石 黎， 付忠廣， 王瑞欣， 沈亞洲

(1.湘潭大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，湖南湘潭 411105；2.華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206)

旋流數(shù)對燃燒不穩(wěn)定性及NOx生成的影響

石 黎1,2， 付忠廣2， 王瑞欣2， 沈亞洲2

(1.湘潭大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，湖南湘潭 411105；2.華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206)

采用大渦模擬方法分析了旋流數(shù)對燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室內(nèi)預(yù)混燃燒不穩(wěn)定性以及NOx生成特性的影響.結(jié)果表明：增大旋流數(shù)使得流場的擴(kuò)張角增大，中心回流區(qū)范圍擴(kuò)大，對燃燒產(chǎn)物的卷吸能力增強(qiáng)，預(yù)混段內(nèi)溫度升高，高溫區(qū)范圍擴(kuò)大，有利于燃料氣流的著火與穩(wěn)定燃燒，火焰長度也有所縮短；旋流數(shù)為0.7時，流場中僅存在一個進(jìn)動渦核，旋流數(shù)較大時，則出現(xiàn)2個明顯的進(jìn)動渦核；增大旋流數(shù)使得渦旋周期性的脫落頻率增加，破碎位置向上游移動，同時由于火焰長度縮短，熱釋放區(qū)域相對更為集中，從而導(dǎo)致燃燒室內(nèi)壓力脈動頻率及其對應(yīng)的壓力峰值增大；增大旋流數(shù)也使得火焰寬度增大，峰值溫度有所降低，有利于控制NOx排放體積分?jǐn)?shù).

燃燒不穩(wěn)定性； 旋流數(shù)； NOx排放； 大渦模擬

干式低NOx(DLN)燃燒器通常安裝有旋流器，作為火焰穩(wěn)定機(jī)構(gòu)[1-2].氣流經(jīng)過旋流器后發(fā)生旋轉(zhuǎn)，從而在流動區(qū)域內(nèi)形成回流區(qū)，回流的高溫燃燒產(chǎn)物有利于實(shí)現(xiàn)燃燒穩(wěn)定[2-3].

旋流數(shù)S較大時，中心回流區(qū)的邊界上會形成進(jìn)動渦核，進(jìn)動渦核是導(dǎo)致燃燒室內(nèi)出現(xiàn)熱-聲振蕩的重要原因[3-6].Claypole等[4]對天然氣旋流燃燒室進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明增大旋流數(shù)S，流場中出現(xiàn)2個等強(qiáng)度的進(jìn)動渦核.Anacleto等[5]對貧燃預(yù)混燃燒室進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明當(dāng)0.550.88時，則正好相反.Huang等[6]對貧燃預(yù)混旋流室進(jìn)行數(shù)值研究，結(jié)果表明提高旋流數(shù)S會增大壓力脈動振幅，但對脈動頻率的影響較小.增大旋流數(shù)S會影響燃燒室內(nèi)流動結(jié)構(gòu)，進(jìn)而影響溫度分布以及污染物生成特性.趙黛青等[7]對CH4/富氧空氣同軸擴(kuò)散火焰進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明增大旋流數(shù)S可降低峰值溫度及NOx排放濃度.邢雙喜[8]對徑向旋流預(yù)混燃燒室進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，也得出了相似的規(guī)律.周力行等[9]對甲烷/空氣湍流火焰進(jìn)行數(shù)值研究，結(jié)果表明增大旋流數(shù)S使得熱力型NOx生成速率先增大后減小.因此，旋流數(shù)S對NOx生成的影響規(guī)律仍需進(jìn)一步研究.

湍流數(shù)值計(jì)算方法主要有雷諾時均(RANS)、大渦模擬(LES)及直接數(shù)值模擬(DNS)，其中RANS方法的計(jì)算精度最差[10-12].DNS方法對計(jì)算機(jī)的運(yùn)算速度及內(nèi)存要求極高，目前只能求解較低雷諾數(shù)的湍流流動[13-15].LES方法介于兩者之間，可通過詳盡求解渦核破碎和進(jìn)動渦核等流動現(xiàn)象，有效地研究熱-聲振蕩等非定常過程[16-17].此外，LES方法可以更準(zhǔn)確地求解燃燒室內(nèi)速度和溫度分布，從而提高污染物計(jì)算的準(zhǔn)確性[18-20].筆者利用LES方法研究了旋流數(shù)S對燃燒室內(nèi)預(yù)混燃燒不穩(wěn)定性及NOx生成特性的影響，為DLN燃燒器的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考.

