付忠廣，宋家勝

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預(yù)混段出口角度對(duì)旋流預(yù)混燃燒特性影響

付忠廣，宋家勝

（華北電力大學(xué)電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206）

采用數(shù)值模擬研究了預(yù)混段出口角度對(duì)某燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室旋流預(yù)混燃燒特性的影響，分析了不同預(yù)混段出口角度下燃燒室內(nèi)的流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、CH4分布及NOx生成特性。結(jié)果表明：隨著預(yù)混段出口角度的增大，軸向速度減小，回流速度下降，預(yù)混段出口處回流區(qū)變寬，總回流區(qū)面積減小，角回流區(qū)逐漸消失，回流強(qiáng)度減弱；CH4逐漸向角回流區(qū)擴(kuò)散，火焰長(zhǎng)度有所延長(zhǎng)，高溫區(qū)范圍擴(kuò)大，出口處NOx摩爾分?jǐn)?shù)逐漸升高，而CO摩爾分?jǐn)?shù)變化則相反；在進(jìn)口參數(shù)相同的情況下，最為合理的預(yù)混段出口角度為12°。

燃?xì)廨啓C(jī)；燃燒室；旋流預(yù)混燃燒；預(yù)混段出口角度；回流區(qū)；NOx排放

隨著天然氣資源的開(kāi)發(fā)利用和液化天然氣資源的不斷引進(jìn)，燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)技術(shù)在我國(guó)蓬勃發(fā)展[1]。由于該技術(shù)具有能量利用率高，污染物排放少，調(diào)峰性能好等優(yōu)點(diǎn)，逐漸得到廣泛關(guān)注[2-3]。

在燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)電站中，實(shí)現(xiàn)熱量與功量轉(zhuǎn)換的核心部件是燃?xì)廨啓C(jī)[4]。衡量燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的指標(biāo)有污染物排放水平、燃燒效率以及火焰筒壁面溫度水平和梯度等[5]。當(dāng)前主流燃燒室按預(yù)混方式組織燃燒以降低燃燒溫度，減少污染物排放[6]。

燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)其內(nèi)部流場(chǎng)、溫度場(chǎng)以及污染物排放水平影響顯著，合理布置燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)提升燃?xì)廨啓C(jī)整體性能有重要意義。田曉晶等[7]運(yùn)用數(shù)值模擬研究了預(yù)混段結(jié)構(gòu)對(duì)氫燃料旋流預(yù)混燃燒誘導(dǎo)渦破碎回火的影響，發(fā)現(xiàn)回火極限與預(yù)混段長(zhǎng)度、預(yù)混段水力直徑之間存在函數(shù)關(guān)系，由于增大上述結(jié)構(gòu)參數(shù)會(huì)延長(zhǎng)混合物在預(yù)混段的停留時(shí)間，從而相對(duì)更容易發(fā)生回火，因而在保證合適的預(yù)混程度和壓力損失的情況下，縮短預(yù)混段長(zhǎng)度以及減小預(yù)混段水力直徑可以減少回火的發(fā)生次數(shù)。黃行良等[8]數(shù)值研究了預(yù)混段結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒及污染物排放的影響，發(fā)現(xiàn)提高旋流器的旋流強(qiáng)度可以強(qiáng)化湍流擾動(dòng)，縮小燃料噴孔孔徑可以提高射流動(dòng)量，上述措施均可改善預(yù)混均勻性和降低燃燒室峰值溫度，從而降低NO排放水平。邵衛(wèi)衛(wèi)等[9]通過(guò)建立化學(xué)反應(yīng)網(wǎng)格模型研究了預(yù)混不均勻度與NO排放摩爾分?jǐn)?shù)的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)當(dāng)預(yù)混不均勻度大于5%，絕熱燃燒溫度高于1 800 K時(shí)，NO排放摩爾分?jǐn)?shù)隨著預(yù)混不均勻度的增大急劇升高；同時(shí)還對(duì)預(yù)混燃燒器典型結(jié)構(gòu)進(jìn)行了不同當(dāng)量比下的實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明燃料空氣摻混愈均勻，OH、OH*分布也愈均勻，火焰脈動(dòng)也越小。綜上所述，針對(duì)燃燒室預(yù)混段結(jié)構(gòu)的研究主要集中在預(yù)混段長(zhǎng)度及噴射孔，而對(duì)預(yù)混段出口角度相關(guān)研究（圖1）涉及較少。

