一种具有高引射烟气的高原型燃油燃烧器及设计方法与流程

本发明涉及燃烧设备技术领域，具体涉及一种具有高引射烟气的高原型燃油燃烧器及设计方法。

背景技术：

高原高寒地区环境参数变化大、含氧量低、温度低，气压低，风机供风量不够，会导致普通燃烧机点火困难、燃烧功率及效率降低，污染排放高等问题。即使风量能够达到空燃比要求，就目前我国日益严峻的环保要求看，很多平原燃烧机无法实现高原环境的高效清洁燃烧。

现有商用燃烧机喷嘴大部分是纯压力雾化式或双流体喷嘴，高原高寒环境下采用纯压力雾化喷嘴不能保证油品的良好雾化，现有双流体喷嘴大部分是通过高压气体促进燃油的雾化，但有时高原高寒环境不易具备高压条件，如本案中的辅助雾化气体压力远低于燃油压力，故为增强雾化效果需要设计新的两相流喷嘴。

现有燃烧机的燃烧筒为短圆筒状，壁面不开孔(除了若干安装孔槽)，起安装稳焰盘和导流的作用，从结构上无法引射高温烟气回流。

技术实现要素：

本发明旨在解决上述问题，提供了一种具有高引射烟气的高原型燃油燃烧器及设计方法，它具有低压空气辅助雾化喷嘴，改善高原高寒环境下机械式雾化喷嘴雾化效果差的问题；采用高温烟气自循环技术设计燃烧筒结构实现燃烧室的烟气高循环率，解决燃烧污染排放较高的问题；采用流动阻力较小的叶片式旋流稳焰盘稳定火焰；采用蓄热材料强化燃油燃烧，提高燃烧效率；其采用的技术方案如下：

一种具有高引射烟气的高原型燃油燃烧器，包括：雾化喷嘴、稳焰盘、燃烧筒和燃烧腔，所述雾化喷嘴位于稳焰盘中部，所述燃烧筒套装于稳焰盘外侧，所述燃烧筒设置于燃烧腔中，所述燃烧腔内侧铺设有蓄热材料；

所述雾化喷嘴包括油芯、旋流芯和外壳，所述油芯与外壳螺纹连接，所述油芯中心具有通油腔，所述外壳上开设有进气孔，所述油芯位于外壳中，所述油芯的外壁与外壳的内壁之间围成通气腔，所述旋流芯连接于油芯的右端处并位于外壳中，所述旋流芯中心具有与油芯的通油腔相连通的增压通油腔，所述旋流芯的右端面为锥形面，所述旋流芯的右端面上开设有若干条与通气腔相连通的旋流槽，所述旋流芯的右端开设有与增压通油腔相连通的锥形油孔，所述外壳的右端开设有锥形喷孔，所述锥形油孔的右端、旋流槽及锥形喷孔的左端三者相交汇，所述锥形油孔和锥形喷孔组成一个拉伐尔喷管，所述锥形油孔的锥孔母线为维托辛斯基曲线；

所述油芯的右端具有突出部，所述旋流芯的左端面向右凹陷形成容置部，所述突出部穿入容置部中，所述突出部与容置部之间设置有密封圈；

所述燃烧筒主要由第一圆柱筒部、内凹的曲线形筒部、锥形筒部和第二圆柱筒部由左至右依次一体构成，所述锥形筒部上开设有若干个引射槽；

所述稳焰盘的叶片倾角为35°，叶片顶部宽度为9mm。

一种制造高原型燃油燃烧器的方法，其特征在于，包括：

A1设计稳焰盘的步骤，所述设计稳焰盘的步骤包括:

S1)盘体尺寸设计

根据燃烧机功率及燃烧筒尺寸确定稳焰盘的尺寸范围；进行试验，确定最佳尺寸；

S2)叶片设计

在叶轮外圆展开图上，将叶片在其根圆上遮盖的弧长Sx同相邻两叶片根部之间的弧长的出口之间长度Sj之比，定义为轴向叶片的遮盖度k，即有

遮盖度取值为1.1～1.5，遮盖度越大，气流流场的旋流作用也越强烈，但遮盖度超过一定限度后，旋流叶片的流阻过大，而旋流强度并无显著变化；叶片数目不应少于4个；

S3)中心孔设计

S4)稳焰盘旋流强度计算

采用以下公式计算：

式中：ro为叶片外径，ri为叶片内径，β为叶片倾角，Z为叶片数目，η为相邻两叶片出口的间距：

式中：δ为叶片厚度；

随叶片倾角增大，旋流强度S逐渐降低；

S5)稳焰盘阻力计算

由式(3)可知，旋流强度S随着叶片倾角β的减小而增大,但当叶片角度β≤45°时，流动阻力随之增大,故在设计计算时应考虑流动阻力的影响；

对于叶片类型为直型的轴向叶片旋流器，在Re>1×10⁵条件下，阻力系数ξ可用下式计算：

ξ＝2.5S (4)