1 研究對象和計(jì)算方法

1.1模型燃燒室

研究對象如圖1所示，其中z為軸向距離，D為預(yù)混段橫截面的直徑.該模型燃燒室采用回流型燃燒室設(shè)計(jì)，頭部安裝有DLN燃燒器，以徑向旋流器作為一次配氣機(jī)構(gòu)，具有微、小型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的典型特征[13].空氣由燃燒室尾部逆向進(jìn)入，進(jìn)氣壓力為0.15～0.6 MPa.徑向旋流器的外徑為190 mm，內(nèi)部安裝有12個楔形塞塊，旋流數(shù)S為1.3[13-15].預(yù)混段橫截面為圓形，內(nèi)徑為86 mm[13].為了便于安裝觀測設(shè)備，燃燒室橫截面為帶倒角的正方形，邊長均為165 mm，軸向長度為275 mm.過渡段長度為188 mm，出口截面的內(nèi)徑為50 mm[14].燃料分為預(yù)混燃料和值班燃料2路，預(yù)混燃料由位于旋流器斜槽內(nèi)的預(yù)混燃料噴口供給.值班噴嘴位于值班平面上，值班火焰采用擴(kuò)散燃燒方式，在預(yù)混段內(nèi)形成值班火炬，以提高低負(fù)荷條件下預(yù)混燃燒的穩(wěn)定性[13].本文中值班燃料比為0%[15].

圖1 模型燃燒室及DLN燃燒器

1.2網(wǎng)格劃分

通過前處理軟件Gambit進(jìn)行建模及劃分網(wǎng)格，計(jì)算域包括模型燃燒室及DLN燃燒器.采用分區(qū)網(wǎng)格劃分方法，以降低網(wǎng)格劃分難度，并保證所有區(qū)域均可生成結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格.LES方法對計(jì)算機(jī)的運(yùn)算速度及內(nèi)存要求依然較高，考慮到計(jì)算工況較多，因此在保證計(jì)算精度的前提下控制了網(wǎng)格數(shù)[13-15].燃燒室體積較大，在DLN燃燒器及其附近區(qū)域采用較細(xì)的網(wǎng)格，燃燒室出口區(qū)域則采用相對較粗的網(wǎng)格，以減少最終的網(wǎng)格數(shù)，節(jié)約計(jì)算時間.不同計(jì)算模型的網(wǎng)格數(shù)均約為179萬.計(jì)算域及網(wǎng)格劃分如圖2所示.采用柯朗數(shù)Co=Δt·ui/Δxi作為時間步長的判定依據(jù)[10]，其中Δt為時間步長，Δxi為網(wǎng)格在水平方向的間距，ui為網(wǎng)格運(yùn)動速度.計(jì)算過程中保證Co<0.5[10].經(jīng)過多次數(shù)值實(shí)驗(yàn)，時間步長均取為2×10-6s.每個時間步長迭代20步，以達(dá)到計(jì)算收斂.模擬了0.5 s內(nèi)的燃燒過程，每個工況計(jì)算約250 000步.

圖2 計(jì)算域及網(wǎng)格劃分

1.3計(jì)算工況

徑向旋流器的旋流數(shù)S定義為流體切向動量的軸向通量與軸向動量通量之比.選擇4個工況的旋流數(shù)S為0.7、1.0、1.3和1.6，分別進(jìn)行數(shù)值計(jì)算.所有工況中，預(yù)混段及燃燒室結(jié)構(gòu)相同，熱功率均為335 kW，燃料質(zhì)量流量為6.2 g/s，預(yù)熱溫度為483 K[13-15].燃料的主要成分為CH4，其體積分?jǐn)?shù)為98.97%，CO2和N2的體積分?jǐn)?shù)分別為0.27%和0.76%[13].徑向旋流器入口設(shè)為質(zhì)量入口，空氣質(zhì)量流量為175 g/s，預(yù)熱溫度為685.3 K，入口壓力為0.3 MPa[14].氣體為理想可壓縮氣體.燃燒室出口設(shè)為壓力出口，燃燒室的壓損率為1%[15].

