黃行良，　朱志劼，　葉　文

(上海發(fā)電設備成套設計研究院，上海 200240)

?

燃氣輪機燃燒室預混結構性能的數(shù)值研究

黃行良，朱志劼，葉文

(上海發(fā)電設備成套設計研究院，上海 200240)

采用Fluent軟件對某旋流預混燃燒室燃料與空氣的預混和燃燒進行了數(shù)值模擬，分析了軸向葉片式旋流器葉片參數(shù)對預混均勻性、回火特性、總壓損失和污染物排放的影響，并提出了燃料噴孔結構的改進方案.結果表明：旋流器葉片遮蓋度為1.0～1.5，葉片角度為40°～55°，葉片數(shù)目為8～12時能夠獲得較好的燃燒性能；縮小燃料噴孔的孔徑，采用旋流器與燃料噴孔合并的結構，合理布置燃料噴孔的位置3種改進方案均能有效改善預混均勻性，降低燃燒的最高溫度，3種改進方案依次使NOx的體積分數(shù)比原來降低91%、35%和91%.

燃氣輪機； 燃燒室； 旋流器； 預混均勻性； 數(shù)值模擬

為滿足日趨嚴格的環(huán)保要求，貧預混燃燒技術在燃氣輪機燃燒室中得到廣泛應用.該技術將燃料與空氣進行稀態(tài)均相預混，避免局部出現(xiàn)富燃料區(qū)而產(chǎn)生高溫熾熱點，能將燃燒溫度控制在1 670～1 900 K，以降低NOx和CO的生成量[1].因此，預混裝置的性能對能否實現(xiàn)低污染穩(wěn)定燃燒具有關鍵作用.國際上各大燃氣輪機制造商都針對該技術開發(fā)了一系列的干式低NOx(Dry Low NOx，DLN)燃燒室[2-4]，如西門子的HR3燃燒器、ABB的EV燃燒器和GE的DLN-2.x系列等，它們的預混結構各具特色.

燃料供應機構和旋流器作為預混裝置的最基本構件，其結構和參數(shù)變化對燃料與空氣的預混均勻性、火焰穩(wěn)定性、總壓損失和污染物排放都有重要影響.目前，先進燃燒室預混裝置的最大特點就是將燃料供應機構與旋流器合二為一，GE的Swozzle、三菱的V Nozzle以及西門子的SFI都采用這樣的設計[5-7].

先進的貧預混燃燒技術主要掌握在國外幾個大公司中， Frazier[8]實驗研究了GE的LM6000燃燒室從中心開孔、燃料導管開孔以及旋流器葉片出氣邊開孔3種燃料供應方式對預混均勻性的影響.三菱在Mk8-4燃燒室的設計中優(yōu)化了旋流器結構，并采用PLIF (Planar Laser Induced Fluorescence)技術觀測到燃燒器出口預混均勻性比改進前得到明顯提高[9].Kr?mer等[10]對西門子的HR3燃燒器進行了全尺寸冷態(tài)試驗，分析了燃料噴孔的位置、孔徑及湍流強度對燃料與空氣混合的影響.謝剛等[11]?；O計了國產(chǎn)燃氣輪機DLN燃燒室的試驗裝置，指出了預混不均勻的主要原因.武萍等[12]針對某燃氣輪機燃燒室，采用數(shù)值模擬方法研究了旋流器旋向、旋流數(shù)以及燃料與空氣的動量比對NOx排放的影響.目前，國內(nèi)對預混結構性能的研究主要還是集中在數(shù)值模擬和概念性分析等方面[13-14].

筆者采用CFD軟件Fluent，以文獻[15]中的試驗裝置作為模型，對旋流預混燃燒進行數(shù)值模擬，在獲得溫度場和污染物數(shù)據(jù)并用試驗結果驗證數(shù)值計算準確性的基礎上，進一步研究了旋流器葉片軸向長度、葉片角度、葉片數(shù)目和燃料噴孔結構對預混和燃燒性能的影響，并參考先進燃燒室預混結構的設計提出了改進方案.