可见，对于旋流叶片式稳焰盘结构，阻力系数与旋流强度成正比的关系；

采用数值模拟的方法对不同叶片倾角稳焰盘的气流流场进行冷态研究，选定叶片倾角；

将燃烧筒结构设计成可以利用引射作用达到烟气自循环效果的结构形式，开设引射槽；

A2设计燃烧筒的步骤，所述设计燃烧筒的步骤包括：

参考引射器设计原理以及燃烧器和炉膛的实际结构进行引射结构的初步设计，通过引射器的特性方程研究分析出影响引射混合器的因素；

引射器的特性方程为：

式中，压力p2为混合管出口压力，ps为引射烟气压力；流体流量rA为混合管截面比rA＝A2/AP；修正的引射流量比函数主流与引射流温度之比θ＝Tp/Ts；φ＝ms/mp为引射系数；ξ——阻力系数；

在变径分段式燃烧筒基础上进行改进设计，考虑引射性能和气流流场结构，利用数值计算方法进行引射槽结构尺寸改进，确定引射槽开口宽度w与引射量关系，选定引射槽开口宽度w；确定引射槽高度h与引射量关系，选定引射槽高度h；为了增强引射效果，在变径分段式燃烧筒基础上依据开槽对角线与原结构相等的原则设计文丘里式和坛子形燃烧筒结构，根据回流量和稳焰效果选定燃烧筒类型。

优选的，所述步骤S1)盘体尺寸设计中，通过设计试验研究关键尺寸与结构发生的变化如何影响气流流场以及燃烧情况，确定稳焰盘的最佳尺寸与结构。

优选的，所述步骤S2)叶片设计中叶片为等宽直叶片，叶片厚度为1mm，根圆直径29mm，顶圆直径90mm，根圆直径di与顶圆直径do的比值为0.31，叶片数为12，叶片遮盖度k取1.1-1.5。

优选的，所述步骤A2设计燃烧筒的步骤中，影响引射混合器的因素包括：主次流温度比的影响；混合管横截面的面积与喷管出口的横截面面积的影响；混合管内主、次流混合不均匀性的影响。

本发明的有益效果为：

一、有利于实现高原环境的节能减排

二、采用空气辅助雾化改善高原高寒环境的燃油雾化质量，燃油与空气充分接触，有利于着火和充分燃烧。

三、采用烟气再循环技术，实现燃烧空间的烟气循环，高温烟气与新鲜燃料和助燃空气混合，带来热量并降低局部反应速度，降低燃烧温度峰值，减少热力型NOx的大量生成。

四、采用蓄热燃烧技术，强化燃烧反应，将不完全燃烧成分CO转化为CO2，保证在不同地域条件下都能稳定地完全燃烧，提高燃烧效率。

附图说明

图1是本发明所述具有高引射烟气的高原型燃油燃烧器的剖面结构示意图；

图2是本发明所述雾化喷嘴的剖面结构示意图；

图3是本发明所述稳焰盘的剖面结构示意图；

图4是本发明所述燃烧筒的结构示意图(带气流流向)；

图5是变径分段式燃烧筒的结构示意图；

图6是引射喷管结构图；

图7是35°叶片倾角轴向速度云图；

图8是引射槽宽度与引射系数的关系；

图9是引射槽高度与引射系数关系

图10(a,b,c)依次是曲线形、直锥形、坛子形这三种类型燃烧筒结构示意图；

图11(a,b,c)依次是曲线形、直锥形、坛子形这三种类型类型燃烧筒结构对称面速度矢量图；

图12(a,b,c)依次是曲线形、直锥形、坛子形这三种类型燃烧筒对称面的压力分布云图；

具体实施方式

下面结合附图和实施例对本发明作进一步说明：

在本发明中，除非另有明确的规定和限定，术语“安装”、“相连”、“连接”、“固定”等术语应做广义理解，例如，可以是固定连接，也可以是可拆卸连接，或成一体；可以是直接相连，也可以通过中间媒介间接相连，可以是两个元件内部的连通或两个元件的相互作用关系。对于本领域的普通技术人员而言，可以根据具体情况理解上述术语在本发明中的具体含义。