本文擬對(duì)某燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室不同預(yù)混段出口角度下的旋流預(yù)混燃燒特性進(jìn)行數(shù)值模擬，分析燃燒室內(nèi)的流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、CH4分布及NO的生成特性，為燃燒室預(yù)混段設(shè)計(jì)提供參考。

1 研究對(duì)象

本文研究的燃燒室物理模型根據(jù)文獻(xiàn)[10]簡(jiǎn)化得到，模型燃燒室的結(jié)構(gòu)尺寸如圖2所示。采用徑向旋流器，燃燒室長(zhǎng)275 mm，直徑165 mm；預(yù)混段長(zhǎng)46 mm，直徑86 mm；排氣段長(zhǎng)188 mm，出口直徑為50 mm。燃燒室采用雙層外殼，其間為壓氣機(jī)中間某級(jí)引入的冷卻空氣，在燃燒室工作時(shí)冷卻其壁面，使壁面溫度維持在允許范圍內(nèi)[11]。燃料和預(yù)熱空氣經(jīng)過(guò)徑向旋流器后，以一定的旋流角度進(jìn)入燃燒室預(yù)混段，在燃燒主體區(qū)域劇烈燃燒，隨后高溫高壓燃燒產(chǎn)物經(jīng)過(guò)燃燒室尾部排出，推動(dòng)透平做功。

2 數(shù)學(xué)模型及計(jì)算方法

2.1 網(wǎng)格劃分

采用Fluent的前處理軟件Gambit進(jìn)行建模以及網(wǎng)格劃分。良好的網(wǎng)格質(zhì)量將提高計(jì)算效率，模擬結(jié)果也更精確、合理[12]。由于模型燃燒室包含徑向旋流器及燃燒室主體部分，將模型燃燒室進(jìn)行分塊劃分網(wǎng)格。為了有效捕捉燃燒室頭部復(fù)雜的流場(chǎng)特性，對(duì)其網(wǎng)格進(jìn)行加密。燃燒室尾部流場(chǎng)參數(shù)變化小，限于實(shí)際條件，同時(shí)為了節(jié)省計(jì)算資源，該處網(wǎng)格劃分略疏。模型燃燒室采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，最終確定網(wǎng)格數(shù)約為100萬(wàn)。圖3為模型燃燒室及徑向旋流器網(wǎng)格劃分示意。

2.2 邊界條件

燃燒室入口設(shè)置為質(zhì)量入口邊界，出口為壓力出口邊界。由于燃燒過(guò)程中存在不可避免的摩擦、摻混等不可逆流動(dòng)產(chǎn)生的損失[13]，燃燒室壓損率取值1%。模擬過(guò)程中，保持燃燒室進(jìn)氣溫度680 K、進(jìn)口壓力0.3 MPa等進(jìn)氣參數(shù)不變。為了研究預(yù)混段出口角度對(duì)燃燒室燃燒特性的影響，分別建立預(yù)混段出口角度為0°、12°及18°的3種燃燒室模型，對(duì)應(yīng)工況1、工況2、工況3 3種模擬計(jì)算工況。其中，工況1為基準(zhǔn)工況，對(duì)比分析實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值。3種工況下，參數(shù)設(shè)置為當(dāng)量比0.602，甲烷質(zhì)量流量6.2 g/s。

2.3 數(shù)學(xué)模型

采用雷諾時(shí)均求解平均流場(chǎng)及平均作用力，選擇Realizable模型求解湍流流動(dòng)[14]。燃燒過(guò)程中存在輻射的影響，選用P-1輻射模型。燃燒模型采用有限速率/渦耗散模型。

