随着航空业的发展,燃料多样化及安全问题成为国内外学者关注的焦点。受传统石油燃料产量和成分(污染物)的限制,使得发展新型液体燃料成为一个必然趋势。同时,对于燃烧室来说,燃烧不稳定问题是限制其发展的主要因素。
生物混合燃料作为新型燃料之一受到了广泛的关注。与甲醇、乙醇等醇类燃料相比,丁醇除具有醇类燃料易于汽化、可再生等优点外,还具有亲油性好、能很好地与煤油混合的优点。Rakopoulos[1]、Oguzhan[2]、Weiskirch[3]、Yao[4]和Karabektas[5]等指出柴油掺混丁醇能够保证较高的性能,并能显著降低碳烟排放。不仅如此,近些年来,许多学者对生物混合燃料与不稳定之间的关系产生了极大兴趣。Lieuwen[6]和Kido[7]等发现燃料组分对预混燃烧室内火焰速度及延迟时间的影响很大,并呈现出非线性的变化规律。Liuwen[6]和Figura[8]等通过研究预混火焰结构,发现不同燃料组分会改变燃油分子从喷嘴出口运动至火焰释热中心位置所用的对流时间,导致不稳定热释放与声波之间的相位差发生变化,从而增强或减弱燃烧不稳定性。Figura等[8]则通过实验观测到不同燃料组分会产生不同的动态压力响应。
而对非预混燃烧室来说,油气比脉动、燃油雾化、蒸发、掺混脉动以及燃烧区的释热脉动等都会激发燃烧不稳定。其中,局部高温区即热点是非定常释热的机制之一,该过程引发的燃烧室压力脉动被称为熵波。近年来,熵波引起的不稳定性问题是燃烧领域关注的热点。Mordaunt等[9-10]指出非预混燃烧室内存在的温度脉动(热点,熵波),经燃烧室壁面反射后形成的压力波,对不稳定性影响很大。Zhu等[11]通过进行流体力学(CFD)模拟计算,假设燃油分子从喷嘴出口运动至火焰释热中心的过程中,由于熵波影响而产生的对流时间变化是影响不稳定的主要因素。尽管Sattelmayer[12-13]和Polifke[13]认为,受燃烧室内空气动力学的影响,会极大地降低熵波对燃烧过程产生的效应。但Zhu等[11]发现在低频率振荡条件下,熵波损失很小,而对燃烧不稳定性的影响不可忽略。
上述研究表明,对于非预混燃烧,尤其是低频振荡燃烧下,熵波是影响不稳定的主要因素,而燃料组分对不稳定性的影响大多都是针对预混燃烧进行研究。因此,随着对生物混合燃料的广泛关注,本文针对生物混合燃料组分对非预混燃烧不稳定的影响进行实验,分析不同燃料组分对压力振荡频率的影响及其可能的原因。
1 实验系统本文实验用的燃气轮机燃烧室模型的火焰筒见图 1，其横截面为矩形,总长L为230 mm,高度H约为84.5 mm。空气通过旋流器、主燃孔、掺混孔和冷却孔进入火焰筒,旋流器有效面积占总有效面积的17.3%。燃烧室采用气动雾化方式,包括压力旋流喷嘴、双旋向旋流器和文氏管。
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| 图 1 火焰筒简图 Fig. 1 Schematic of flame tube |
在相同进口条件下,通过实验测量获得不同体积分数丁醇下的燃烧室压力振荡情况。表 1给出了燃烧室工况,其中火焰筒进口压力Pin、测试段进口温度Tin、总油气比fla和总质量流量m2,各测量参数的位置如图 2所示。
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| 图 2 实验系统测点位置 Fig. 2 Testing position of experimental system |
对于航空燃气轮机燃烧室来说,其压力振荡频率一般在10~1 500 Hz的范围内[14],而该频率段的声波可以从火焰筒内传播至火焰筒上游区域,因此将燃烧室的动态压力测试点设置在燃烧室头部上游截面处,如图 2中的“×”处,该测试点对压力振荡的频率测量没有影响。动态压力传感器采集频率为8 192 Hz,样本时长为3 s,频率分辨率为0.3 Hz。
本文的研究目的在于分析不同燃料体积分数对燃烧室压力振荡频率及幅值产生的影响,因此,实验过程中火焰筒进口压力、测试段进口温度、质量流量、总油气比等参数不变,仅改变煤油与丁醇掺混比例,即燃料体积分数。
2 实验结果本文通过对实验测量的压力振荡信号做快速傅里叶变换(FFT),获得了来流工况下压力振荡频率与幅值。图 3为压力振荡频谱图。
图 3(a)~图 3(d)为实验中获得的压力振荡频谱图,其为航空煤油分别按体积分数0%、10%、30%和50%掺混丁醇。从图 3中可以看出,4幅分图的波形差异较小,出现压力振荡时其频率较低,幅值较高,即当出现燃烧不稳定时,燃烧室出现低频高幅的压力脉动。
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| 图 3 压力振荡频谱图 Fig. 3 Pressure oscillation spectra |
