楊 強，酒明慧，李斯特，張銘益，薛洪江

(中國船舶重工集團公司第七〇三研究所，黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引 言

雙燃料燃氣輪機是指可以燃燒2種不同燃料的燃氣輪機。目前，海上采油/氣平臺發(fā)電用燃機幾乎全部采用雙燃料燃燒技術(shù)。目前少數(shù)幾家國外廠家已形成壟斷市場的勢態(tài)，這些廠家掌握雙燃料燃氣輪機發(fā)電機組的設備供貨、維修保養(yǎng)、產(chǎn)品定價等話語權(quán)，一旦產(chǎn)生利益沖突，將直接威脅到海上平臺的電力供應，進而對油氣生產(chǎn)造成極大影響[1]?，F(xiàn)階段，國內(nèi)暫無真正意義上實現(xiàn)工程應用的國產(chǎn)雙燃料燃氣輪機，其原因主要在于雙燃料燃燒技術(shù)處于瓶頸階段，相關(guān)的理論研究、技術(shù)研發(fā)、工程試驗均處于起步階段，國產(chǎn)設備的缺失極大阻礙了國內(nèi)自主化能力及產(chǎn)業(yè)發(fā)展,因此進行雙燃料燃機輪機的研究工作刻不容緩[2–3]。

由于各地形成天然氣的地質(zhì)條件和時期不同，不同地區(qū)的天然氣組分有很大的區(qū)別，這將對海上采油/氣平臺燃氣輪機穩(wěn)定性能有著很大的影響。因此，研究不同組分的天然氣對燃氣輪機燃燒室性能的影響有著重要的意義[4]。本文對雙燃料燃燒室在不同天然氣組分情況下的燃燒場進行數(shù)值計算及分析，研究成果可為雙燃料燃機的設計研制及運行調(diào)節(jié)提供技術(shù)支持。

1 幾何與數(shù)學模型

圖1和圖2分別為雙燃料燃燒室的幾何模型及實物圖。燃燒室為環(huán)管型回流式，燃料為輕柴油及天然氣?；鹧嫱脖谠O置1排主燃孔、1排摻混孔和10排壁面冷卻小孔。摻混孔由5個φ14 mm的孔組成，主燃孔由5個φ14 mm以及5個φ18 mm的孔組成，冷卻孔每排數(shù)量45～75個不等，開孔直徑1.5～2.5 mm，開孔總面積6 600 mm2?；鹧嫱差^部兩側(cè)設有聯(lián)焰管，筒壁采用氣膜冷卻。火焰筒上裝有一個雙燃料噴嘴，通過旋流器使火焰筒頭部產(chǎn)生的旋流空氣和主燃孔射流共同作用，形成中心回流區(qū)，從而穩(wěn)定火焰。計算中，全局采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并對冷卻孔進行局部加密，最終網(wǎng)格總數(shù)為1 200萬。

燃燒室內(nèi)氣體流動遵循基本的流體力學控制方程，即連續(xù)方程、動量守恒方程、能量守恒方程以及組分守恒方程。計算時忽略重力、徹體力、浮力、熱輻射，只計算穩(wěn)態(tài)燃燒場。為了封閉方程組中由于湍流粘性應力所帶來的未知變量，采用基于Bouusinesq假定的Realizable湍流模型模擬湍流流動[5]。采用Finite-Rate/Eddy-Dissipation模型計算化學反應速率，采用SIMPLE算法進行流場迭代計算，因不考慮排放影響，對于CH4燃燒采用兩步化學反應進行計算[6]。

圖 1 燃燒室?guī)缀文Ｐ虵ig. 1 Combustor geometric model

圖 2 燃燒室實物圖Fig. 2 Structure of combustor

表 1 燃燒室結(jié)構(gòu)及性能Tab. 1 Structure and performance of combustor

邊界條件如表2所示。

表 2 邊界條件設定值Tab. 2 Boundary conditions set value

2 計算結(jié)果與分析

2.1 計算結(jié)果

計算中，雙燃料燃燒室保持在1.0工況，設置天然氣中CO2的比例為0%，5%，10%，15%，模擬不同地區(qū)天然氣組分，并觀測雙燃料燃燒室性能，計算結(jié)果如圖3～圖6所示，總體性能如表3所示。