甲烷燃燒過(guò)程復(fù)雜，包含眾多的中間產(chǎn)物及基元反應(yīng)[15]。限于實(shí)際條件，采用簡(jiǎn)化的甲烷-空氣兩步化學(xué)反應(yīng)機(jī)理[16]，反應(yīng)方程式如下：

CH4+1.5O2=CO+2H2O (1)

CO+0.5O2=CO2(2)

上述兩步反應(yīng)的反應(yīng)速率表達(dá)式分別如下：

式中，為化學(xué)反應(yīng)速率，為指前因子，為溫度指數(shù)，為活化能，為摩爾濃度，為反應(yīng)指數(shù)，為氣體常數(shù)，為溫度。

3 結(jié)果與分析

3.1 模型驗(yàn)證

根據(jù)建立的燃燒室模型，設(shè)置與文獻(xiàn)[10]實(shí)驗(yàn)參數(shù)相同的基準(zhǔn)工況進(jìn)行驗(yàn)證，以確保模型有效以及模擬結(jié)果可靠。圖4為距預(yù)混段出口25 mm處軸向速度實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比。

由圖4可以看出：氣體的軸向速度沿徑向分布呈“M”型；中軸線附近軸向速度為負(fù)值，存在回流區(qū)，實(shí)驗(yàn)測(cè)得回流區(qū)寬約46 mm，而模擬結(jié)果約為48 mm；中軸線與壁面的中間位置為主流區(qū)，大部分氣體由此區(qū)域通過(guò)燃燒室，軸向速度較大，實(shí)驗(yàn)測(cè)得軸向速度峰值約為40 m/s，出現(xiàn)在距中軸線約40 mm位置，而模擬結(jié)果約為43 m/s，位于距中軸線約41 mm處；對(duì)比計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的回流區(qū)、主流區(qū)的分布及相應(yīng)位置，兩者吻合較好。

圖5為距預(yù)混段出口25 mm處溫度的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比。由圖5可知：中軸線附近溫度較高，溫度峰值約為1 750 K；高溫區(qū)范圍最大延伸到距中軸線25 mm的徑向位置處，分布范圍與圖4中內(nèi)回流區(qū)寬度一致。進(jìn)一步分析圖5可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)應(yīng)的高溫、低溫及其相應(yīng)位置都處于允許誤差范圍內(nèi)，證明了燃燒室模型有效，模擬結(jié)果可靠，可以進(jìn)行下一步的研究。

3.2 預(yù)混段出口角度對(duì)軸向速度分布的影響

圖6為縱截面不同工況下軸向速度分布云圖。從圖6可以看出：隨著預(yù)混段出口角度的增大，回流速度逐漸減小，預(yù)混段出口處中心回流區(qū)變寬；回流區(qū)最大寬度位置逐漸向上游移動(dòng)；預(yù)混段出口角度增大時(shí)，其橫截面積也擴(kuò)大，而進(jìn)口氣體參數(shù)保持不變，因而軸向速度降低；同時(shí)，增大預(yù)混段出口角度使氣體徑向速度分量增加，軸向速度分量進(jìn)一步減小；對(duì)比3種工況下軸向速度分布云圖，角回流區(qū)的面積也逐漸減小，回流強(qiáng)度減弱。

為了使不同預(yù)混段出口角度下模擬結(jié)果對(duì)比更加明顯，選取工況1和工況3定量分析流場(chǎng)中軸向速度分布情況，對(duì)距燃燒室入口軸向距離為0、40、80、120 mm 4個(gè)典型位置進(jìn)行分析。