将图 3中4种压力振荡频率单独取出,如图 4所示,从图中可以看出,随着燃料中丁醇所占体积分数由0%增加到50%时,压力振荡频率近似呈现线性下降趋势,由126 Hz降低到114 Hz。将图 3中的压力振荡幅值与平均压力作比得到图 5,可以发现振荡压力幅值变化较平缓,基本不变。
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| 图 4 不同燃料组分下压力振荡频率 Fig. 4 Pressure oscillation frequency as a function of different fuel components |
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| 图 5 不同燃料组分下振荡压力与平均压力之比 Fig. 5 Ratio of pressure oscillation to mean pressure as a function of different fuel components |
Zhu等[11]发现燃烧室内存在的压力脉动会改变进口质量流量,在实际条件下,燃油雾化效果即液滴直径大小直接取决于燃油流量,而液滴蒸发时间又由液滴直径决定,因此,受液滴蒸发时间的影响,燃烧位置及燃烧速率会不断变化,从而产生局部高温区即热点,产生的热点在火焰筒内继续向下游传播会引起不均匀温度脉动即熵波,其作为产生压力振荡的一种因素已经被广泛接受,热点在向下游传播时,由于火焰筒内的流通面积逐渐变小,会使热点密度发生变化,并在燃烧室出口处产生极大的压力脉动,压力脉动反过来又会使流动和混合过程产生扰动,这些扰动会导致释热率的波动,进而产生燃烧室的压力振荡。图 6为工作原理示意图。
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| A1—旋流器出口截面积;A2—火焰筒流道截面面积; T′—温度脉动;P′—压力脉动; τconv,1—燃油分子的蒸发时间; τconv,2—熵波从火焰释热中心运动至燃烧室出口产生的 系统延迟时间;L1—喷嘴出口至火焰释热中心的距离；L2—火焰释热中心至燃烧室出口的距离。 图 6 工作原理示意图 Fig. 6 Schematic of working principle |
Eckstein等[15]指出,受熵波影响产生压力脉动时,其传播时间恰好为其一个振荡周期。在计算时,Eckstein等[15]将传播时间分为2个部分,一部分为液滴从喷嘴运动至火焰释热中心所用时间,另一部分为熵波由火焰释热中心运动至燃烧室出口所需时间。
因此,本文根据扩散火焰特性,构建熵波对流模型,将传播时间τ分为τconv,1和τconv,22个部分,建立频率与传播时间之间的对应关系。模型表达式为
(1)
由于实验过程中,火焰筒进口压力、进口温度等均不变,仅燃料体积分数变化,因此频率改变是由不同燃料组分热值变化引起的。表 2分别给出了航空煤油及丁醇的物性参数[16]。
由表 2可以看出,航空煤油及丁醇在密度及沸点处的差别不大,而低位热值相差约9 MJ/kg。振荡压力频率为[3]
(2)
对于扩散火焰来说,τconv,1为燃油液滴的蒸发寿命,由直径平方定律求出:
(3)
式中:d0为完成雾化后燃料液滴的Sauter直径(SMD),采用激光粒度测试仪测量,利用光的散射法来测量粒子尺寸分布,在固定的波长下,通过测量散射光在某个小角度范围内的空间角度分布来获得粒度分布;蒸发常数Ke为
(4)
式中:ρ0为燃料密度;λ为导热系数;Cp为定压比热容;B为Spalding数,即输运数:
(5)
式中:qe为燃料汽化潜热;T∞为环境温度;T0=600 K为液滴初始温度。计算Cp及λ时,参考Law和Williams[17]针对燃烧液滴提出的简化公式:定义参考温度T′为液滴沸腾温度Tb与T∞的平均值,即:T′=(Tb+T∞)/2,Cp为与燃料参考温度有关的参数,即Cp=Cp,f(T′),λ为燃料导热系数λf(T′)与空气导热系数λ∞(T′)的加权平均值：λ=0.4λf(T′)+0.6λ∞(T′)。
对于扩散火焰来说,液滴边蒸发边燃烧[16]。因此T∞与燃烧温度Tad相同,即T∞=Tad。通过Chemkin软件计算,表 1工况下航空煤油和丁醇的燃烧温度Tad分别为2 400.68 K和2 155.22 K。燃料与空气的物性参数均由文献[16]获得。表 3给出了航空煤油和丁醇的T′、SMD和Ke。
| 燃料 | SMD/μm | Ke/(m2·s-1) | T′/K |
| 航空煤油 | 25 | 1.14×106 | 1 450 |
| 正丁醇 | 30 | 1.85×10-6 | 1 272 |
