火焰筒軸向上壓縮了液體燃料的噴霧錐角。為了觀察燃燒室燃燒區(qū)的變化情況，建立2 000 K以上高溫區(qū)縱剖面溫度場(見圖8)。由圖8可知，隨著氣體燃料占比的不斷增加，高溫區(qū)在徑向不斷收縮；同時氣體燃料的加入導(dǎo)致高溫區(qū)前部邊緣位置溫度下降。高溫區(qū)延伸至燃燒室出口，在圖4出口溫度場表現(xiàn)為高溫區(qū)面積的不斷收縮。

(a) 燃燒室出口溫度場分布指標(biāo)

(b) 燃燒室出口平均溫度

(c) 燃燒室總壓損失圖5 不同氣體燃料占比下的燃燒室性能指標(biāo)(額定工況)

圖6 無氣動霧化時的燃油粒徑理論計算分布曲線(額定工況)

氣體燃料占比0%

氣體燃料占比10%

氣體燃料占比30%

氣體燃料占比50%

氣體燃料占比70%

氣體燃料占比90%圖7 不同氣體燃料占比下的燃料蒸發(fā)時間(額定工況)Fig.7 Fuel evaporation time under different gas fuel ratios (rated condition)

氣體燃料占比0%

氣體燃料占比10%

氣體燃料占比30%

氣體燃料占比50%

氣體燃料占比70%

氣體燃料占比90%

氣體燃料占比100%

(3) 氣體燃料較好的擴散性可以改善燃燒室溫度分布的均勻性，理論上在不考慮液體燃料時，燃燒室工況不變且氣體燃料占比增加時火焰長度應(yīng)有一定程度地縮短，但由于液體燃料占比下降時燃油液滴粒徑增大，蒸發(fā)時間增加，導(dǎo)致燃燒滯后，高溫駐點位置在火焰筒軸向位置不斷后移，反而又延長了火焰長度。對于本型燃燒室，額定工況下2種因素相互影響的計算平衡點在氣體燃料占比70%左右。

(4) 當(dāng)氣體燃料占比大于等于90%時，液體燃料不完全燃燒，部分燃油隨燃?xì)鈴娜紵页隹谂懦?，高溫區(qū)駐點溫度下降，導(dǎo)致燃燒室出現(xiàn)了OTDF、出口平均溫度以及總壓損失同時下降的現(xiàn)象。

因此，混合燃燒條件下，液體燃料非額定工作點的霧化特性、雙燃料噴嘴氣/液路結(jié)構(gòu)以及氣/液燃料的燃燒場差異決定了雙燃料燃燒室的混合燃燒性能。特別指出的是，穆勇[9]對柴油和裂解氣的混合燃燒進行了計算，指出當(dāng)Arrhenius數(shù)相同時，燃燒場溫度分布會影響燃料反應(yīng)速率，造成燃燒效率出現(xiàn)差異。由于柴油、天然氣的燃料特性，二者的組分并非固定不變，數(shù)百個中間反應(yīng)過程及較大的計算量導(dǎo)致利用現(xiàn)有硬件進行數(shù)值模擬還難以對燃料切換狀態(tài)下的燃燒室性能進行很好地模擬。雙燃料燃燒室若能根據(jù)燃料實際組分建立詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)步，計算精度將會有極大提高。

3.2 35%額定工況下的混合燃燒性能

在3.1節(jié)中分析了額定工況下燃燒室的混合燃燒性能，由于雙燃料燃燒室在低工況下仍有燃料切換及混合燃燒的需求，故在35%額定工況下研究混合燃燒條件下的燃燒室性能。