圖7為不同軸向位置處軸向速度的徑向分布。從圖7可以看出：在預(yù)混段出口處，工況1中軸向速度峰值高于工況3，且位置相對(duì)集中；在軸向位置40 mm處，軸向速度分布呈“M”型。分析認(rèn)為，甲烷空氣混合物從預(yù)混段運(yùn)動(dòng)到燃燒室內(nèi)部，橫截面突擴(kuò)，混合物沿徑向擴(kuò)張，使得中心軸線附近壓強(qiáng)較低，產(chǎn)生抽吸作用，從而形成中心回流區(qū)。由于回流區(qū)速度與主流速度方向相反，中心軸線附近軸向速度的徑向分布為負(fù)值。氣體沿徑向延伸，依次出現(xiàn)主流運(yùn)動(dòng)區(qū)域及角回流區(qū)，使得該處軸向速度的徑向分布呈“M”型?；亓鞯母邷厝紵a(chǎn)物不斷引燃進(jìn)入燃燒室內(nèi)部的甲烷空氣混合物，使得燃燒穩(wěn)定進(jìn)行；同時(shí)也延長(zhǎng)了其在燃燒室內(nèi)部的停留時(shí)間，反應(yīng)進(jìn)行得更加充分[1]。

從圖7還可以看出：與預(yù)混段出口處相比，軸向速度與回流速度峰值下降，回流區(qū)沿徑向擴(kuò)張；在靠近壁面處，軸向速度有所下降；工況1中軸向速度降低到負(fù)值，該位置處于角回流區(qū)內(nèi)；而工 況3中約為5 m/s，該處位于中心流區(qū)，與軸向速度分布云圖結(jié)論相符；在軸向位置80 mm和120 mm處，2種工況下軸向速度分布趨勢(shì)相近；隨著軸向距離的增加，相同徑向位置處的軸向速度有所降低，軸向速度峰谷差值也減小，說(shuō)明在燃燒室內(nèi)部，隨著氣體的運(yùn)動(dòng)，軸向速度分布趨于均勻。

3.3 預(yù)混段出口角度對(duì)CH4分布的影響

圖8為縱截面不同工況下流線與CH4摩爾分?jǐn)?shù)分布疊加圖。從圖8可以看到：工況3中火焰明顯長(zhǎng)于另2種工況，燃燒反應(yīng)及熱釋放位置集中在CH4摩爾分?jǐn)?shù)梯度大的區(qū)域[15]；工況1和工況2中，燃燒反應(yīng)發(fā)生在內(nèi)外剪切層，而工況3中主要發(fā)生在內(nèi)剪切層；工況3中角回流區(qū)位置CH4摩爾分?jǐn)?shù)幾乎與混合氣體CH4摩爾分?jǐn)?shù)相同，由于預(yù)混段出口角度增大，徑向速度分量增加，混合氣體到達(dá)壁面處提前，角回流區(qū)面積減小，其內(nèi)CH4摩爾分?jǐn)?shù)升高；不同工況下火焰與中心回流區(qū)的相對(duì)位置發(fā)生了變化，隨著預(yù)混段出口角度的增大，火焰逐漸延長(zhǎng)，回流區(qū)內(nèi)漩渦中心逐漸向上游移動(dòng)，火焰與中心回流區(qū)相對(duì)位置的變化將嚴(yán)重影響燃燒室內(nèi)的溫度分布。

圖8 縱截面不同工況下流線與CH4摩爾分?jǐn)?shù)分布疊加圖

Fig.8 Overlay of streamline diagram and CH4concentration distribution under different conditions in longitudinal section

3.4 預(yù)混段出口角度對(duì)溫度分布的影響

圖9為縱截面不同工況下溫度分布云圖。從 圖9可以看出，隨著預(yù)混段出口角度的增大，預(yù)混段內(nèi)中心回流區(qū)的溫度逐漸升高，燃燒室內(nèi)高溫區(qū)范圍擴(kuò)大，從中心軸線附近逐漸擴(kuò)展至燃燒室壁面附近。分析認(rèn)為，預(yù)混段出口角度的增大使得軸向速度分量減小，燃燒產(chǎn)物在燃燒室內(nèi)部停留時(shí)間延長(zhǎng)，反應(yīng)更加充分，燃燒釋放的熱量沒(méi)有及時(shí)帶出燃燒室，使得高溫區(qū)范圍顯著擴(kuò)大。

圖9 縱截面不同工況下的溫度分布

Fig. 9 Temperature distribution in longitudinal section under different working conditions