1.4數(shù)學(xué)模型

LES方法的第一步是對流場進(jìn)行濾波運(yùn)算，濾波后的質(zhì)量、動量及能量守恒方程為[10-12]：

(1)

(2)

(3)

為了對湍流燃燒過程進(jìn)行模擬，仍需建立湍流燃燒模型，求解組分方程及能量方程中的源項(xiàng)，以使其封閉[14-15].采用文獻(xiàn)[15]中給出的基于GRI-Mech 3.0燃燒反應(yīng)機(jī)理的M4簡化機(jī)理進(jìn)行計(jì)算[15].熱力型NOx和快速型NOx是燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室內(nèi)生成的2種主要的NOx類型，采用3步反應(yīng)機(jī)理[15]進(jìn)行計(jì)算.

2 結(jié)果與討論

2.1模擬結(jié)果的驗(yàn)證與分析

圖3給出了S=1.3時，時均軸向速度計(jì)算值與文獻(xiàn)[15]中實(shí)驗(yàn)值的對比.Stopper等主要研究了進(jìn)氣壓力p和雷諾數(shù)Re等運(yùn)行參數(shù)對燃燒室性能的影響，因此僅給出了S=1.3時的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[13-15].不同直線距值班平面的距離z如圖1所示，分別為1.21D、1.44D、1.66D和2.00D.由圖3可知，燃燒室內(nèi)存在沿中心軸對稱的時均軸向速度峰值，時均軸向速度峰值的大小和峰值點(diǎn)的間距隨軸向距離的增加而增大，峰值點(diǎn)的間距則略大于實(shí)驗(yàn)值.中心軸附近的時均軸向速度為負(fù)值，該區(qū)域?yàn)橹行幕亓鲄^(qū)，回流區(qū)寬度略大于實(shí)驗(yàn)值.由于通流面積擴(kuò)大，壁面附近形成外部回流區(qū)，回流區(qū)的范圍隨軸向距離的增加而減小，當(dāng)軸向距離大于2.00D時，外部回流區(qū)消失.

(a) z=1.21D

(b) z=1.44D

(c) z=1.66D

(d) z=2.00D

Fig.3 Comparison of time-averaged axial velocity between calculated results and experimental data

時均速度通常用于描述某一時間段內(nèi)速度的平均值大小，而均方根軸向速度則可以描述該時間段內(nèi)速度波動的平均值大小[20].圖4給出了S=1.3時，均方根軸向速度計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的對比.由圖4可知，均方根軸向速度峰值于剪切層附近，這說明該區(qū)域內(nèi)速度的波動最為劇烈.其他區(qū)域均方根軸向速度相對較小，速度波動也相對較小[15].由圖4還可知，均方根軸向速度峰值略低于實(shí)驗(yàn)值，而峰值點(diǎn)的間距則略大于實(shí)驗(yàn)值.

圖5給出了S=1.3時，時均溫度計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的對比.由圖5可知，時均溫度峰值位于中心軸附近，主流區(qū)及壁面附近區(qū)域的時均溫度則相對較低.隨著軸向距離增加，時均溫度有所升高，時均溫度分布也更為均勻.模擬得到的時均火焰寬度及時均溫度略大于實(shí)驗(yàn)值，最大誤差小于10%.圖6給出了S=1.3時，均方根溫度計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的對比.由圖6可知，剪切層附近區(qū)域的均方根溫度最高，這說明該區(qū)域溫度波動最為劇烈.其他區(qū)域均方根溫度則相對較低，其中中心軸附近的時均溫度最高，而均方根溫度則最低，溫度的波動也最小.此外，均方根溫度的大小隨軸向距離的增加而降低，這說明溫度波動隨軸向距離的增加逐漸減小.由圖6還可知，中心軸附近的均方根溫度低于實(shí)驗(yàn)值，文獻(xiàn)[15]中的計(jì)算也出現(xiàn)同樣的計(jì)算偏差.綜上所述，LES方法得到的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值接近，可用于分析旋流數(shù)S對燃燒室內(nèi)預(yù)混燃燒不穩(wěn)定性及NOx生成特性的影響.