在本发明的描述中，需要理解的是，术语“左”、“右”、“前”、“后”、“顶”、“底”、“内”、“外”等指示的方位或位置关系均为基于附图所示的方位或位置关系，仅是为了便于描述本发明和简化描述，而不是指示或暗示所指的装置或元件必须具有特定的方位、以特定的方位构造和操作，因此不能理解为对本发明的限制。

如图1至图4所示，一种具有高引射烟气的高原型燃油燃烧器，其特征在于，包括：雾化喷嘴100、稳焰盘200、燃烧筒300和燃烧腔400，所述雾化喷嘴100位于稳焰盘200中部，所述燃烧筒300套装于稳焰盘200外侧，所述燃烧筒300设置于燃烧腔400中，所述燃烧腔400内侧铺设有蓄热材料500。

优选的，所述雾化喷嘴100包括油芯1、旋流芯3和外壳2，所述油芯1与外壳2螺纹连接，所述油芯1中心具有通油腔8a，所述外壳2上开设有进气孔9，所述油芯1位于外壳2中，所述油芯1的外壁与外壳2的内壁之间围成通气腔9a,所述旋流芯3连接于油芯1的右端处并位于外壳2中，所述旋流芯3中心具有与油芯1的通油腔8a相连通的增压通油腔8b，所述旋流芯3的右端面为锥形面，所述旋流芯3的右端面上开设有若干条与通气腔9a相连通的旋流槽5，所述旋流芯3的右端开设有与增压通油腔8b相连通的锥形油孔8c,所述外壳2的右端开设有锥形喷孔2a，所述锥形油孔8c的右端、旋流槽5及锥形喷孔2a的左端三者相交汇，所述锥形油孔8c和锥形喷孔2a组成一个拉伐尔喷管，所述锥形油孔8c的母线为维托辛斯基曲线。整个拉伐尔喷管减压增速，增强燃油的雾化效果，同时所造成的低压区容易引射高温烟气循环。如图2所示，雾化喷嘴100采用部分助燃空气辅助燃油雾化，通油腔8a走燃料油，进气孔9进气，通气腔9a走空气，该空气由低压空气泵提供，总量较少，随后空气流经旋流槽5到达锥形油孔8c前与锥形油孔8c喷出的燃料油汇合，随后一起从锥形喷孔2a喷出，加强油雾与空气的混合，增强了燃料油的雾化效果。

优选的，所述油芯1的右端具有突出部1a，所述旋流芯3的左端面向右凹陷形成容置部，所述突出部1a穿入容置部中，所述突出部1a与容置部之间设置有密封圈4。油芯1和旋流芯3采用凹凸环槽结构方便对中安装，密封圈4可避免油气提前混合发生油倒灌入气。

优选的，所述燃烧筒300主要由第一圆柱筒部3-1、内凹的曲线形筒部3-2、锥形筒部3-3和第二圆柱筒部3-4由左至右依次一体构成，所述锥形筒部3-3上开设有若干个引射槽。

可选的，所述稳焰盘200的盘体下端外径为97mm，上端外径为110mm，厚度为3.5mm，稳焰盘中心孔的外径为29mm，厚度为1.5mm，稳焰盘200的叶片为等宽直叶片，叶片厚度取1mm，根圆直径29mm，顶圆直径90mm，叶片数为12，叶片的顶部宽度取9mm，叶片根部的宽度取为2.5mm，稳焰盘200的中心孔的高度为3.5mm。

可选的，所述稳焰盘200的叶片的叶片倾角为35°。

可选的，所述引射槽宽度为11.5mm，高度为17mm。

一种制造上述高原型燃油燃烧器的方法，其特征在于，包括：

A1设计稳焰盘的步骤，所述设计稳焰盘的步骤包括:

S1)盘体尺寸设计

根据燃烧机功率及燃烧筒尺寸确定稳焰盘的尺寸范围；设计试验，研究关键尺寸与结构发生的变化如何影响气流流场以及燃烧情况；确定最佳尺寸与结构；

S2)叶片设计

在叶轮外圆展开图上，将叶片在其根圆上遮盖的弧长Sx同相邻两叶片根部之间的弧长的出口之间长度Sj之比，定义为轴向叶片的遮盖度k，即有

通常遮盖度取值为1.1～1.5。遮盖度越大，气流流场的旋流作用也越强烈。但遮盖度超过一定限度后，旋流叶片的流阻过大，而旋流强度并无显著变化，依据遮盖度相关要求，其叶片数目不应少于4个，一般为6～12个；