圖10為縱截面不同軸向位置處溫度的徑向分布。從圖10可以看出：在預(yù)混段出口處，溫度快速變化的位置與內(nèi)剪切層的位置相對(duì)應(yīng)；在軸向位置40 mm處，2種工況溫度峰值升高，工況1高溫區(qū)徑向跨度小于工況3；主流區(qū)內(nèi)氣體溫度低，軸向速度快，對(duì)比該位置軸向速度分布可以發(fā)現(xiàn)，軸向速度峰值位置對(duì)應(yīng)溫度谷值附近；工況1中靠近壁面處溫度上升至1 200 K，工況3溫度約為900 K。對(duì)比圖7和圖8可以發(fā)現(xiàn)，工況1中該位置處于角回流區(qū)且CH4摩爾分?jǐn)?shù)梯度大，化學(xué)反應(yīng)速率快，而工況3中沒(méi)有發(fā)生回流，CH4摩爾分?jǐn)?shù)梯度小，化學(xué)反應(yīng)速率緩慢，熱釋放少，因而出現(xiàn)溫度分布差異。在軸向位置80 mm和120 mm處，2種工況高溫區(qū)徑向跨度逐漸擴(kuò)大，溫度分布愈加均勻。工況3中溫度峰值及高溫區(qū)范圍明顯大于工況1，與溫度云圖表現(xiàn)的規(guī)律一致。

圖11為縱截面不同工況下流線與溫度疊加圖。從圖11可以看出：工況1中高溫區(qū)全部位于中心回流區(qū)內(nèi)，工況2中只有上游一部分高溫區(qū)與中心回流區(qū)重疊，工況3中大部分高溫區(qū)位于中心回流區(qū)之外；工況1中，燃燒釋放的熱量一部分由主流帶向下游，還有一部分進(jìn)入回流區(qū)。由于工況1回流強(qiáng)度高，回流氣體速率快，攜帶大量熱量的氣體位于回流區(qū)內(nèi)層，可以及時(shí)帶走熱量。因此，僅在漩渦中心附近出現(xiàn)小范圍高溫區(qū)，大部分區(qū)域溫度相對(duì)較低。

分析工況3流線溫度云圖可以發(fā)現(xiàn)，在中心回流區(qū)附近存在著大量的熱量釋放。回流區(qū)外層高溫氣體運(yùn)動(dòng)至中心回流區(qū)頂端中軸線附近，其速度由正向減小到0，隨后反向，往上游流動(dòng)，回流區(qū)頂部會(huì)形成速度停滯區(qū)域。由于不能及時(shí)帶走熱量，從而集聚產(chǎn)生宏觀高溫區(qū)，其分布范圍明顯擴(kuò)大。工況2介于工況1和工況3之間，僅有少部分熱量帶至中軸線附近形成小范圍高溫區(qū)。

3.5 不同預(yù)混段出口角度下的污染物生成特性

圖12為縱截面不同工況下NO生成速率。對(duì)比CH4摩爾分?jǐn)?shù)分布可以發(fā)現(xiàn)：3種工況下NO生成區(qū)域主要位于火焰前沿；工況3中NO主要生成區(qū)域距燃燒室入口更遠(yuǎn)，與其火焰位置變化一致；隨著預(yù)混段出口角度的增大，NO的最大生成速率升高，與3種工況下燃燒室內(nèi)高溫區(qū)分布范圍呈擴(kuò)大趨勢(shì)一致，驗(yàn)證了溫度對(duì)NO生成速率的重要影響。根據(jù)NO生成速率圖可以推斷3種工況燃燒室出口處NO摩爾分?jǐn)?shù)將會(huì)逐漸上升。

