某重型燃氣輪機碳煙生成和排放研究

王力軍，楊海峰，孫遠偉，陰松凱

（1.沈陽航空航天大學能源與環境學院，沈陽 110136；2.沈陽航空航天大學航空航天工程學部，沈陽 110136；3.中航工業沈陽黎明航空發動機（集團）有限責任公司，沈陽 110043）

某重型燃氣輪機碳煙生成和排放研究

王力軍1，楊海峰2，孫遠偉3，陰松凱3

（1.沈陽航空航天大學能源與環境學院，沈陽 110136；2.沈陽航空航天大學航空航天工程學部，沈陽 110136；3.中航工業沈陽黎明航空發動機（集團）有限責任公司，沈陽 110043）

為了研究某重型燃氣輪機碳煙（soot）污染物的生成和排放規律，在多種負荷條件下，分別應用碳煙的一步和二步生成模型，對某重型燃氣輪機碳煙的生成和排放濃度進行了三維數值計算和分析。采用Realizablek－ε湍流模型模擬湍流流動，用拉格朗日隨機游走模型模擬霧化燃油顆粒的隨機運動，用PDF燃燒模型模擬燃燒化學反應速率，壓力速度耦合采用SIMPLE算法和二階迎風格式。計算結果表明，燃燒室的主燃區為富油設計，是碳煙生成的主要場所。燃燒室出口的最大冒煙數SN在0.082～0.86之間。用二步法模型計算的碳煙生成濃度低于一步法，是碳煙生成與氧化二個因素綜合作用的結果。計算結果為研究碳煙生成規律和計算方法提供了理論依據。

重型燃氣輪機；燃燒室；數值模擬；碳煙；冒煙數

碳煙（soot）又稱為炭黑或碳粒，是燃氣輪機燃燒室主要的有害排放物之一，也是燃氣輪機排放微粒PM2.5的主要部分。碳煙的形成降低了燃燒室的燃燒效率，也增加了燃燒室壁面的熱負荷，而排氣不可見冒煙既是燃氣輪機清潔燃燒的環保要求，也是航空燃氣輪機減少碳粒子從而降低觸發紅外輻射的隱身和低可觀測性的要求。燃燒室主燃區的碳粒子濃度低，可以降低發光火焰輻射，減少對壁面傳熱，延長燃燒室火焰筒壽命。碳煙是燃料不完全燃燒時形成的，碳煙形成后，還會重新氧化，其形成過程和機理十分復雜，包括碳煙前驅體（多環芳香烴PAHs）等幾百個基元的上千個基元反應，而非能用經驗公式所能夠描述的［1］，但這些復雜的反應機理并不能實際應用于燃氣輪機燃燒室數值模擬中［2］。在試驗測量結果中［3－6］，燃氣輪機中碳煙的形成與燃料類型和燃燒室中的火焰結構及其特性有密切關系，影響碳煙排放的主要因素有燃料的當量比及其噴嘴噴射和霧化特性、燃燒室幾何構型、燃燒室內復雜的局部湍流流動、油氣比變化和氣體成分變化等。Ian M.Kennedy對碳煙生成煙花模型進行了詳細的綜述，碳煙的生成與氧化的數學模型可分為經驗模型、在試驗基礎上的半經驗模型以及在詳細反應機理基礎上的反應速率模型［7］。各種模型之間沒有嚴格的區別，而是有相互重疊和聯系。B.F.Magnussen和B.H.Hjertager將碳煙生成模型與燃燒EDC模型相結合，用于模擬湍流燃燒的碳煙與氧化［8］。

燃氣輪機燃燒的碳煙模化比其它污染物如NOx排放更重要并具有挑戰性，但關于重型燃氣輪機碳煙生成的試驗測試和數值研究方面［9］公開發表的文章并不多見。為了探明重型燃氣輪機燃燒行為及其燃燒生成碳煙的過程，從而控制燃燒過程產生的碳煙，本文在多種燃燒負荷的操作條件下，由碳煙生成的機理和數學模型，對某重型燃氣輪機的實際燃燒及其所產生的碳煙過程和規律進行了Fluent軟件的CFD數值研究。用燃燒室的出口溫場的計算值與實測值相對比，間接驗證計算結果的有效性。

1 燃燒室三維幾何模型

圖1為某重型燃氣輪機的環管燃燒室結構圖，主要由錐形外殼、燃燒室外殼及位于燃燒室外殼環腔內沿圓周分布的20個火焰筒、噴嘴組件、燃油總管等組成。在環管燃燒室頭部沿周向均勻安裝的8個離心式壓力燃油噴嘴組成了副油路；在環管燃燒室頭部的中央軸線上安裝的離心式壓力燃油值班噴嘴構成主油路，以穩定火焰。燃燒室可在2種模式下運行：中心主油路燃燒模式1，周向環形副油路和中心主油路的共同燃燒模式2。對燃燒室的流體模型進行了合理的簡化，氣膜孔采用了相同面積的環縫來代替。燃油經壓力霧化噴嘴形成扇形的油霧椎，在燃燒室頭部與旋流空氣形成旋流擴散式燃燒。