1　物理模型

圖1(a)為所研究的旋流預混燃燒室平面示意圖，其中預混結構與大型燃氣輪機的燃燒室并無本質(zhì)區(qū)別，因此研究結果具有參考價值.6根燃料導管周向均勻分布在同一截面上，每根燃料導管兩側(cè)各開3個直徑為0.6 mm的噴孔，燃料通過噴孔垂直進入空氣流道，并在旋流器的作用下經(jīng)長45 mm的預混段形成均勻混合物后進入火焰筒燃燒.旋流器為軸向葉片式旋流器，由12塊角度為45°的直葉片構成.預混段的內(nèi)、外直徑分別為13.8 mm和34.6 mm，火焰筒為圓柱體，其截面直徑為61.5 mm，長度為300 mm.另外，由于建模原因，中心體出口端面的圓心為坐標原點(0,0,0)，軸向為y方向，其中平面坐標系已在圖1(a)中標明.

將模型燃燒室的整個流體區(qū)域作為計算域，網(wǎng)格劃分時對燃料導管、旋流器葉片附近及預混段進行加密處理，同時對各壁面處的網(wǎng)格進行細化.整個計算域包含結構和非結構網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為160萬左右，滿足計算精度要求，部分網(wǎng)格如圖2所示.

(a) 平面示意圖

(b) 預混結構圖1　模型燃燒室Fig.1　Model combustor

圖2　截面網(wǎng)格圖Fig.2　Partial view of grid division

2　數(shù)值計算方法

數(shù)值計算求解時，湍流模型采用Realizablek-ε雙方程模型；近壁面采用標準壁面函數(shù)處理；選取有限速率渦耗散(Finite-Rate/Eddy-Dissipation)模型模擬組分輸運和化學反應過程，并采用甲烷的兩步反應機理；壓力速度耦合采用Simple算法，其他物理量的離散則采用二階迎風插值格式.

以甲烷作為燃料，過量空氣系數(shù)α=1.9，環(huán)境壓力為大氣壓.給定入口燃料和空氣的質(zhì)量流量、溫度和組分，出口采用壓力出口邊界條件.此外，整個模型的固體壁面默認為絕熱壁面.

2.1旋流器性能的影響參數(shù)

旋流器的性能與葉片角度、輪轂比、葉片數(shù)目和葉片軸向長度都有關系.但針對預混燃燒的特點，目前還沒有特定的旋流器設計原則和標準，因此，筆者通過改變旋流器葉片角度、葉片數(shù)目及葉片的軸向長度對燃料與空氣的預混及燃燒性能進行分析.當改變1個參數(shù)時，另外2個參數(shù)保持不變.其中葉片軸向長度可采用無量綱參數(shù)葉片遮蓋度來表示：

(1)

式中：S0為一塊葉片在其根圓上對應的弧長；S1為2塊相鄰葉片根部之間對應的弧長；k為葉片遮蓋度，葉片軸向長度越長，葉片遮蓋度k越大.

2.2平均空間非均勻度Ns的定義[13]

采用平均空間非均勻度Ns來表示燃料與空氣的預混質(zhì)量：

(2)

Ns越小表明燃料與空氣的預混均勻程度越好，一般要求其值不超過5%.

3　模型燃燒室的研究

3.1數(shù)值計算準確性驗證

選取3種工況(α=1.5、α=1.7和α=1.9)對模型燃燒室進行數(shù)值計算準確性的驗證.圖3給出了不同過量空氣系數(shù)下火焰筒出口NO體積分數(shù)與試驗數(shù)據(jù)的對比(由于NO體積分數(shù)很低，本文統(tǒng)一將其換算到φ(O2)=0%下的體積分數(shù))，雖然計算結果具有一定差距，但與試驗值在數(shù)量級上是一致的，也能準確反映NO體積分數(shù)的變化趨勢.

圖3　火焰筒出口NO的體積分數(shù)Fig.3　NO concentration at combustor outlet

圖4給出了α=1.9時火焰筒內(nèi)的溫度場與試驗照片的比較[15].由圖4可知，計算所得的火焰結構與試驗結果吻合得很好，表明在計算條件范圍內(nèi)，采用數(shù)值計算方法模擬燃料與空氣的預混及燃燒是可行的，可用于燃燒室預混結構性能的分析和改進.

