陳 昊， 杜 娟， 王博涵， 姜 磊， 胡宏斌

(1. 華北電力大學(xué)，北京 102206; 2. 中國科學(xué)院工程熱物理研究所先進燃氣輪機實驗室，北京 100190； 3. 中國科學(xué)院先進能源動力重點實驗室(工程熱物理研究所)，北京 100190； 4. 中國科學(xué)院輕型動力創(chuàng)新研究院， 北京 100190； 5． 中國科學(xué)院大學(xué)，北京 100049)

隨著全球碳中和大趨勢的發(fā)展，燃氣輪機將朝著兼容高比例可再生(氫)燃料的方向發(fā)展，同時還要滿足越來越嚴苛的氮氧化物(NOx)排放標準。目前先進的F級、H級燃氣輪機使用的干式低NOx(dry low NOx，DLN)燃燒器[1]，是專門針對天然氣而設(shè)計的，采用的是旋流預(yù)混燃燒組織方式。當在天然氣中摻混高比例氫氣后(如氫氣體積含量>30%)，很容易發(fā)生回火、掛火、自點燃和熱聲震蕩等問題[2]，嚴重影響燃氣輪機的安全穩(wěn)定運行。

微混燃燒是一種新型的貧預(yù)混燃燒組織方式，它采用數(shù)量眾多、結(jié)構(gòu)簡單、尺寸較小(直徑通常在6～12 mm)的單元微混噴嘴組合而成，替代了傳統(tǒng)的大尺寸旋流預(yù)混噴嘴。一方面，提高了預(yù)混氣體在噴嘴出口的射流速度，抑制回火風(fēng)險;另一方面，高速射流火焰縮短了高溫?zé)煔庠谌紵业耐Ａ魰r間，從而抑制熱力型NOx生成。國內(nèi)外眾多科研機構(gòu)及燃氣輪機OEM[3-6]都對微混燃燒特性展開了研究，研究結(jié)果表明微混燃燒具有優(yōu)異的抗回火特性及低至個位數(shù)的NOx排放特性，是最具商業(yè)化前景的富氫(純氫)燃料干式低氮燃燒技術(shù)。

大量研究表明，在預(yù)混燃燒器中預(yù)混噴嘴的燃料/空氣摻混均勻性是決定NOx排放的重要指標[7]。在微混燃燒器中，燃料與空氣的摻混發(fā)生在各個單元微混噴嘴中，其摻混均勻性取決于每一個單元微混噴嘴的內(nèi)部流動及摻混情況。由于單元微混噴嘴在結(jié)構(gòu)上簡化了旋流器，無法通過旋流產(chǎn)生的強剪切力來促進燃料與空氣的摻混，其摻混效果必然會受到影響。目前尚未有文獻專門針對單元微混噴嘴的摻混均勻性進行深入的分析和總結(jié)。

本文從已公開的文獻中選取了幾種典型的單元微混噴嘴結(jié)構(gòu)，通過三維CFD方法研究了燃料/空氣摻混方式對燃料濃度分布及摻混均勻性的影響。隨后，重點分析了空氣射流孔徑、燃料射流孔徑、預(yù)混段長度等關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對摻混性能的影響。最后，提煉出相應(yīng)的設(shè)計準則，為單元微混噴嘴的設(shè)計提供參考。

1 研究對象

為了研究單元微混噴嘴的燃料/空氣摻混均勻性，本文選取了如圖1至圖3所示的三種典型的單元微混噴嘴結(jié)構(gòu)。第一種微混噴嘴是文獻[11]提出的燃料/空氣橫向交叉射流結(jié)構(gòu)，如圖1所示，空氣從軸向進入噴嘴，燃料從徑向布置的若干個燃料噴射小孔進入噴嘴與空氣混合。噴嘴出口處內(nèi)徑為6.3 mm。第二種微混噴嘴是文獻[12]提出的燃料/空氣同軸射流結(jié)構(gòu)，燃料和空氣均從軸向進入噴嘴，空氣流道在外圈，燃料流道在內(nèi)圈，以空氣流包裹著燃料流的方式進行摻混。根據(jù)文獻所述，預(yù)混通道被設(shè)計成先收縮后擴張的結(jié)構(gòu)，有利于燃料與空氣的快速摻混。噴嘴出口處內(nèi)徑為8.0 mm。第三種微混噴嘴是在參考文獻[13-14]基礎(chǔ)上，提出一種燃料/空氣橫向交叉射流結(jié)構(gòu)，它與第一種噴嘴結(jié)構(gòu)的進氣方式相反。燃料從軸向進入噴嘴，并通過6個周向均布的小孔形成軸向高速射流，空氣從徑向的兩排小孔進入噴嘴與燃料摻混。噴嘴出口處內(nèi)徑為10.0 mm。