对于等宽直叶片，叶片厚度取1mm，根圆直径29mm，顶圆直径90mm，则根圆直径di与顶圆直径do的比值为0.31。为获得较大的旋流强度，取叶片数为12。叶片遮盖度k取1.1-1.5。

Sj＝(π*d-12*3)÷12＝(3.14*29-12*3)÷12＝4.33

即叶片在根圆所投影弧长范围为4.76～6.5mm。

对于等宽叶片，由于叶轮内外圆周长不同，相邻叶片间距沿叶片高度相差较大，叶根部间距小于叶顶部，这样，气体流通阻力根部大于顶部，流量分布顶部大于根部，极不均匀。采用不等宽叶片改善这一状况，这样不仅出口流速均匀，而且气流阻力较小。

基于等宽叶片的结构设计方法，进行不等宽叶片的设计计算。

通常不等宽叶片顶部宽度取(0.2～0.4)do。对于燃油燃烧器的同轴旋转射流的流场，尽可能减小叶片的遮盖度来保证有足够多的气流流经旋流叶片，如图7所示，经前期数值计算，在35°叶片倾斜角的条件下，将叶片的顶部宽度取9mm，能够保证足够的旋流气量，满足燃烧的条件。

S3)中心孔设计

对于中心环高度的确定原则，需要考虑避免燃油碰壁现象的发生。

考虑最大喷雾锥角90°时，能够避免燃油碰壁的中心孔的临界高度为5.0mm。故设计中心孔的高度为3.5mm。

考虑到中心孔的实际高度，叶片根部的宽度取为2.5mm。

S4)稳焰盘旋流强度计算

采用以下公式计算：

式中：ro为叶片外径，ri为叶片内径，β为叶片倾角，Z为叶片数目，η为相邻两叶片出口的间距：

式中：δ为叶片厚度；

随叶片倾角增大，旋流强度S逐渐降低；

S5)稳焰盘阻力计算

由式(3)可知，旋流强度S随着叶片倾角β的减小而增大,但当叶片角度β≤45°时，流动阻力随之增大,故在设计计算时应考虑流动阻力的影响；

对于叶片类型为直型的轴向叶片旋流器，在Re>1×10⁵条件下，阻力系数ξ可用下式计算：

ξ＝2.5S (4)

可见，对于旋流叶片式稳焰盘结构，阻力系数与旋流强度成正比的关系；

采用数值模拟的方法对不同叶片倾角稳焰盘的空气流场进行冷态研究，经数值计算发现，35°叶片倾角的旋流叶片式稳焰盘的旋流风量更大，中心风与边缘风的比例更小，旋流有利于回流区的形成，形成一个高温点火源，使得整个燃烧场更加趋于稳定和均匀。

为了改善混合区流场，促进部分烟气循环，适当降低反应物中的氧气浓度，消除局部高温区，减少NOx的生成，将燃烧筒结构设计成可以利用引射作用达到烟气自循环效果的结构形式，开设引射槽，使一部分高温烟气向内部回流，加快燃油与空气的混合同时加速燃油的蒸发速率。

A2设计燃烧筒的步骤，所述设计燃烧筒的步骤包括：

参考引射器设计原理以及燃烧器和炉膛的实际结构进行引射结构的初步设计，利用边缘直流风的引射作用卷吸高温烟气，不考虑旋流空气的影响，按照一维控制体方法分析。按照图6所示，引射器的特性方程为：

式中，压力p2为混合管出口压力，ps为引射烟气压力；流体流量rA为混合管截面比rA＝A2/AP；修正的引射流量比函数主流与引射流温度之比θ＝Tp/Ts；φ＝ms/mp为引射系数；ξ——阻力系数。

研究表明，能够影响引射混合器的因素包括：

(1)主次流温度比的影响；

(2)混合管横截面的面积与喷管出口的横截面面积的影响；

(3)混合管内主、次流混合不均匀性的影响。

这里主要考虑第(2)个结构因素进行设计。

引射结构的泵抽性能主要与自由混合层的分布特点有关。而自由混合层的分布与混合间隙和混合管长度之比L/Δ有关。在混合管长度和主喷管直径确定的情况下，研究混合间隙Δ的变化对引射性能和空气流场的影响，具有重要意义。