3.2旋流器葉片遮蓋度對預混及燃燒的影響

圖5給出了冷態(tài)情況下，當葉片角度為45°和葉片數(shù)目為12時，葉片遮蓋度k分別為0.9、1.1、1.5、2.2和3.3，預混段內(nèi)y=0 mm、y=-5 mm 2個截面上的軸向速度分布，考慮到預混段的對稱性，圖中只給出了沿x軸正向的軸向速度分布.從圖5可以看出，由于旋流的作用，截面外側(cè)的軸向速度明顯大于內(nèi)側(cè).當k增大時，截面內(nèi)側(cè)的軸向速度逐漸減小，特別是在中心體附近區(qū)域甚至出現(xiàn)負值,這是因為葉片軸向長度的增加延長了旋流器對氣流的導向作用，在一定程度上增大了旋流強度，使得氣流在預混段內(nèi)旋流離心的趨勢加大，從而在內(nèi)側(cè)的中心體表面形成低速邊界層，甚至產(chǎn)生回流區(qū).

圖4　火焰筒內(nèi)的溫度場及試驗照片F(xiàn)ig.4　Simulated temperature field and actual flame photograph

(a) y=0 mm

(b) y=-5 mm圖5　預混段2個截面上的軸向速度分布

Fig.5Axial velocity distribution on two cross sections of premixing pipe

從上述分析可知，k過大必然會導致燃燒時預混段內(nèi)出現(xiàn)回火現(xiàn)象(k>1.5).而從圖5(a)和圖5(b)的對比可以看出，y=-5 mm截面上中心體附近區(qū)域氣流的軸向速度要比y=0 mm截面上大，如k=2.2時，軸向速度已從負值變?yōu)檎?，而k=3.3時，軸向速度雖有增大卻仍為負值.因此，隨著k的增大，中心體表面形成的低速邊界層或回流區(qū)的長度也會增加.當預混段內(nèi)出現(xiàn)回火時，中心體表面回火火焰的長度也隨著k的增大而增加.圖6給出了k=4.5時預混段內(nèi)熱態(tài)的軸向速度場和溫度場.從圖6(b)可以看出，中心體表面已完全被火焰包裹，整個預混段都產(chǎn)生了回火.這是由于當葉片遮蓋度太大時，中心體表面的低速回流區(qū)已從預混段出口發(fā)展到旋流器下游附近區(qū)域(見圖6(a))，火焰向上游傳播并附著在渦流區(qū)內(nèi)而穩(wěn)定于中心體表面，在整個預混段內(nèi)形成回火.因此，為避免回火的危險，k應小于1.5，但也不能過小，否則將會產(chǎn)生氣流直通現(xiàn)象，在火焰筒內(nèi)不能形成強烈回流區(qū)，不利于火焰的穩(wěn)定燃燒.

(a) 軸向速度

(b) 溫度圖6　預混段內(nèi)的軸向速度場和溫度場Fig.6　Axial velocity and temperature contours in premixing pipe

圖7給出了當葉片角度為45°和葉片數(shù)目為12時，在不同的葉片遮蓋度下，預混段出口y=0 mm截面上燃料與空氣混合的平均空間非均勻度Ns及相應的火焰筒出口NO體積分數(shù)的變化.由圖7可知，隨著k的增大，燃料與空氣的預混均勻性逐漸提高，這可能是旋流強度的增大強化了湍流擾動效應，并延長了氣流在預混段內(nèi)的混合時間所產(chǎn)生的結果.而燃燒室出口NO體積分數(shù)開始與平均空間非均勻度Ns的變化趨勢相同，但當k達到4.5時NO體積分數(shù)不降反升.這是由于此時回火火焰已傳播到預混段入口處，而入口的燃料與空氣并沒有得到有效摻混，在中心體表面附近存在燃空當量比較高的區(qū)域，從而導致回火火焰溫度較高，不可避免地增加了NO的生成量.因此，回火不僅會損壞燃燒器，還增加了NO的排放.單純地通過增大旋流器葉片遮蓋度的方法來提高燃料與空氣的預混均勻性是不可取的，葉片遮蓋度合理的取值范圍為1.0～1.5.