圖1 微混噴嘴一結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 微混噴嘴二結(jié)構(gòu)示意圖

圖3 微混噴嘴三結(jié)構(gòu)示意圖

2 數(shù)值仿真方法

2.1 網(wǎng)格劃分

使用UG軟件建立燃燒器幾何模型，使用STAR-CCM進行網(wǎng)格劃分，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在尺寸較小的燃料進口和空氣進口通道區(qū)域進行加密處理。三種噴嘴的網(wǎng)格劃分如圖4所示。

(a) 單元微混噴嘴一

(b) 單元微混噴嘴二

(c) 單元微混噴嘴三圖4 三種噴嘴網(wǎng)格劃分示意圖

2.2 數(shù)值仿真模型

使用商業(yè)軟件ANSYS-Fluent對三種微混噴嘴的流動及摻混特性進行仿真。綜合考慮計算精度及消耗的計算資源，選擇雷諾平均法(RANS)作為本文的數(shù)值模擬方法。湍流模型采用Realizable к-epslion模型。選用組分輸運模型來計算燃料與空氣混合物的組分分布，混合物種類為甲烷-空氣的簡化模型。

計算邊界條件設(shè)置如下：環(huán)境壓力2 232 432 Pa，燃料與空氣入口設(shè)置為質(zhì)量流量進口，空氣進口溫度742 K，燃料為40% CH4+60% H2的混合燃料，燃料進口溫度300 K，燃空當量比設(shè)置為0.418。

2.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

在STAR-CCM軟件中，對局部加密尺寸設(shè)置的不同，會產(chǎn)生不同數(shù)量的網(wǎng)格。為了驗證網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果的影響，對第三種微混噴嘴結(jié)構(gòu)劃分了三套網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量分別為4萬、5萬、6萬。如圖5所示是三種不同網(wǎng)格數(shù)量的微混噴嘴沿中心線上的軸向速度分布。對比三套網(wǎng)格的計算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，雖然三種不同數(shù)量的網(wǎng)格所呈現(xiàn)的速度趨勢一致，在噴嘴內(nèi)部速度先升高后降低，然后降低速度變緩直到噴嘴出口。但是在速度的精度上有所差別，在網(wǎng)格數(shù)量為4萬時，軸向速度與5萬、6萬的速度數(shù)據(jù)有明顯差別，當網(wǎng)格數(shù)大于5萬后，網(wǎng)格數(shù)量變化對速度分布的影響不大，因此，后續(xù)的計算均采用5萬網(wǎng)格的局部加密設(shè)置。

圖5 中心線軸向速度分布

2.4 均勻性指數(shù)

本文采用均勻性指數(shù)(uniformity index，UI)γa描述燃燒器通道內(nèi)部的摻混情況，均勻性指數(shù)用面積通量面積加權(quán)平均(area-weighted)表示，指定場變量φ的均勻性指數(shù)由下面公式計算：

(1)

式中：Ai表示某一個面的面積；φi表示所指定的某一起始場變量；φα表示所指定的場變量；γa表示的區(qū)間為[0,1]，γa越接近1，表示燃料與空氣的摻混均勻性越好。通常在低排放燃燒室設(shè)計中要求預(yù)混噴嘴出口處的γa>0.950。

2.5 總壓損失系數(shù)

總壓損失系數(shù)是燃燒室設(shè)計的關(guān)鍵指標之一，對燃氣輪機性能有重大影響?？倝簱p失是提高燃燒室內(nèi)湍流和摻混所必須付出的代價?？倝簱p失系數(shù)σ計算公式如下：

(2)