圖 3 CO2占0%時，燃燒室溫度場分布Fig. 3 Temperature contours of middle section and outlet of combustor when CO2 proportion of 0%

2.2 結(jié)果分析

由圖7可見，當CO2組分由0增加至15%時，噴嘴出口燃料噴射速度由262.1 m/s增大至308.7 m/s，燃燒區(qū)最高溫度數(shù)值呈不斷下降的趨勢，其原因是當燃料中含有的惰性氣體增多時，在噴口面積不變的前提下，天然氣供氣壓力需不斷增加，以保證總熱值不變；壓力的增加導致了噴嘴出口燃料噴射速度的增加，在本次數(shù)值模擬中，速度增加幅度約為18%，速度的增加同時也是圖3～圖6中燃燒高溫區(qū)不斷后移就面積不斷縮小的原因，在進行燃燒室設計時，需考慮此部分變化對于燃燒室整體設計的影響。

出口最大不均勻度OTDF以及溫度徑向不均勻度RTDF是燃燒室設計中非常重要的性能指標，主要考慮的是燃燒室局部熱點對于渦輪導向器葉片的現(xiàn)實意義。因為高壓渦輪第1級導向器葉片會遇到熱點的高溫，若需考慮葉片能承受該局部的高溫，那勢必要把所有導向器葉片的冷卻都加強。圖中，OTDF與RTDF隨著CO2含量的增加分別由12.3%，5.3%增加至14.6%，6.2%，在后期實際設計工作中，對于這2個指標設定需重點考慮燃氣輪機在不同地區(qū)因天然氣組分不同導致的數(shù)值變化問題。

同時，在燃燒室設計過程中，總壓損失系數(shù)的變化主要是由燃燒室進口空氣馬赫數(shù)Ma、燃燒室流通面積、發(fā)動機狀態(tài)變化及燃燒FAR決定。本次數(shù)值分析中，由于沒有改變上述參數(shù)，總壓損失系數(shù)σ一直保持在3.5%，并沒有隨著CO2組分變化而產(chǎn)生波動，這也從側(cè)面反映了本次數(shù)值模擬趨勢同燃燒室實際工作情況相同。

圖 4 CO2占5%時，燃燒室溫度場分布Fig. 4 Temperature contours of middle section and outlet of combustor when CO2 proportion of 5%

圖 5 CO2占10%時，燃燒室溫度場分布Fig. 5 Temperature contours of middle section and outlet of combustor when CO2 proportion of 10%

圖 6 CO2占15%時，燃燒室溫度場分布Fig. 6 Temperature contours of middle section and outlet of combustor when CO2 proportion of 15%

表 3 燃料中含有不同比例的CO2時燃燒室性能統(tǒng)計（1.0工況）Tab. 3 Combustor performance at different CO2 proportion

圖 7 噴嘴出口燃料噴射速度與燃燒區(qū)最高溫度趨勢與CO2含量關(guān)系Fig. 7 Nozzle export fuel injection speed and the highest temperature combustion zone trends relation with CO2 proportion

圖 8 出口最大不均勻度OTDF以及溫度徑向不均勻度RTDF與CO2含量關(guān)系Fig. 8 OTDF and RTDF relation with CO2 proportion

3 結(jié) 語

本文考察了雙燃料燃燒室在1.0工況下，燃料中CO2組分導致的燃燒室性能變化情況。根據(jù)數(shù)值分析結(jié)果可知，當燃料中含有的惰性氣體（CO2）越多時，燃料噴射速度越高（若保持噴口面積不變，則需要提高天然氣供氣壓力，以提高燃料流量，保證總熱值不變），燃燒室出口溫度分布均勻性變差，燃燒區(qū)最高溫度越低，高溫區(qū)面積越小，高溫區(qū)逐漸后移。

在雙燃料燃氣輪機實際使用中，油田伴生氣還往往含有一定含量的重組分、水、硫等雜質(zhì)。這些雜質(zhì)實際上對于燃氣輪機運行有著各種不同的影響。由于天然氣燃料組分的多樣性及燃燒的復雜性，燃燒室研發(fā)過程應更多的對于不同天然氣組分進行試驗與研究；而且對于同型燃機運行在不同地區(qū)時，燃燒室的性能參數(shù)、排放也會有相應的變化，這也需要在燃燒室研發(fā)過程中予以關(guān)注。

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