圖7　葉片遮蓋度對預混質(zhì)量及NO排放的影響

Fig.7Influence of cover degree on premixing uniformity and NO emission

由于計算模型結構較為簡單，氣流順暢，并且火焰筒上沒有冷卻孔或摻混孔等對主氣流的流動造成影響，所以燃燒室的總壓損失很小.各個葉片遮蓋度下總壓損失基本都在0.4%左右，但隨著葉片遮蓋度的增大，總壓損失也會逐漸增加.

3.3旋流器葉片角度和數(shù)目對預混及燃燒的影響

圖8給出了當葉片數(shù)目為12和k=1.1時，在不同的旋流器葉片角度下，預混段出口y=0 mm截面上燃料與空氣混合的平均空間非均勻度Ns及相應的火焰筒出口NO體積分數(shù)的變化.從圖8可以看出，預混均勻性隨葉片角度的增大得到提高，這不僅是因為較大的葉片角度增大了旋流強度，延長了氣流在預混段內(nèi)的旋流流程，而且隨著葉片角度的增大，旋流器出口的湍流強度也增大.葉片角度為60°時旋流器出口截面的平均湍流動能是30°時的4.2倍，這將大大有利于燃料與空氣的混合.但伴隨葉片角度增大的后果是旋流器前后的壓差不斷提高，當葉片角度大于55°時壓差急劇增大.火焰筒出口NO的體積分數(shù)總體上隨著平均空間非均勻度的降低而降低，但當葉片角度為60°時有一轉(zhuǎn)折，其原因與過大地增大葉片遮蓋度的結果一樣：旋流強度過大使預混段內(nèi)出現(xiàn)回流區(qū)，從而導致發(fā)生回火.因此，綜合考慮預混均勻性、燃燒穩(wěn)定性及總壓損失，旋流器葉片角度在40°～55°時比較合理.

圖8　葉片角度對預混質(zhì)量及NO排放的影響

Fig.8Influence of vane angle on premixing uniformity and NO emission

圖9給出了當葉片角度為45°和k=1.1時，在不同旋流器葉片數(shù)目下，預混段出口y=0 mm截面上燃料與空氣混合的平均空間非均勻度Ns及相應的火焰筒出口NO體積分數(shù)的變化.從圖9可以看出，隨著葉片數(shù)目的增加，平均空間非均勻度和NO體積分數(shù)先降低然后逐漸升高，存在一個最優(yōu)值，這主要是由于旋流器出口湍流強度的差異導致的.葉片數(shù)目從小到大對應的旋流器出口截面平均湍流動能分別為5.41 m2/s2、7.15 m2/s2、6.23 m2/s2、5.92 m2/s2和6.26 m2/s2，其變化趨勢與圖9中平均空間非均勻度Ns的變化趨勢大致吻合.但當葉片數(shù)目小于8時，火焰筒內(nèi)的回流區(qū)開始明顯減小，不利于火焰的穩(wěn)定燃燒.對于旋流器前后壓差，不同葉片數(shù)目的計算結果差別不大.

圖9　葉片數(shù)目對預混質(zhì)量及NO排放的影響

Fig.9Influence of number of vanes on premixing uniformity and NO emission

因此，旋流器葉片的軸向長度、葉片角度及葉片數(shù)目對預混和燃燒具有不同程度的影響，影響程度從大到小分別為葉片角度、葉片數(shù)目、葉片軸向長度.其中對預混均勻性起主要作用的因素為旋流強度和湍流強度.適當增大旋流強度的同時強化湍流擾動效應是提高燃料與空氣預混均勻性的有效手段.另外，不同形狀的旋流器葉片可能會有所差別，但其影響趨勢是一樣的.