式中：P3代表燃燒室進口空氣的總壓；P4代表燃燒室出口總壓。在燃燒室設(shè)計過程中，一般認為總壓損失系數(shù)σ在4.0 %～6.0 %是可以接受的。

3 計算結(jié)果分析

3.1 燃料摩爾濃度分布

圖6和圖7為三種微混噴嘴軸向截面及出口截面的CH4和H2的摩爾濃度分布云圖。摩爾分數(shù)越大表示燃料濃度越高，摩爾分數(shù)越小表示燃料濃度越低。燃料濃度梯度越大說明摻混效果越差，濃度梯度越小說明摻混均勻性好。對比三種噴嘴中氫混燃料的摩爾濃度分布，發(fā)現(xiàn)H2和CH4在噴嘴通道中的分布規(guī)律是一致的，兩種燃料組分在噴嘴出口的均勻性指數(shù)γa也完全相同，因此下文對摻混均勻性的計算結(jié)果和分析，同時適用于H2和CH4。

圖6 軸向及出口截面CH4摩爾濃度分布

圖7 軸向及出口截面H2摩爾濃度分布

第一種噴嘴的燃料主要集中在中心區(qū)域，外圍區(qū)域與中心區(qū)域存在較大的濃度差距，且在噴嘴最外圍存在明顯的低濃度區(qū)域，說明該微混噴嘴的摻混均勻性較差，在噴嘴出口處的摻混效果一般。

第二種噴嘴的燃料是從中心噴出的，因此燃料濃度依然集中在中心區(qū)域。在初始摻混位置存在較大的濃度梯度，隨著混合物向下游流動，濃度梯度逐漸減小，最終在噴嘴出口處獲得了一個相對較好的摻混效果。但是出口截面濃度云圖仍然存在較明顯的濃度梯度，摻混水平仍然不高。

第三種噴嘴燃料均勻的分布在整個噴嘴內(nèi)部通道中，并且在初始摻混位置就獲得了非常好的摻混效果，隨著混合物向下游流動，摻混效果又有小幅改善，最終在噴嘴出口處獲得了一個較好的摻混效果。

3.2 均勻性指數(shù)變化趨勢分析

圖8是三種微混噴嘴沿軸向各個截面的摻混均勻性指數(shù)的變化趨勢。圖8可以定量分析三種微混噴嘴沿流動方向的摻混均勻性。

圖8 中心軸線均勻性指數(shù)

第一種噴嘴，在摻混起始位置的γa是0.485，隨著預(yù)混長度的增加，燃料/空氣摻混均勻性逐漸改善，最終在噴嘴出口處γa達到0.822，其摻混效果與γa>0.950的設(shè)計要求相比仍有較大差距。

第二種噴嘴，在摻混起始位置的γa僅有0.396，但隨著預(yù)混長度的增大，γa升高的趨勢明顯，最終在噴嘴出口處γa達到了0.925，遠好于第一種噴嘴的摻混水平，但仍未能達到γa>0.950的設(shè)計要求。

第三種噴嘴，在摻混起始位置的γa就達到了0.923，燃料/空氣摻混程度遠高于前兩種噴嘴。隨著預(yù)混段長度的增加，摻混又有了小幅提升，最終在噴嘴出口處γa達到0.978，滿足設(shè)計要求。

綜合來看，第一種微混噴嘴摻混效果最差，且提升潛力有限；第二種微混噴嘴隨著預(yù)混段長度的提升摻混效果改善明顯；第三種噴嘴的摻混效果要明顯好于另外兩種噴嘴，且對預(yù)混段長度的需求不高，能夠在更短的預(yù)混段長度下完成較好的摻混效果。

3.3 總壓損失分析

表1給出了三種微混噴嘴的總壓損失系數(shù)σ及其對應(yīng)的摻混均勻性指數(shù)γa。

表1 不同結(jié)構(gòu)總壓損失系數(shù)

第一種微混噴嘴由于內(nèi)部是直流流道，流動阻力較小，且沒有任何強化湍流的結(jié)構(gòu)設(shè)計，因此總壓損失系數(shù)很低，僅有1.62%。燃料/空氣的摻混效果最差，噴嘴出口截面的γa僅有0.822。

第二種微混噴嘴采取了一種先收斂后擴張的內(nèi)部流道結(jié)構(gòu)，增大了流動阻力，強化了湍流，總壓損失系數(shù)達到5.35%，摻混效果得到了改善，噴嘴出口截面的γa可以達到0.925。