圖13為3種工況下燃燒室出口處NO與CO摩爾分?jǐn)?shù)變化趨勢(shì)。從圖13可以看出，隨著預(yù)混段出口角度的增大，NO排放摩爾分?jǐn)?shù)逐漸上升，CO排放摩爾分?jǐn)?shù)減小。由于高溫區(qū)范圍的擴(kuò)大，CH4燃燒更加充分，CO排放摩爾分?jǐn)?shù)減小，而回流范圍的擴(kuò)大使得高溫氣體在燃燒室內(nèi)停留時(shí)間延長(zhǎng)，因此NO排放摩爾分?jǐn)?shù)升高。合理的預(yù)混段出口角度應(yīng)在保證燃燒室出口的NO摩爾分?jǐn)?shù)不超過(guò)排放標(biāo)準(zhǔn)基礎(chǔ)上盡量提高燃燒效率，所以最為合理的預(yù)混段出口角度出現(xiàn)在工況2，其值為12°。

4 結(jié) 論

1）預(yù)混段出口角度的增大，使得軸向速度減小，回流速度下降，預(yù)混段出口處回流區(qū)變寬，角回流區(qū)逐漸消失，回流區(qū)總面積變小，回流強(qiáng)度減弱，氣體停留時(shí)間有所延長(zhǎng)。

2）隨著預(yù)混段出口角度的增大，CH4向角回流區(qū)擴(kuò)散，火焰延長(zhǎng)，高溫區(qū)范圍擴(kuò)大，對(duì)應(yīng)的NO生成速率逐漸增大；燃燒室出口處NO摩爾分?jǐn)?shù)逐漸升高，CO摩爾分?jǐn)?shù)逐漸降低。

3）合理的預(yù)混段出口角度應(yīng)在保證燃燒室出口NO摩爾分?jǐn)?shù)不超過(guò)排放標(biāo)準(zhǔn)基礎(chǔ)上盡量提高燃燒效率，所以在進(jìn)口參數(shù)相同的情況下，最為合理的預(yù)混段出口角度為12°。

［1］ 清華大學(xué)熱能工程系動(dòng)力機(jī)械與工程研究所. 燃?xì)廨啓C(jī)與燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)裝置(上冊(cè))[M]. 北京: 中國(guó)電力出版社, 2007: 7-10. Institute of Power Machinery and Engineering, Depart- ment of Thermal Engineering, Tsinghua University. Gas turbine and gas-steam combined cycle plant (Volume 1)[M]. Beijing: China Electric Power Press, 2007: 7-10.

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Numerical simulation of influence of premixed section exit angle on swirl premixed combustion characteristics

FU Zhongguang, SONG Jiasheng

(Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, Ministry of Education, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

Numerical simulation was conducted to investigate the effect of the premixed section exit angle on swirling premixed combustion characteristics of a gas turbine combustor, and the flow field, temperature field, CH4 distribution and NOx generation characteristics in the combustion chamber at different exit angles of the premixed section were analyzed. The results show that, as the angle of exit of the premixed section increases, the axial velocity decreases, the reflux velocity reduces, the recirculation zone at the exit of the premixed zone broadens, the area of the total recirculation zone decreases, the angular recirculation zone disappears gradually, and the reflow intensity weakens. CH4 gradually diffused into the corner recirculation zone, the length of the flame extended, the range of the high-temperature zone expanded, and the NOx mole fraction at the outlet gradually increased, while the CO mole fraction changed the opposite. In the case with the same inlet parameters, the most reasonable premixed section exit angle is 12°.

gas turbine, combustion chamber, swirl premixed combustion, premixed section exit angle, recirculation area, NOx emission

The General Program of National Natural Science Foundation of Beijing (3162030)

付忠廣(1963—)，男，博士，教授，主要研究方向?yàn)殡娬緳C(jī)組運(yùn)行優(yōu)化、潔凈煤發(fā)電等技術(shù)，fzg@ncepu.edu.cn。

TK16

A

10.19666/j.rlfd.201804091

付忠廣, 宋家勝. 預(yù)混段出口角度對(duì)旋流預(yù)混燃燒特性影響[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(2): 31-38. FU Zhongguang, SONG Jiasheng. Numerical simulation of influence of premixed section exit angle on swirl premixed combustion characteristics[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(2): 31-38.

2018-04-19

北京市自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目(3162030)

宋家勝(1994—)，男，碩士，dianqingxin2016@163.com。

（責(zé)任編輯 馬昕紅）