4　預混結構的改進

4.1改進方案的選取

一般而言，預混段出口燃料與空氣混合的平均空間非均勻度應控制在 5%以下[14].模型燃燒室(稱為方案1)預混段出口y=0 mm截面的平均空間非均勻度Ns為14.5%，有進一步改善的空間，以降低火焰中的高溫峰值、降低NOx的排放.以燃料射流動量、燃料噴孔位置和數(shù)目為出發(fā)點，提出改進方案.圖10為方案1預混段2個截面的燃空當量比云圖.從圖10可以看出周向預混均勻性不高的原因：(1)燃料的射流動量和穿透性不足，使得燃料從噴孔射出后集中在6根燃料導管附近區(qū)域，不能達到相鄰兩導管的中分面處(特別是在外側(cè)的噴孔處)；(2)為避免過大的流動損失，不能采用更多的燃料導管，限制了燃料在周向噴射的均勻分布.總體來說，這是由于燃料的周向分布不均導致的.從圖10(b)可以看出，雖經(jīng)過預混段的混合，方案1預混段出口截面仍具有6個燃空當量比相對較高的棱角，而棱角之間依然存在燃空當量比很低的區(qū)域，這就是采用燃料導管供應方式的弊端，也是現(xiàn)今燃氣輪機燃燒室預混裝置趨向于旋流器與燃料噴孔合并的原因之一.

(a) y=-74 mm

(b) y=0 mm圖10　預混段2個截面的燃空當量比云圖

Fig.10Distribution of equivalent air-fuel ratio on two cross sections of premixing pipe

根據(jù)上述分析，調(diào)整燃料噴孔的孔徑和位置是改進的方向.針對第一個原因，可以通過減小噴孔的孔徑來提高射流動量(即方案2).針對第二個原因，改進方案參考先進燃燒室的設計，將旋流器與燃料噴孔合并，使燃料通過旋流器中空葉片上的噴孔垂直射入空氣流道中(即方案3).由于取消了燃料導管，不僅能減少流動損失，提高燃燒室的總壓恢復系數(shù)，同時降低了回火的可能性(因為在燃料導管的下游區(qū)域會產(chǎn)生低速回流區(qū)).新的旋流器葉片數(shù)目、葉片遮蓋度和葉片角度與原來一樣，并將原燃料導管上的12排噴孔分別布置在12個旋流器葉片入口側(cè)面，同時噴孔的孔徑和徑向分布位置也保持不變.方案3的旋流器葉片結構見圖11.

4.2改進方案的結果與分析

預混結構改進后預混段出口截面的燃空當量比云圖如圖12所示.采用方案2，整個截面上的燃料與空氣預混平均空間非均勻度明顯降低，內(nèi)、外側(cè)燃空當量比的差距減小.這是因為燃料噴孔孔徑的縮小提高了燃料的射流強度和穿透力，使燃料的分布范圍更廣，并且強化了燃料與空氣的摻混力度.同時燃燒室的總壓損失比方案1增加了18%.此種方案由于不需要對原有的幾何結構進行大幅調(diào)整，是實際燃燒室預混結構改進簡單有效的辦法.但應注意孔徑不能太小，否則不僅使總壓損失增加，而且可能會造成燃料噴孔堵塞.而采用方案3，改進后截面中心的燃料濃度依然較高，但外側(cè)燃料濃度分布相對更均勻，總體來說預混均勻性得到了提高.方案3的燃料射流動量雖沒有變化，但依靠旋流器葉片使燃料噴孔的周向分布相對采用燃料導管來說更加合理，從而使外側(cè)的燃料濃度分布更均勻.同時由于取消了燃料導管，總壓損失也比方案1減少了20%.另外，方案3預混段長度比方案1短，但預混均勻性卻有所提高，這在一定程度上也體現(xiàn)了旋流器與燃料噴孔合并結構的優(yōu)勢.為了便于比較，方案3只在葉片一側(cè)開孔，若在葉片兩側(cè)都開孔，增加燃料噴射點數(shù)，應該能夠進一步提高預混均勻性.

圖11　方案3的旋流器葉片結構圖Fig.11　Vane structure in the swirler retrofitted by plan 3

(a) 方案2

(b) 方案3圖12　改進方案后預混段出口截面的燃空當量比云圖

Fig.12Distribution of equivalent air-fuel ratio on the outlet cross section of premixing pipe after retrofit

然而方案3的內(nèi)、外側(cè)燃空當量比分布仍有差距，徑向的預混均勻性有待提高，這可能是因為：(1)旋流器越靠近中心通流面積越小，同時加上旋流的特點，使得內(nèi)側(cè)的空氣流量較小；(2)燃料噴孔的徑向分布不合理，與預混段內(nèi)壁面距離太小.在方案2的基礎上，對燃料噴孔的位置進行調(diào)整，將靠近預混段內(nèi)壁面的2圈燃料噴孔(共24個)都向外移動1 mm(即方案4).