(a) z=1.21D

(b) z=1.44D

(c) z=1.66D

(d) z=2.00D

Fig.4 Comparison of RMS axial velocity between calculated results and experimental data

(a) z=1.21D

(b) z=1.44D

(c) z=1.66D

(d) z=2.00D

Fig.5 Comparison of time-averaged temperature between calculated results and experimental data

2.2旋流數(shù)S對溫度分布的影響

圖7給出了中心截面瞬時溫度分布.由圖7可知，不同旋流數(shù)S時，燃燒室內(nèi)溫度分布規(guī)律相似，由于采用預(yù)混燃燒方式，燃燒室內(nèi)溫度相對較低.由于中心回流區(qū)的存在，高溫區(qū)延伸至預(yù)混平面，可有效加熱燃料氣流,使其著火與燃燒.燃燒室內(nèi)，中心軸附近的溫度較高，且溫度隨軸向距離的增加而升高，其他區(qū)域溫度則相對較低.旋流數(shù)S對上游回流區(qū)的位置和范圍產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響燃燒室內(nèi)溫度分布.增大旋流數(shù)S使得中心回流區(qū)范圍增大，對燃燒產(chǎn)物的卷吸能力增強(qiáng)，預(yù)混段內(nèi)溫度升高，火焰寬度增大，低溫區(qū)范圍縮小，有利于燃料氣流的著火與穩(wěn)定燃燒.

(a) z=1.21D

(b) z=1.44D

(c) z=1.66D

(d) z=2.00D

Fig.6 Comparison of RMS temperature between calculated results and experimental data

(a) S=0.7

(b) S=1.0

(c) S=1.3

(d) S=1.6

Fig.7 Transient temperature distribution on central cross section of DLN burner

圖8給出了不同軸向位置上的時均溫度分布.由圖8可知，不同旋流數(shù)S時，火焰寬度隨軸向距離的增加而增大.增大旋流數(shù)S使得燃料氣流的溫度升高，化學(xué)反應(yīng)速率加快，火焰長度縮短，使流場具有更大的擴(kuò)張角，火焰寬度有所增大，時均溫度峰值則有所降低，時均溫度分布更為均勻，有利于控制NOx的生成.

(a) z=1.21D

(b) z=1.44D

(c) z=1.66D

(d) z=2.00D

Fig.8 Time-averaged temperature distribution at different axial positions

2.3旋流數(shù)S對渦旋結(jié)構(gòu)及壓力脈動的影響

當(dāng)旋流數(shù)S超過臨界值時，渦旋破碎表現(xiàn)出強(qiáng)烈的時間相關(guān)特性，形成進(jìn)動渦核[12-14].由于渦旋結(jié)構(gòu)通常會產(chǎn)生局部低壓區(qū)，因此一般用等壓面來表示渦核結(jié)構(gòu)[13-15].圖9給出了用瞬時等壓面表示的進(jìn)動渦核結(jié)構(gòu).由圖9可知，上游流場中存在發(fā)源于值班平面的螺旋形進(jìn)動渦核，進(jìn)動渦核迅速向下游發(fā)展，破碎成隨機(jī)的小尺度渦旋，并逐漸消失.由圖9還可知，旋流數(shù)S影響進(jìn)動渦核的結(jié)構(gòu)，增大旋流數(shù)S會增大流場的剪切應(yīng)力，流場的不穩(wěn)定性增加，渦旋破碎位置向上游移動，結(jié)構(gòu)也更加破碎.