τconv,2计算式为
(6)
式中:L=L1+L2,L1=ux·τconv,1,ux=u1·cos(θ/2)为喷嘴出口轴向速度,u1为喷嘴出口速度,θ为喷雾张角(如图 7所示)。
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| 图 7 喷雾张角 Fig. 7 Spray angle |
速度的计算方法为
(7)
式中:m1为参与燃烧的质量流量;ρ1为高温燃气密度;ρ2为掺混冷却空气后的燃气密度;u2为掺混冷却空气后燃气平均速度。
计算u1时,相应参数分别为:m1、ρ1及A1(如图 6所示)。计算u2时,对应参数分别为:m2、ρ2及A2(如图 6所示)。计算密度时,由于混合燃气中燃油含量很小,因此,近似取同温同压下的空气密度ρ替代燃气密度:
(8)
式中:P为燃烧室内压强;Rg为气体常数;T为对应压力下的气体温度。表 4中给出喷嘴压降ΔP、A1,A2以及实验测得的喷雾张角θ。
式(9)给出了T2的计算方法。
(9)
式中:ma和mf分别为空气和燃料的质量流量;Cp,a、Cp,f和Cp,g分别为对应温度下的空气、燃料及燃气的定压热容。丁醇及高温燃气的Cp根据文献[18]获得,煤油的Cp由文献[19]获得。根据迭代法算得航空煤油与丁醇的出口温度。根据式(6)~式(9),得到结果如表 5所示。
| 燃料 | u/(m·s-1) | L2/mm | T2/K |
| 航空煤油 | 25.26 | 167 | 1 150 |
| 正丁醇 | 20.87 | 174 | 950 |
熵波对流模型的表达式为
(10)
式中：b%为丁醇所占体积分数;τconv,k,τconv,b分别为航空煤油的对流时间和丁醇对流延迟时间。表 6为不同掺混比例下的对流时间。
| b/% | τconv,1/ms | τconv,2/ms | τ/ms | 
/ms | 
/% |
| 0 | 0.550 | 6.660 | 7.150 | 7.937 | 9.91 |
| 10 | 0.544 | 6.778 | 7.322 | 8.197 | 10.68 |
| 30 | 0.531 | 7.134 | 7.665 | 8.403 | 8.78 |
| 50 | 0.488 | 7.490 | 8.009 | 8.772 | 8.70 |
从表 6中可以看出,随着燃料中丁醇含量增多,τconv,1逐渐减小,τconv,2增加,整体时间呈增加趋势,因此第2段对流时间对频率的影响更为显著。由式(6)~式(9)可以看出,τconv,2主要受出口温度T2的影响,在冷却空气掺混过程中,由于掺混用的冷却空气温度及流量不变,因此Tad是影响T2的唯一因素。从表 2中可以看出,2种燃料最大的区别体现在热值上,而Tad主要受热值影响,因此燃料热值是影响频率的主要原因。据此可以得出结论:由于航空煤油中掺入丁醇后,使燃料热值发生改变,因此引起了振荡压力频率变化。
3.3 误差分析本文实验经过多次测量,喷雾张角θ存在±2.5°的误差,表 7给出了由误差引起的τconv,2的变化范围。
θ/° | b/% | τconv,2/ms | 误差引起的τconv,2的 变化范围/ms |
| 45~50 | 0 | 6.576~6.624 | -0.084~0.036 |
| 45~50 | 10 | 6.754~6.803 | -0.024~0.025 |
| 45~50 | 30 | 7.110~7.159 | -0.024~0.025 |
| 45~50 | 50 | 7.466~7.515 | -0.024~0.025 |
从表 6可以看出,计算得出的结果与实验结果的平均误差为10%左右。这是由于燃烧室中流场分布十分复杂,熵波在传播过程中会受到其他流动的影响,产生一段对流时间。当受到回流区的影响时,熵波先向上游区域传播,经过一段时间后再向下游对流,而在上述分析过程并没有考虑到这段时间,因此存在一定的误差。
4 结论本文通过构建熵波对流模型,分析不同体积分数丁醇与航空煤油混合燃烧时振荡压力频率和幅值的变化趋势。
1) 当压力1.98 MPa、温度600 K、油气比0.03不变时,随着燃料中丁醇含量增多,幅值无明显变化规律,而振荡压力频率近似呈线性下降。
2) τconv,1随着丁醇体积分数增加而逐渐减小,τconv,2随其增加而增加,总时间增加,因此τconv,2的影响更为重要。
3) 模型计算结果与实验结果符合较好。
4) 燃料热值变化是引起振荡频率变化的主要原因。
本文的研究工作为生物质丁醇燃料在燃气轮机中的应用奠定了基础,为控制燃烧室内压力振荡提供了参考。
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