圖9和圖10分別給出了35%額定工況下燃燒室的縱截面溫度場及出口溫度場。從圖9可以看出，對比額定工況，無論氣/液燃料單獨燃燒還是混合燃燒，高溫區(qū)已全部收縮至主燃孔前部；經(jīng)計算，35%額定工況下燃燒室總的過量空氣系數(shù)由2.78增大至3.99，增大過量空氣系數(shù)改善了火焰筒頭部的燃燒情況，混合燃燒時，出口溫度均勻性比額定工況下有了較大改善。從圖10可以看出，隨著氣體燃料占比的增加，35%額定工況下的出口溫度場與額定工況下基本一致，在同等溫度梯度下，其高溫區(qū)不斷縮小；混合燃燒氣/液占比的變化并不會導(dǎo)致高低溫區(qū)位置發(fā)生明顯變化。

圖11給出了35%額定工況下高溫區(qū)內(nèi)高溫駐點的移動與變形狀況，由于高溫區(qū)位于噴嘴前部，不受主燃孔射流影響，高溫區(qū)形狀變化更為明顯。在燃料總熱值不變的前提下氣體燃料占比增加，氣體燃料噴射對液體燃料的壓縮變形現(xiàn)象仍然存在，同時由于燃油粒徑增大與氣體燃料射流的綜合影響，高溫駐點位置仍然明顯地向火焰筒出口位置移動；但由于過量空氣系數(shù)增大，混合燃燒條件下燃燒室出口溫度均勻性惡化情況比額定工況下有了明顯好轉(zhuǎn)。

圖12為35%額定工況下燃燒室性能參數(shù)的變化情況。從圖12可以看出，35%額定工況下燃燒室性能參數(shù)變化規(guī)律與額定工況下基本相同，不同之處在于：

氣體燃料占比0%

氣體燃料占比10%

氣體燃料占比20%

氣體燃料占比30%

氣體燃料占比40%

氣體燃料占比50%

氣體燃料占比60%

氣體燃料占比100%圖9 不同氣體燃料占比下的燃燒室溫度場(35%額定工況)

氣體燃料占比0%

氣體燃料占比10%

氣體燃料占比20%

氣體燃料占比30%

氣體燃料占比40%

氣體燃料占比50%

氣體燃料占比60%

氣體燃料占比100%

(1) OTDF和RTDF盡管都呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢，但峰值點對應(yīng)的氣體燃料占比不同。對于OTDF，35%額定工況下氣體燃料占比在30%左右時達到最高值，而額定工況下氣體燃料占比在70%左右時達到最高值。

(2) 35%額定工況下的出口平均溫度下降梯度明顯增大。氣體燃料占比從0%增加到50%，35%額定工況下出口平均溫度下降了43 K，而額定工況下只下降了14 K。低工況下燃燒效率惡化的趨勢更為明顯。

氣體燃料占比0%

氣體燃料占比20%

氣體燃料占比30%

氣體燃料占比40%

氣體燃料占比50%

氣體燃料占比60%

氣體燃料占比100%圖11 高溫駐點的移動與變形(35%額定工況)

4 結(jié) 論

(1) 氣液混合燃燒條件下，液體燃料不同質(zhì)量流量下的霧化特性、雙燃料噴嘴氣/液路結(jié)構(gòu)以及氣/液燃料的燃燒場差異決定了雙燃料燃燒室的混合燃燒性能。

(2) 對比僅使用單一燃料，燃燒室同時使用氣液燃料混合燃燒時，液體燃料霧化質(zhì)量惡化及外環(huán)氣體燃料對液體燃料燃燒場的壓縮作用導(dǎo)致高溫區(qū)整體徑向收縮，高溫駐點向燃燒室出口移動，從而導(dǎo)致OTDF偏高。

(3) 通過對氣動燃油霧化噴嘴進一步優(yōu)化，或提高霧化空氣量，可以提高雙燃料燃燒室低工況下的混合燃燒性能。

(a) 燃燒室出口溫度場分布指標(biāo)

(b) 燃燒室出口平均溫度

(c) 燃燒室總壓損失圖12 不同氣體燃料占比下的燃燒室性能指標(biāo)(35%額定工況)