如图5所示，以变径分段式燃烧筒为基础进行改进，主要目的是确定引射槽尺寸。其中下段用于导流和安装稳焰盘，其结构尺寸参照原燃烧器结构进行设计，内径为120mm，高43mm。中间为引射槽，最顶端为一扩散段，高37mm，顶端直径168mm。在燃烧筒内部空气中间流，尤其是边缘直流的引射卷吸作用下，燃烧筒外部的烟气通过引射槽被卷吸进入燃烧筒内与燃料和空气混合。通过改变引射槽的参数，能够控制烟气的回流量。其中引射槽的宽度w即为混合间隙Δ。

1)确定引射槽开口宽度w与引射量关系

将开槽高度h定为15mm，选取35°的旋流叶片倾角，研究开槽宽度w的变化对流场的影响情况。计算结果如表1所示。其中，引射系数ε＝引射风量/总风量。

表1不同引射槽宽度计算结果

如图8所示表示引射槽宽度与引射系数的关系，随着w的逐渐增加，引射量和引射系数呈现先增加后减少的趋势。

在引射槽宽度较小的范围内，引射槽宽度增大能够使得引射系数随之增大。但由于入口总风量一定，边缘直流风的引射动力有一定的极限，当引射槽宽度过大后，由于引射动力不足以匹配该槽宽，导致引射系数下降。故引射系数随槽宽的改变存在极大值。在设置引射槽宽度时应考虑引射量的大小，综合选取引射量较大的槽宽。可知选用引射槽宽度为11.5mm。

2)确定引射槽高度h与引射量关系

将开槽宽度w定为11.5mm，选取35°的旋流叶片倾角，研究开槽高度h的变化对气流流场的影响情况。研究结果如表2和图9所示。

表2不同引射槽高度计算结果

根据图9，引射系数随着引射槽高度的增大呈现出先上升，后趋于平缓的趋势。采用增大引射槽高度的方法能够提高引射系数。

如将外围高温氧气引射至尽量靠近火焰根部的位置，这样高温烟气与助燃空气和燃料油雾在初期就能进行良好混合。因此引射槽高度不宜取得过高，应取满足引射要求的最小高度。

经过以上计算可知，在当前燃烧筒结构形式下，引射槽宽度为11.5mm，高度为17mm时，燃烧筒的性能最佳。

(2)燃烧筒改进结构

为了增强引射效果，在初步改进结构的基础上，依据开槽对角线与原结构相等的原则设计了文丘里式和坛子形燃烧筒结构，分别如图10(a,b,c)所示,根据收缩段形状分为锥形和曲线形燃烧筒。

气体回流量主要与结构参数有关系，与气体温度关系不大，对三种燃烧筒结构单独进行冷态流动分析得到图11，稳焰盘处供风参照中心风、旋流风和边缘风分区设置入口条件。从图11中能看到在引射槽位置都有明显的气流通过，结合图12可以看到每种结构在引射槽内侧下游存在低压区，利于燃烧筒外部气流引射入筒内；在稳焰盘下游有明显的三维旋流。

比较三种结构时的高温气体回流量，得到表3。比较三组数据可见曲线形燃烧筒的回流量最大；温度对高温烟气引射回流量几乎没影响。据此确定曲线形燃烧筒结构为最适合结构。

表3不同燃烧筒结构的气体回流量数据

以上显示和描述了本发明的基本原理和主要特征和本发明的优点,对于本领域技术人员而言，显然本发明不限于上述示范性实施例的细节，而且在不背离本发明的精神或基本特征的情况下，能够以其他的具体形式实现本发明。因此，无论从哪一点来看，均应将实施例看作是示范性的，而且是非限制性的，本发明的范围由所附权利要求而不是上述说明限定，因此旨在将落在权利要求的等同要件的含义和范围内的所有变化囊括在本发明内。不应将权利要求中的任何附图标记视为限制所涉及的权利要求。

此外，应当理解，虽然本说明书按照实施方式加以描述，但并非每个实施方式仅包含一个独立的技术方案，说明书的这种叙述方式仅仅是为清楚起见，本领域技术人员应当将说明书作为一个整体，各实施例中的技术方案也可以经适当组合，形成本领域技术人员可以理解的其他实施方式。

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