由于燃燒室的復雜幾何結構，采用Gambit軟件進行26個分體結構的非結構混合網格剖分。總網格數210多萬，其UG造型和網格剖分見如圖2。其中三維尺寸分別為長×寬×高＝1 006 mm× 464.3 mm×545 mm，空氣噴嘴內徑Φ1＝20 mm，主油路油噴嘴內徑Φ2＝18mm，副油路噴嘴直徑Φ3＝15 mm。

2 碳煙生成數學模型與計算條件

碳煙形成過程為［1］：在燃燒的高溫貧氧環境下，烴燃料的分子首先發生熱裂解，形成氣相的前驅物單環芳香烴，單環芳香烴生長成為多環多核芳香族化合物PAHs；多環多核芳香烴通過與其它碳氫化合物結合和核化，形成碳煙的初始粒子；碳煙初始顆粒碰撞合并成更大的碳煙顆粒；通過與其它碳氫分子反應，碳煙顆粒增加尺寸，在表面生長；最終顆粒之間碰撞形成不規則的外形顆粒團。顆粒與氧化性基團反應，減小尺寸，表面氧化。因為在燃燒過程中碳煙的形成與局部燃料過多、溫度過高因素有關，因此碳煙模型需要在燃燒流場基礎上進行求解。

2.1 控制方程組

燃燒室中的湍流燃燒反應流數學模型主要包括湍流模型、湍流燃燒模型和輻射模型。描述湍流燃燒反應流封閉微分方程組的通用張量表達式如下：

2.2 碳煙生成模型

2.2.1 一步模型（One-step）

一步模型［10］中碳煙濃度的輸運模型為：

式中：Ysoot為碳煙的質量分數；σsoot為碳煙輸運的紊流普朗特性系數；Rsoot為碳煙形成的凈速度，是碳煙的形成速度Rsoot，form和碳煙的燃燒速度Rsoot，comb之差。

式中：CS為碳煙的形成常數，Pfuel為燃料顆粒壓力，φ為當量比，r為當量比指數，E／R為活化溫度。碳煙燃燒速率是以下兩個速度表達式中的最小值：

2.2.2 二步模型（Two-step）

二步模型［8］是先預測基本粒子的生成。在此基礎上，再模化基本粒子表面的碳煙生成，建立碳煙濃度Ysoot與基本粒子濃度b*nuc間的函數關系。基本粒子的輸運模型為：

式中：mρ為煙灰粒子平均質量，為煙灰粒子濃度，為基本粒子濃度，α、β為經驗常數。

綜上所述，二步法模型要先求解碳基本粒子的形成與分支模型，然后再求解碳煙模型。二個模型之間分別通過各自的形成源項相互耦合。模型中的有關常數因在FLUENT軟件中為默認值。碳煙生成濃度的數值計算采用燃燒計算收斂后的后處理算法。

2.3 計算工況和計算條件

圖3表示的是某重型燃氣輪機的燃油分配圖。在數值模擬的過程中分別取相對功率Ne為0、0.30、0.843和1.0。

不同工況下燃油和空氣量試驗分配量由表1所示。Ne＝0和Ne＝0.3時由環形區域的8個油噴嘴組成的副油路供油；Ne＝0.834和Ne＝1時中心主油路和副油路同時供油，環形噴嘴每一個噴嘴的供油量為環形區油量的1／8。

3 計算結果及分析

3.1 碳煙形成與氧化的模型研究

根據碳煙形成與氧化的機理和數學模型，本文取4種不同的試驗功率Ne，見表1。分別用一步法模型和二步法模型對碳煙濃度進行了數值計算，當計算精度均取10－5時，碳煙濃度的計算截面見圖4～圖5。

依圖中的計算結果，將燃燒室均依次分為主燃區、中間區、摻混區和出口段等4部分。圖4和圖5中的4條垂直細實線表示各區的出口斷面，分別為主燃區出口斷面1、中間區斷面2、摻混區出口斷面3和出口段的出口斷面4。各斷面的計算結果均值列于表2。

由圖4（a）和圖5（a）可見，對應各Ne值，燃燒室頭部的燃油壓力霧化噴嘴所噴射的燃油尚未與旋流空氣完全混合，而未實現在主燃區內的完全燃燒。所以一步法和二步法模型計算的高碳煙濃度生成均主要在主燃區。主燃區內所產生的高溫燃氣旋流區內，在接近副油路燃油噴嘴附近，由于高溫缺氧條件，形成了所謂的煙口袋。在這個煙口袋內，隨著燃燒功率的增大，供油量逐漸開始增加，碳煙的生成量也隨之增大，Ne＝1.0時碳煙的生成濃度最大。一步法計算得到的碳煙濃度最大值為1 100mg／m3；二步法計算得到的碳煙濃度最大值為685 mg／m3。可見，本文研究的某重型燃氣輪機燃燒室的主燃區是富油設計。在隨后的中間區和摻混區，隨著碳煙被逐漸氧化，碳煙濃度逐漸降低。直到出口斷面，碳煙幾乎被氧化殆盡。由圖4（b）和圖5（b）可見，當Ne＝0.834時，主副油路同時供油，且副油路供油量適當增大時，出口碳煙呈雙渦分布，趨于均勻化，燃燒室出口溫場也趨于均勻化。

