基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒的制作方法

本发明涉及基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒。

背景技术

随着现代燃气轮机技术的不断发展，燃烧室的污染排放问题也日益凸显，国际民航组织也因此制定了一系列严苛的标准，严格限制燃气轮机一氧化碳(co)、未燃碳氢(uhc)、碳烟(smoke)以及氮氧化物(nox)等污染物的排放，其中以nox最为严苛。为了满足污染排放的指标要求，各大航空发动机制造公司提出了各种类型的低污染燃烧室设计概念。

从燃气轮机燃烧室污染物的生成机理和影响因素可知，随着燃气轮机功率的变化，co与nox的变化规律完全相反。因此针对传统的燃气轮机燃烧室而言，同时降低这四种污染物排放是不可能的，目前只能采取折中的方法，即不论燃气轮机的工作状态如何，控制燃气轮机主燃区的温度在1650～1700k左右的范围内，确保这两种污染物的生成量都保持在一个较低的水平。目前国际上主流的低污染燃烧室主要有以下几类：燃油分级燃烧室、贫油预混预蒸发燃烧室、贫油直接喷射燃烧室和富油-焠熄-贫油燃烧室，其中富油-焠熄-贫油燃烧室(rich-quench-lean(rql)，下文简称rql燃烧室)是一种采用富燃、焠熄、贫燃燃烧组织形式的低排放燃烧室，其基本理念是先组织一个富油的燃烧区，然后在下游的焠熄区供入大量的新鲜空气快速掺混，迅速降低当量比，进入贫油燃烧区，燃料经过充分燃烧后排入涡轮。rql技术发展时间最长，应用也最为广泛，具有燃烧稳定，不易发生回火及自燃的优点。

因此，常规的低排放设计思路往往是从气动设计、燃油分级等头部设计的角度进行考虑。

然而，如何进一步改善火焰筒污染排放性能仍然是本技术领域长期有待解决的一个课题。

技术实现要素：

本发明的一个目的是提供一种基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒，其具有改善了的污染排放性能。

根据本发明的基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒，包括火焰筒旋流器、火焰筒筒体与火焰筒外机匣；其中一部分空气从旋流器进入火焰筒筒体形成主燃区回流区，与燃油掺混后进行富油燃烧；另一部分空气从火焰筒筒体的掺混孔进入火焰筒，对富油燃气进行快速掺混；头部高度比是火焰筒筒体的头部高度与旋流器直径之比，取值范围为1.9～2.1。

在一实施例中，火焰筒筒体包括双层壁浮动瓦块结构与多斜孔冷却结构。

在一实施例中，将火焰筒筒体内限定的燃烧室长高比定义为火焰筒筒体的长度与径向方向上的火焰筒筒体的头部高度之比，所述燃烧室长高比取值范围为3.5～4.0。

在一实施例中，所述旋流器由6～10片旋流器叶片组成，旋流器叶片角度为30°到60°之间。

在一实施例中，双层壁浮动瓦块结构与火焰筒筒体的外层壁内壁面之间的间距为0.5～2mm。

在一实施例中，所述多斜孔冷却结构上的冷却孔的直径范围在1～3mm，倾斜角在30°到60°之间。

在一实施例中，火焰筒筒体限定的燃烧室向下游方向依次包括富油燃烧区、快速焠熄区和贫油燃烧区，且流道是渐缩的。

在一实施例中，火焰筒筒体的头部端壁采用多孔壁面的冷却结构。

在一实施例中，所述头部高度比为2。

本发明突破了常规的低排放设计思路，低排放设计思路往往是从气动设计、燃油分级等头部设计的角度进行考虑，忽视了火焰筒结构对其污染物生成的影响，本发明通过设置头部高度比布置得当的火焰筒结构，降低nox的污染排放，改善了火焰筒的污染排放性能。

附图说明

本发明的上述的以及其他的特征、性质和优势将通过下面结合附图和实施例的描述而变得更加明显，其中：

图1是根据本发明基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒中火焰筒的结构示意图。

图2是根据本发明基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒中火焰筒内气体流动的示意图。

图3是根据本发明基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒中火焰筒的正面示意图。

图4是根据本发明基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒中，头部高度比α对火焰筒出口污染物nox的影响规律曲线图。

图5是根据本发明基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒中，头部高度比α对火焰筒出口污染物co的影响规律曲线图。