第三種微混噴嘴采用徑向空氣射流、軸向燃料射流的方式，空氣的徑向射流速度高，穿透深度大，流動阻力適中，在總壓損失系數(shù)3.32%的條件下取得了最優(yōu)的摻混效果，噴嘴出口截面的γa可以達到0.978。

4 流場特性分析

前面分析了三種不同噴嘴內(nèi)部燃料的摩爾濃度分布，其中噴嘴三的燃料/空氣混合方式獲得了最好的摻混水平，本節(jié)將結(jié)合噴嘴內(nèi)流場變化定性分析各噴嘴摻混效果。圖9所示為三種噴嘴內(nèi)部中心截面的軸向速度云圖，圖例從左側(cè)到右側(cè)表示速度由低到高。

圖9 軸向截面速度云圖

第一種噴嘴整個流道內(nèi)的速度比較均勻，除在燃料噴入后噴嘴壁面沿徑向較短的范圍內(nèi)速度出現(xiàn)變化外，其他位置的速度波動幾乎沒有。結(jié)合摩爾濃度云圖來看，雖然燃料徑向噴入后的速度較高，但由于相較于空氣，燃料動量偏小，無法穿透空氣射流，并且整個圓周上只對稱布置了兩個燃料射流孔，導(dǎo)致燃料在周向只分布在射流孔所在的方位，且在靠近壁面的地方分布多，中心區(qū)域分布少，正是燃料穿透不足的表現(xiàn)。

第二種噴嘴在燃料/空氣混合前出現(xiàn)了高速區(qū)，然后一直到收斂段后高速區(qū)開始逐漸減小，但是整個噴嘴流道內(nèi)部中心區(qū)域與兩側(cè)的速度差異比較明顯。這一現(xiàn)象與之前的燃料摩爾濃度差異保持一致，由于中心區(qū)域的流速較高，而且燃料也是從中心區(qū)域噴出，使得所噴入流道的燃料會很快被中心區(qū)域的高速流帶到下游，而上游的兩側(cè)并不能很快被分配到燃料，造成燃料分配主要集中在噴嘴中心區(qū)域，摻混水平?jīng)]有進一步提高。

第三種噴嘴在燃料/空氣發(fā)生摻混前的噴嘴流道內(nèi)出現(xiàn)了明顯的速度梯度，在混合后的下游區(qū)域速度基本保持一致，由于該噴嘴燃料是由軸向噴入，空氣由徑向噴入，這使得空氣在進入噴嘴內(nèi)部后可以以較大的動量與燃料發(fā)生快速摻混，保證了較高的摻混水平。這樣的摻混方式使第三種噴嘴摻混水平優(yōu)于其他兩種噴嘴。

從不同的軸向位置來看，如圖10所示，展示了不同軸向位置徑向截面的軸向速度分布，選取第三種噴嘴直徑Dmax=10 mm作為無量綱特征尺度。徑向位置Y是X=0截面上的徑向位移，Z表示在X=0截面上沿軸向的截線，Vy表示X=0截面上軸向截線Z處沿徑向位置Y的軸向速度。從燃料空氣混合的起始階段開始到噴嘴的出口處，噴嘴二的中心軸向速度遠遠大于另外兩種噴嘴，而在噴嘴的兩側(cè)區(qū)域速度卻很低，甚至出現(xiàn)負速度區(qū)，雖然出口處的速度分布相較于起始階段有所改善，但是速度梯度仍然明顯，這導(dǎo)致在同一軸向截面上的速度極不均勻。

圖10 X=0截面不同軸向位置沿徑向速度分布

第一種噴嘴和第三種噴嘴雖然在三個位置的軸向速度比較接近，在整個混合段內(nèi)的速度變化并不明顯，中心區(qū)域與兩側(cè)的速度差異也不大，但是由于不同的進氣方式，第一種噴嘴燃料徑向噴入對整個噴嘴內(nèi)部的流場變化影響不大，燃料與空氣不能完全混合。第三種噴嘴燃料從軸向噴入，起始階段的燃料已經(jīng)分布到噴嘴內(nèi)部，較為均勻，在與周向均勻噴入的空氣混合時就會有一個比較高的摻混水平，由于各軸向截面的速度比較均勻，因此摻混水平會繼續(xù)增加，在出口處的燃料摩爾濃度差異分布會減小。