圖6為滿負荷狀態下的出口溫場實測值［11］與計算值的對比圖。由圖可見，滿負荷時工作時，除了出口中心區以外，計算溫度場與實測值基本符合。因為缺乏碳煙的實測數據，所以將本文的碳煙計算結果與民航型號發動機RB211燃燒室內碳煙實測結果進行了相似規律的比較，各斷面的碳煙濃度分布規律相類似［3］。一步法碳煙濃度的計算結果均高于相同斷面的二步法，主要因為碳煙濃度的數學模型主要由碳煙生成與氧化兩個因素綜合作用的結果。

3.2 燃燒室功率Ne影響碳煙排放分析

在碳煙生成模型研究基礎上，由于碳煙在燃燒室內進一步氧化燃燒，使碳煙濃度降低。圖7和圖8分別是一步法和二步法Ne＝0、0.3、0.834和1.0四種工況下各橫截面碳煙排放的濃度曲線。圖9為民航型號發動機RB211的主燃區、中間區、摻混區和出口等4個斷面的碳煙濃度試驗均值分布的實測值曲線［3］。

由圖7和圖8可見，斷面1和斷面2的出口碳煙生成濃度都較高，表明該重型燃氣輪機的燃燒室主燃區和中間區的碳煙生成速度高于碳煙的氧化速度。碳煙濃度隨著相對功率Ne的提高而增大。摻混區的碳煙濃度由于其氧化燃燒速度大于其生成速度而逐漸降低，直至出口處的碳煙排放量很小，絕大多數碳煙被氧化燃燒殆盡。其中，按照密度加權平均的碳煙濃度，在燃燒室出口處，Ne＝1.0時碳煙排放濃度最大。一步法模型時為0.073 mg／m3，二步法模型時為0.007 mg／m3。按冒煙數的經驗公式折算［6］，一步法出口冒煙數SN為0.86，二步法出口冒煙數SN為0.082。由于缺乏試驗研究數據，所以該冒煙數SN的計算結果尚有待于試驗驗證。但從圖9中碳煙濃度的試驗分布曲線分析，對于相應位置的燃燒室各斷面而言，本文的燃燒室碳煙分布計算曲線與民航型號發動機RB211的碳煙實測曲線有相同的變化規律。

4 結論

本文對某重型燃氣輪機燃燒室的碳煙生成和排放進行了模型研究和數值計算，對在多種功率下燃燒室出口處的碳煙排放進行了數值分析，得出以下的結論：

（1）主燃區在接近副油路燃油噴嘴附近，由于高溫缺氧條件，形成了所謂的煙口袋。隨著Ne的增大，供油量逐漸增加，碳煙的生成量也隨之增大。某重型燃氣輪機燃燒室的主燃區是富油設計，是碳煙生成的主要場所。

（2）一步法和二步法模型各斷面的碳煙濃度計算結果有相同的分布規律。一步法模型的碳煙濃度預測值高于二步法模型。雖然碳煙的生成和氧化規律、分布規律與某民航型號機的實測結果相似，但尚有待于試驗驗證。

（3）某重型燃氣輪機燃燒室出口的碳煙濃度是燃燒室內碳煙生成和氧化兩個因素綜合作用的結果。在相同的計算精度下，二步法比一步法的碳煙排放濃度低。最大功率下的最大冒煙數SN在0.082～0.86之間。出口處徑向溫度分布計算結果與實測值基本符合。

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Study on Formation and Exhaust of Soot for a Heavy Duty Gas Turbine

WANG Li-jun1，YANG Hai-feng2，SUN Yuan-wei3，YIN Song-kai3
（1.Energy and Environment College，Shenyang Aerospace University，Shenyang 110136，China；2.Faculty of Aerospace Engineering，Shenyang Aerospace University，Shenyang 110136，China；3.AVIC Shenyang Liming Aero-Engine（Group）Corporation Ltd，Shenyang 110043，China）

The rule of soot formation and emitted concentration had been three-dimensional simulated and analyzed for a heavy-duty gas turbine combustor undermulti-power load by using one-step and two-step model respectively for studying the formation and emission laws of soot pollutant.Gas phase turbulent flow is simulated by Realizable k-εmodel，random movementof liquid fuel atomization particles are simulated by Lagrange random walkmodel，and PDF combustionmodel is used tomodel combustion reaction.Numerical calculation had used SIMPLE pressure-velocity coupled method and second order upwind difference schemes.The calculation results show that themain reaction zone in combustor is fuel rich design and the main place of soot formation.The maximum combustor exhaust smoke number SN is between 0.082～0.86.These results contribute the theoretical basis for the soot formation rule and calculation method.

heavy duty gas turbine；combustion chamber；numerical simulation；soot；exhaust smoke number

TK474

A

1009-2889（2014）03-0019-07