剪切層內(nèi)往往還會產(chǎn)生以一定角度繞中心軸作螺旋運(yùn)動的螺旋渦[12-13].進(jìn)動渦核與螺旋渦的主要區(qū)別在于：進(jìn)動渦核繞中心軸旋轉(zhuǎn)，渦核周圍流體則繞其內(nèi)部的渦軸旋轉(zhuǎn)[14].圖10和圖11分別給出了z=0.05 m截面上的瞬時壓力、切向速度及流線分布(z=0 m截面的位置如圖1所示).由圖10可知，不同旋流數(shù)S時，截面存在明顯偏離燃燒器中心軸的低壓區(qū).由圖11可知，進(jìn)動渦核所在區(qū)域的壓力相對較低，周圍大部分流體繞其內(nèi)部的渦軸旋轉(zhuǎn)，渦軸處的切向速度為0，因此不同旋流數(shù)S時，燃燒室內(nèi)渦旋具有進(jìn)動渦核的典型特征，屬于進(jìn)動渦核，而非螺旋渦.由圖11還可知，旋流數(shù)S影響切向速度分布，進(jìn)而影響進(jìn)動渦核結(jié)構(gòu)，S=0.7時，截面上只出現(xiàn)一個明顯的渦軸，這說明流場中只存在一個進(jìn)動渦核.旋流數(shù)S較大時，截面存在2個明顯的渦軸，且增大旋流數(shù)S使得渦軸的間距增大，這與文獻(xiàn)[4]中觀察到的現(xiàn)象類似，說明增大旋流數(shù)S使得切向速度與軸向速度的比值增大，流場的擴(kuò)張角增大，從而導(dǎo)致進(jìn)動渦核的間距增大.

(a) S=0.7

(b) S=1.0

(c) S=1.3

(d) S=1.6

(a) S=0.7

(b) S=1.0

(c) S=1.3

(d) S=1.6

Fig.10 Transient pressure and streamline distribution on cross section ofz=0.05 m

渦旋運(yùn)動會與燃燒放熱誘發(fā)的振動產(chǎn)生復(fù)雜的相互作用，從而導(dǎo)致燃燒室內(nèi)出現(xiàn)熱-聲振蕩現(xiàn)象[12-14].為了研究旋流數(shù)S對壓力脈動的影響，計(jì)算過程中監(jiān)測燃燒室內(nèi)壓力隨時間的變化，并采用傅里葉分析(FFT)方法對壓力進(jìn)行頻譜分析,結(jié)果見圖12,其中f為壓力脈動頻率，Δp為壓力脈動振幅.由圖12可知，S=1.0時，在f=149.2 Hz的位置出現(xiàn)明顯的特征峰.S=1.3時，則在f=194.4 Hz的位置出現(xiàn)特征峰，壓力脈動頻率的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值接近，說明LES方法得到的壓力脈動頻率計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性較好.增大旋流數(shù)S使得壓力脈動頻率及其所對應(yīng)的壓力峰值增大.這一方面是由于進(jìn)動渦核是激發(fā)燃燒不穩(wěn)定性的重要原因，增大旋流數(shù)S使得渦旋的進(jìn)動過程增強(qiáng)，周期性脫落頻率增加；另一方面是由于增大旋流數(shù)S使得火焰長度縮短，熱釋放區(qū)域更為集中，預(yù)混段內(nèi)溫度升高，從而進(jìn)一步增大了燃燒室內(nèi)壓力脈動頻率及其對應(yīng)的壓力峰值.因此，當(dāng)旋流數(shù)S較大時，更容易發(fā)生燃燒不穩(wěn)定性現(xiàn)象.

(a) S=0.7

(b) S=1.0

(c) S=1.3

(d) S=1.6

Fig.11 Transient tangential velocity and streamline distribution on cross section ofz=0.05 m

(a) S=0.7

(b) S=1.0

(c) S=1.3

(d) S=1.6

2.4旋流數(shù)S對NOx生成的影響

圖13給出了旋流數(shù)S對NOx排放體積分?jǐn)?shù)φ的影響.由圖13可知，由于采用預(yù)混燃燒方式，燃燒室內(nèi)溫度相對較低，不同旋流數(shù)S時，燃燒室出口NOx排放體積分?jǐn)?shù)φ均相對較低.S=1.3時，NOx排放體積分?jǐn)?shù)φ的計(jì)算值為12.9×10-6(15%O2體積分?jǐn)?shù))，略高于實(shí)驗(yàn)值，兩者的相對誤差約為6%，NOx排放體積分?jǐn)?shù)φ計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性較好.對比圖7可知，NOx排放體積分?jǐn)?shù)φ的計(jì)算結(jié)果偏高是由于火焰寬度及溫度值的計(jì)算結(jié)果偏大而造成的.由圖13可知，NOx排放體積分?jǐn)?shù)φ隨旋流數(shù)S的增大而降低.當(dāng)旋流數(shù)S由0.7增大至1.6時，NOx排放體積分?jǐn)?shù)φ由14.5×10-6降低至12.4×10-6(15%O2體積分?jǐn)?shù))，降幅約為14.5%，因此適當(dāng)增大旋流數(shù)S有利于降低NOx排放體積分?jǐn)?shù)φ.