因此，結(jié)合三種噴嘴的流場特性得出，燃料徑向噴入、空氣軸向噴入的這種交叉射流摻混方式，軸向的空氣不易將靠近入口處的燃料吹散，這樣遠離燃料射流孔的方位上貼壁處所分配的燃料為0，不利于燃料/空氣發(fā)生摻混。燃料、空氣均從軸向噴入，且燃料在中心位置的同軸射流摻混方式，噴嘴內(nèi)部中心區(qū)域的速度過高，使得燃料很快被吹向下游，不能均勻的沿徑向擴散，形成了中心富、貼壁處貧的燃料分配現(xiàn)象，摻混水平提升受限。燃料軸向進氣的這種方式，由于燃料射流點在空氣射流點上游，在到達混合段之前燃料可以均勻擴散到整個噴嘴內(nèi)部，而且由于空氣通過雙層周向孔均勻性的射入方式，使燃料和空氣的摻混效果更好。

5 燃料組分對摻混均勻性影響研究

前面部分從燃料摩爾濃度和噴嘴內(nèi)部流場分析了三種噴嘴摻混差異的變化。本節(jié)將在以上分析基礎(chǔ)上針對噴嘴三研究氫混燃料組分變化對摻混均勻性的影響。共設(shè)置了6種燃料組分，氫氣體積含量從0%～100%變化，同時保持燃料的總發(fā)熱量一致，計算工況和結(jié)果如表2所示。

表2 不同燃料組分的參數(shù)變化

由于氫氣的體積熱值較小，為了維持相同的發(fā)熱量，燃料的氫含量越高，所需的體積流量就越大，在燃料噴射孔直徑固定的情況下，燃料射流速度就會越高，燃料壓比π也要相應(yīng)減小。在本算例中，氫氣體積含量從0%變化到100%過程中，燃料射流速度從94.8 m/s增加至316.0 m/s，增大了3.3倍。

從摻混特性來看，隨著氫氣體積含量的增加，均勻性指數(shù)呈先增加后降低趨勢，如圖11所示。在氫氣體積含量0%～60 %范圍內(nèi)，燃料/空氣摻混整體保持了較高的水平，γa≥0.978。而當氫氣體積含量超過80 %后，燃料/空氣摻混水平出現(xiàn)了明顯的下降，表現(xiàn)為γa<0.978。這個計算結(jié)果表明僅使用單一的一種微混噴嘴結(jié)構(gòu)不能完全適應(yīng)氫氣體積含量從0%～100 %的變化范圍。當前噴嘴結(jié)構(gòu)在氫氣體積含量0%～60 %范圍內(nèi)能保證較好的摻混均勻性。氫氣體積含量超過60 %以后需要對噴嘴結(jié)構(gòu)進行相應(yīng)的調(diào)整。

圖11 氫氣體積含量變化影響

基于以上分析，對微混噴嘴的結(jié)構(gòu)進行了適當調(diào)整，如表3所示，將燃料噴射孔直徑由0.50 mm增大至0.65 mm。在運行100 %純氫燃料時，燃料射流速度由原來的316.0 m/s降低至187.0 m/s，由此，均勻性指數(shù)也由0.970提高至0.979，說明燃料射流速度是影響摻混均勻性的主要因素之一。針對不同的燃料組分，應(yīng)選擇合理的燃料射流速度。

表3 燃料射流孔對摻混均勻性的影響

6 結(jié)論

本文通過數(shù)值模擬研究了微混噴嘴的燃料/空氣摻混方式、流場特性和燃料組分對摻混均勻性的影響規(guī)律，結(jié)果表明：

(1) 采用燃料軸向進氣、空氣徑向進氣的燃料/空氣摻混方式，能夠在合理的總壓損失范圍內(nèi)，獲得更好的燃料/空氣摻混均勻性。

(2) 燃料和空氣的射流速度會對微混噴嘴內(nèi)的燃料/空氣摻混造成較大影響，流速過高會導(dǎo)致燃料不能均勻分散到噴嘴內(nèi)部，造成局部燃料濃度偏大，截面濃度梯度增加。

(3) 燃料噴射速度超出合理范圍后，會導(dǎo)致?lián)交炀鶆蛐韵陆?，針對不同氫含量的燃料，?yīng)設(shè)計不同的微混噴嘴結(jié)構(gòu)。