图6是根据本发明基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒中，头部高度比α对火焰筒出口温度分布的影响规律曲线图。

图7是根据本发明基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒中，燃烧室长高比β对火焰筒出口污染物nox的影响规律曲线图。

图8是根据本发明基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒中，燃烧室长高比β对火焰筒出口污染物co的影响规律曲线图。

图9是根据本发明基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒中，燃烧室长高比β对火焰筒出口温度分布的影响规律曲线图。

具体实施方式

下述公开了多种不同的实施所述的主题技术方案的实施方式或者实施例。为简化公开内容，下面描述了各元件和排列的具体实例，当然，这些仅仅为例子而已，并非是对本发明的保护范围进行限制。例如在说明书中随后记载的第一特征在第二特征上方或者上面形成，可以包括第一和第二特征通过直接联系的方式形成的实施方式，也可包括在第一和第二特征之间形成附加特征的实施方式，从而第一和第二特征之间可以不直接联系。另外，这些公开内容中可能会在不同的例子中重复附图标记和/或字母。该重复是为了简要和清楚，其本身不表示要讨论的各实施方式和/或结构间的关系。进一步地，当第一元件是用与第二元件相连或结合的方式描述的，该说明包括第一和第二元件直接相连或彼此结合的实施方式，也包括采用一个或多个其他介入元件加入使第一和第二元件间接地相连或彼此结合。

常规的低排放设计思路往往是从气动设计、燃油分级等头部设计的角度进行考虑，忽视了火焰筒机匣结构对其污染物生成的影响。相比而言，长高比布置得当的火焰筒结构能够显著的降低nox的污染排放，本发明通过优化火焰筒长高比结构设计，改善了火焰筒的污染排放性能。

rql火焰筒通过在焠熄区供入大量空气并与富油燃气快速掺混，从而对燃烧区的温度进行调控，最终实现nox排放的降低。在现代高性能燃气轮机和先进航空发动的火焰筒设计过程中，火焰筒的长度由总体参数确定，火焰筒的体积由其驻留时间确定，而火焰筒的高度与头部间距的设计则成为主要的设计参数，而这主要取决于设计者的经验。研究表明，长高比直接影响了火焰筒的污染物排放性能，当长高比较小时，火焰筒各头部之间的间距较小，相邻头部火焰干涉严重，当焠熄空气量较大时会造成头部燃烧效率降低，导致co排放增加，但是由于头部温度降低，nox的排放也会随之将低。后述实施例提供一种考虑长高比设计的rql火焰筒构型。

如图1至图3所示，本发明提供了一种基于富燃、焠熄、贫燃技术的低排放火焰筒，该火焰筒为环形火焰筒，包括火焰筒旋流器1、火焰筒筒体4与火焰筒外机匣(在图中未示出)。火焰筒筒体4包括双层壁浮动瓦块结构2与多斜孔冷却结构3。火焰筒筒体4的火焰筒头部端壁10则采用多孔壁面的冷却结构，火焰筒筒体4所限定的燃烧室自旋流器1的出口开始向下游方向依次包括富油燃烧区、快速焠熄区和贫油燃烧区，且流道是渐缩的。

旋流器1由6～10片旋流器叶片9组成，旋流器叶片角度为30°到60°之间。

如图3所示，将d0作为火焰筒旋流器1的直径，d1作为火焰筒的头部在径向方向上的高度，将头部高度比α定义为火焰筒筒体4的头部高度d1与旋流器直径d0之比，头部高度比α的建议取值范围为1.9～2.1。优选地，头部高度比α为2，其原因将由后文阐述。

如图2和图3所示，将l作为火焰筒的长度，将火焰筒筒体4内限定的燃烧室长高比β定义为火焰筒筒体4的长度l与火焰筒筒体4的头部高度d1之比，在本发明中，燃烧室长高比β的建议取值范围为3.5～4.0。

如图2所示，双层壁浮动瓦块结构2与火焰筒筒体4的外层壁内壁面之间的间距为0.5～2mm。

多斜孔冷却结构3上的冷却孔31的直径范围在1～3mm，其倾斜角在30°到60°之间。

请继续参见图2，当火焰筒处于工作状态时，一部分空气从旋流器1进入火焰筒筒体4形成主燃区回流区8，与燃油掺混后进行富油燃烧；另一部分空气从火焰筒筒体4的掺混孔5进入火焰筒，形成多股射流6及相应的马蹄涡7，对富油燃气进行快速掺混，实现贫油燃烧。