經(jīng)計算得到4個方案預混段出口截面的平均空間非均勻度Ns分別為14.5%、5.7%、11.3%和5.6%，對應火焰筒內(nèi)燃燒的最高溫度分別為1 720 K、1 570 K、1 680 K和1 570 K左右.因此，燃料與空氣的預混平均空間非均勻度Ns對燃燒溫度具有決定作用，這也可以通過燃燒污染物的生成量得到反映.由于方案2和方案4的數(shù)據(jù)差不多，圖13只選取3個方案火焰筒出口NO和CO的體積分數(shù)進行對比.隨著燃燒區(qū)溫度的降低，NO的體積分數(shù)顯著降低，方案3的 NO體積分數(shù)比方案1降低了35%，方案4的NO體積分數(shù)比方案1降低了91%，而CO的體積分數(shù)卻呈相反趨勢.方案4的CO體積分數(shù)明顯比其他2個方案高，這是由于燃燒溫度較低導致甲烷不完全燃燒引起的.因此，實際設計中應考慮燃燒溫度對污染物排放的影響.

圖13　不同方案污染物排放的對比

Fig.13Comparison of pollutants emission among different plans

5　結　論

(1) 旋流器葉片遮蓋度、葉片角度和葉片數(shù)目對燃料與空氣的預混均勻性、燃燒穩(wěn)定性、總壓損失和污染物排放具有不同程度的影響，各參數(shù)合理的取值范圍如下：葉片遮蓋度為1.0～1.5，葉片角度為40°～55°，葉片數(shù)目為8～12.

(2) 燃料與空氣的預混均勻性與旋流強度、湍流強度、燃料射流動量以及燃料噴孔的位置和孔徑都有關系.針對旋流器，可以在適當增大旋流強度的基礎上強化湍流擾動效應來提高預混均勻性.針對燃料噴孔，可通過縮小孔徑、提高燃料的射流動量來改善預混均勻性.

(3) 相對于單獨采用燃料導管的方式，旋流器與燃料噴孔合并的結構能獲得更好的預混均勻性，使NOx體積分數(shù)降低35%.在此基礎上設計燃料噴孔徑向分布時考慮到旋流器的特點，采用不等間距排列，越靠內(nèi)側(cè)距離越大，這樣可使NOx體積分數(shù)降低91%.

(4) 燃料與空氣的預混均勻性與燃燒區(qū)的最高溫度密切相關.預混均勻性越好，高溫峰值越低，NOx的體積分數(shù)也越低，但燃燒溫度過低會導致CO的體積分數(shù)升高.

[1]馮沖, 祁海鷹, 謝剛, 等. R0110燃燒室預混均勻性與排放的研究[J]. 工程熱物理學報, 2010, 31(8): 1431-1434.

FENG Chong, QI Haiying, XIE Gang,etal. Study on premixing uniformity and emission of R0110 combustor[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2010, 31(8): 1431-1434.

[2]STREB H, PRADE B, HAHNER T,etal. Advanced burner development for the VX4.3A gas turbines[C]//Proceedings of ASME Turbo Expo 2001:Power for Land, Sea, and Air.New Orleans, Louisiana,USA: ASME, 2001.

[3]D?BBELING K, HELLAT J, KOCH H. 25 Years of BBC/ABB/Alstom lean premix combustion technologies[C]//Proceedings of ASME Turbo Expo 2005: Power for Land, Sea, and Air.Reno, Nevada, USA: ASME, 2005.

[4]DAVIS L B, BLACK S H. Dry low NOxcombustion systems for GE heavy-duty gas turbines[R]. New York，USA: GE Power System,1996.

[5]VENKATARAMAN K, LEWIS S E,NATARAJAN J,etal. F-class DLN technology advancements: DLN2.6+[C]//Proceedings of ASME 2011 Turbo Expo: Turbine Technical Conference and Exposition. Vancouver, British Columbia, Canada: ASME, 2011.

[6]TANIMURA S, NOSE M, ISHIZAKA K,etal. Advanced dry low NOxcombustor for Mitsubishi G class gas turbines[C]//Proceedings of ASME Turbo Expo 2008: Power for Land, Sea, and Air.Berlin, Germany: ASME, 2008.