圖13 旋流數(shù)S對NOx排放體積分?jǐn)?shù)的影響

圖14給出了燃燒室中心截面瞬時NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布.對比圖7與圖14可知，燃燒室內(nèi)NOx摩爾分?jǐn)?shù)與溫度分布密切相關(guān).NOx摩爾分?jǐn)?shù)最高的區(qū)域位于中心軸附近，其他區(qū)域的NOx摩爾分?jǐn)?shù)則相對較低.增大旋流數(shù)S使得火焰寬度增大，而峰值溫度則有所降低，NOx摩爾分?jǐn)?shù)隨之下降.圖15給出了不同軸向位置上的時均NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布.由圖15可知，時均NOx摩爾分?jǐn)?shù)隨軸向距離的增加而升高，增幅則逐漸降低，增大旋流數(shù)S使得燃燒室內(nèi)火焰寬度增大，峰值溫度有所降低，時均NOx摩爾分?jǐn)?shù)相應(yīng)下降，即NOx排放濃度降低.

3 結(jié) 論

(a) S=0.7

(b) S=1.0

(c) S=1.3

(d) S=1.6

Fig.14 Transient mole fraction distribution of NOxon central cross section of DLN burner

(a) z=1.21D

(b) z=1.44D

(c) z=1.66D

(d) z=2.00D

Fig.15 Time-average NOxmole fraction distribution at different axial positions

(1)增大旋流數(shù)使得中心回流區(qū)范圍擴(kuò)大，對燃燒產(chǎn)物的卷吸能力增強(qiáng)，預(yù)混段內(nèi)溫度升高，高溫區(qū)范圍擴(kuò)大，有利于燃料氣流的著火與穩(wěn)定燃燒，火焰長度也有所縮短.

(2)增大旋流數(shù)使得渦旋周期性的脫落頻率增加，同時由于火焰長度縮短，熱釋放區(qū)域相對更為集中，從而導(dǎo)致燃燒室內(nèi)壓力脈動頻率及其對應(yīng)的壓力峰值增大，較大旋流數(shù)時更容易發(fā)生燃燒不穩(wěn)定性現(xiàn)象.

(3)增大旋流數(shù)使得流場具有更大的擴(kuò)張角，火焰寬度增大，有利于控制燃燒室內(nèi)峰值溫度，降低NOx排放體積分?jǐn)?shù).

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Effects of Swirl Number on Combustion Instability and NOxFormation of a Gas Turbine

SHILi1,2,FUZhongguang2,WANGRuixin2,SHENYazhou2

(1.School of Mechanical Engineering, Xiangtan University, Xiangtan 411105, Hunan Province, China; 2. Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, Ministry of Education, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

Effects of swirl number on premixed combustion instability and NOxformation characteristics in combustion chamber of a gas turbine were numerically studied using large eddy simulation technology. Results show that increasing the swirl number would expand the divergence angle of flow field, enlarge the center recirculation zone, enhance the recirculation process of hot products, raise the temperature in premixing area and broaden the high-temperature zone, which are favourable for the ignition and stable combustion of fuel flow as well as for the shortening of flame length; there is a single processing vortex core (PVC) in the flow field under the swirl number of 0.7, and another PVC would occur under higher swirl numbers; increasing the swirl number would improve the periodic shedding frequency of vortex and make the crush position of PVC move towards upstream, when both the oscillation frequency and amplitude of pressure would be improved due to the shortened flame length and concentrated heat release region; increasing the swirl number would also expand the flame width and reduce the peak value of temperature, which are favourable for the control of NOxemission.

combustion instability; swirl number; NOxemission; large eddy simulation

2016-09-14

中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2014ZZD04，2014XS17)；北京市自然基金面上資助項(xiàng)目(3162030)

石 黎(1987-)，男，湖南邵陽人，博士研究生，研究方向?yàn)橥牧魅紵碚摰? 電話(Tel.)：010-61772361； E-mail：hnulee@sina.com.

1674-7607(2017)09-0691-08

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