图4至图6为火焰筒头部高度比α对污染排放性能以及火焰筒出口温度分布的影响，其中图中的头部高度比α如前所述，指的是火焰筒筒体4的头部高度d1与旋流器直径d0之比。图中的头部空气比指的是火焰筒筒体4的头部进气量与掺混孔5的进气量的比值，且头部进气量会随头部空气比的增加而增加。

从图4中可以看出，当头部空气比在34％至44％之间时，头部高度比α的取值为1.8的条件下，nox的排放量约处于15ppm至25ppm之间。头部高度比α的取值为2.0的条件下，nox的排放量约处于27ppm至30ppm之间。而头部高度比α的取值为2.2的条件下，nox的排放量约处于31ppm至35ppm之间。由此可见，nox的排放会随着头部高度比α的增加而增加，

由图5中可以看出，当头部空气比在34％至44％之间时，头部高度比α的取值为1.8的条件下，co的排放量约在10ppm至128ppm之间浮动。头部高度比α的取值为2.0的条件下，co的排放量约处于1.5ppm至10ppm之间浮动。而头部高度比α的取值为2.2的条件下，co的排放量约处于3ppm至4ppm之间。由此可见，co的排放会随着头部高度比α的降低而升高。

而从图6所示的出口温度分布结果可以看出，当头部空气比在34％至44％之间时，头部高度比α的取值为1.8的条件下，燃烧室出口温度分布不均匀系数约在0.02至0.025之间进行浮动。头部高度比α的取值为2.0的条件下，燃烧室出口温度分布不均匀系数约处于在0.005至0.02之间浮动。而头部高度比α的取值为2.2的条件下，燃烧室出口温度分布不均匀系数约在0.05上下进行浮动。由此可见，当α的取值为2.0时，燃烧室出口温度分布不均匀系数总体最低，即此时的燃烧室出口温度较为均匀。

综合图4至图6中的数据，可以得出在不同头部空气比下，头部高度比α对火焰筒污染排放性能及火焰筒出口温度分布特性的影响均保持一致。且火焰筒头部高度比α在1.9至2.1的范围内，污染物nox与co的排放性能较优，出口温度分布性能也最好。其中当头部高度比α的取值为2.0时，nox与co的排放量均处于一个较低的水平，同时此时的燃烧室出口温度较为均匀，因此综合污染排放性能与燃烧室出口温度分布性能，α的取值为2.0为一个优选的方案。

请继续参见图7至图9，图7至图9为火焰筒筒体4内限定的燃烧室长高比β对污染排放性能以及火焰筒出口温度分布的影响，图中的燃烧室长高比β如前所述，指的是火焰筒筒体4的长度l与火焰筒筒体4的头部高度d1之比。图中的头部空气比指的是火焰筒筒体4的头部进气量与掺混孔5的进气量的比值，且头部进气量会随头部空气比的增加而增加。

从图7中可以看出，当头部空气比在34％、38％、41％与44％四个取值下，nox的排放量均随燃烧室长高比β的增加而上升。且nox排放量的上升幅度在燃烧室长高比β为3.75左右时逐渐趋于平缓。

又从图8中可以看出，当头部空气比在34％、38％、41％与44％四个取值下，co的排放量均随燃烧室长高比β的增加而整体处于下降趋势。且co排放量的下降幅度在燃烧室长高比β为3.75左右时逐渐趋于平缓。

由图9可见，当头部空气比在34％、38％、41％与44％四个取值下，燃烧室出口温度分布的不均匀系数随燃烧室长高比β的增加呈先降低后升高的变化趋势，且当燃烧室长高比β的比值在3.6至3.75之间时燃烧室出口温度分布的不均匀系数最低，即此时的燃烧室出口温度较为均匀。

综合图4至图6中的数据，可以得出在不同头部空气比下，燃烧室长高比β在3.5至4.0的范围内，污染物nox与co的排放性能都相对较优，出口温度分布性能也最好。

本发明虽然以较佳实施例公开如上，但其并不是用来限定本发明，任何本领域技术人员在不脱离本发明的精神和范围内，都可以做出可能的变动和修改。因此，凡是未脱离本发明技术方案的内容，依据本发明的技术实质对以上实施例所作的任何修改、等同变化及修饰，均落入本发明权利要求所界定的保护范围之内。