[7]KOCK B F, PRADE B, WITZEL B,etal. Combustion system update SGT5-4000F: design, testing and validation[C]//Proceedings of ASME Turbo Expo 2013: Turbine Technical Conference and Exposition.San Antonio, Texas, USA: ASME, 2013.

[8]FRAZIER T R. Fuel/air mixing and nitrogen oxide formation in a lean premixed gas turbine combustor[D]. Urbana: University of Illinois at Urbana-Champaign, 2001.

[9]AI T, KOENEKE C, ARIMURA H,etal. Development of an air cooled G class gas turbine(the M501GAC)[C]//Proceedings of ASME Turbo Expo 2009: Power for Land, Sea, and Air.Orlando, Florida, USA: ASME, 2009.

[11]謝剛, 李宇紅, 祁海鷹. DLN燃燒室的燃料-空氣預混均勻性研究[J]. 工程熱物理學報, 2006, 27(S2): 227-230.

XIE Gang, LI Yuhong, QI Haiying. Experimental study on non-uniformity of fuel-air premixing in a DLN combustor[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2006, 27(S2): 227-230.

[12]武萍, 曹天澤, 張晨曦, 等. 低排放燃燒室旋流器結構對NOx排放的影響[J]. 熱能動力工程, 2015, 30(2): 180-186.

WU Ping, CAO Tianze, ZHANG Chenxi,etal.Influence of the structure of the swirler in a low emission combustor on NOxemissions[J]. Journal of Engineering for Thermal Energy and Power, 2015, 30(2): 180-186.

[13]康振亞, 鄭洪濤, 賈翔羽, 等. 微型燃氣輪機燃燒室預混結構性能研究及改進[J]. 燃氣輪機技術, 2013, 26(1): 21-26.

KANG Zhenya, ZHENG Hongtao, JIA Xiangyu,etal. Research and improvement of performance of micro-turbine combustor premixing structure[J]. Gas Turbine Technology, 2013, 26(1): 21-26.

[14]馮沖, 祁海鷹, 謝剛, 等. 干式低NOx燃氣輪機燃燒室的燃料/空氣預混均勻性問題分析[J]. 中國電機工程學報, 2011, 31(17): 9-19.

FENG Chong, QI Haiying, XIE Gang,etal. Analysis on the issue of fuel/air premixing uniformity of the dry low NOxgas turbine combustor[J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(17): 9-19.

[15]SHIOTANI H, TAKAGI T, OKAMOTO T,etal. Construction of low NOxand high stability flames aiming at micro gas turbine combustion[C]//Proceedings of ASME Turbo Expo 2002: Power for Land, Sea, and Air. Amsterdam, the Netherlands: ASME, 2002.

Numerical Study on the Performance of Premixing Structure in a Gas Turbine Combustor

HUANGXingliang,ZHUZhijie,YEWen

(Shanghai Power Equipment Research Institute, Shanghai 200240, China)

Numerical simulation was conducted on the fuel-air premixing and combustion process in a premixed swirl-stabilized combustor using Fluent software, so as to analyze the effects of vane parameters in the axial swirler on the premixing uniformity, flashback characteristics, total pressure loss and pollutants emission, etc., and to determine the improvement plans for the fuel injection structure. Results show that good combustion performance could be obtained when the cover degree of axial swirler is within 1.0-1.5, the angle of vane is within 40°-55° and the number of vanes is of 8-12. The premixing uniformity could be improved and the maximum combustion temperature could be lowered by following 3 measures, such as reducing the diameter of fuel injection holes, integrating the swirler with fuel injection holes and arranging the injection holes in a reasonable distribution, etc., in which case, the NOxemission would be decreased by 91%, 35% and 91% accordingly.

gas turbine; combustor; axial swirler; premixing uniformity; numerical simulation

2015-11-02

2015-12-22

黃行良(1987-)，男，浙江湖州人，碩士研究生，主要從事燃氣輪機燃燒室方面的研究. 電話(Tel.)：18217491557；

E-mail：xing15liang@126.com.

1674-7607(2016)09-0697-07

TK47

A學科分類號：470.30