9E燃氣輪機LEC-III燃燒室預混模式的數值計算

葉　文，　劉傳亮，　范雪飛，　黃行良，　吳革新，　楊道剛

(上海發電設備成套設計研究院，上海 200240)

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9E燃氣輪機LEC-III燃燒室預混模式的數值計算

葉文，劉傳亮，范雪飛，黃行良，吳革新，楊道剛

(上海發電設備成套設計研究院，上海 200240)

采用數值模擬方法對LEC-III燃燒室的燃燒流場進行數值模擬，分析了預混模式下火焰筒內速度分布、溫度分布和組分分布.結果表明：在預混模式下，火焰筒通過二級燃料噴嘴旋流器和中心體旋流器形成回流來穩定火焰；中心體旋流器控制了火焰范圍，這對組織二級燃燒區的火焰燃燒非常重要；隨著吹掃空氣質量流量的增加，NO體積分數逐漸減小；模擬計算得出的NO體積分數與試驗值接近，且兩者的變化趨勢一致.

燃氣輪機； 預混模式； 中心體； 旋流器； 吹掃空氣； NOx排放

燃氣輪機傳統擴散型標準燃燒室的NOx排放量偏高，為了降低NOx排放量，GE公司從20世紀70年代開始研制DLN1.0燃燒室[1]，Alstom公司研制了LEC-III燃燒室.與GE公司的DLN1.0燃燒室一樣，LEC-III燃燒室可應用于GE公司的B級和E級燃氣輪機.

武漢某電廠9E燃氣輪機原配置標準的擴散型燃燒室在燃燒過程中產生的NOx排放量很高,為了達到新版國家環保標準GB 13223—2011 《火電廠大氣污染物排放標準》中規定的NOx排放要求，該電廠采用LEC-III燃燒室進行了低氮燃燒系統改造，改造后機組的NOx排放體積分數為9×10-6.

依托此次改造工程，筆者利用CFD軟件對電廠改造后預混模式下的火焰筒進行了數值模擬，并將數值模擬結果與試驗值進行對比以保證模擬的有效性，同時研究了火焰筒內速度場、溫度場、組分分布和污染物排放情況.

1　火焰筒結構分析與建模

圖1給出了適用于9E燃氣輪機的低NOx燃燒室的基本結構，LEC-III燃燒室由火焰筒、導流襯套、端蓋、燃燒室外殼、過渡段、燃料噴嘴、中心體組件和文丘里組合件等組成.圖2為低NOx燃燒室的剖視圖，顯示了各部件的相對位置.圖3為LEC-III火焰筒示意圖，其與DLN1.0火焰筒的射流孔開孔位置顯著不同.對燃燒室等部件尺寸進行測量，利用CAD軟件生成火焰筒測繪圖，根據測繪圖對火焰筒內部流道進行三維建模.

圖1　適用于9E燃氣輪機的低NOx燃燒室的基本結構

圖2　低NOx燃燒室的剖視圖

圖3　LEC-III火焰筒

1.1一級燃料噴嘴結構分析

圖4給出了一級燃料噴嘴流道結構及建模.天然氣通過一級燃料噴嘴的小孔射入旋流器的槽道中，并與槽道內空氣進行混合后射入火焰筒內.一級燃料噴嘴前端有16個傾斜式槽道，組成了旋流器.按照旋流器幾何參數計算出旋流數為0.697 5.

1.2二級燃料噴嘴結構分析

圖5給出了二級燃料噴嘴流道結構及建模.二級燃料噴嘴中部的6個圓柱體是二級預混氣體燃料噴射樁，前端環狀圓孔為切換氣體燃料噴嘴.在二次模式下，切換氣體燃料流道內為天然氣，其余燃燒模式下，流道內為空氣.按照二級燃料噴嘴旋流器幾何參數計算出旋流數為0.717 5.

(a) 流道結構

(b) 建模

(a) 流道結構

(b) 建模

1.3中心體結構分析

圖6給出了中心體實物及建模.中心體內部流道分為內、外2層，在內層流道中，天然氣與空氣進行預混并通過旋流器進入二級燃燒區；在外層流道

(a) 中心體實物

(b) 建模

中，空氣通過旋流器進入二級燃燒區.按照旋流器幾何參數計算出旋流數為1.453 2.

建立火焰筒內部流道模型，并將該模型與中心體和二級燃料噴嘴進行布爾求差運算，得到中心體及二級燃料噴嘴內部流道.

1.4模型建模及網格劃分

圖7給出了火焰筒內部流道結構及三維模型.

(a) 流道結構

(b) 建模

燃燒室結構復雜，按照其實際結構進行建模會生成過于龐大的網格數，導致超出目前計算機所能提供的計算能力.因此，筆者對某實際結構進行如下簡化和假設：(1)冷卻孔的數目太多，將其簡化為等面積的縫隙；(2)忽略了火焰筒上聯焰管的影響；(3)燃料用甲烷來代替；(4)假設火焰筒壁厚為0，且建模時只考慮火焰筒內部的氣體流道；(5)一級燃料噴嘴處的旋流器位于火焰筒頂部，只考慮旋流器槽道；(6)對文丘里組合件進行簡化，忽略其內部冷卻流道的結構，文丘里冷卻空氣射流從第三排射流孔直接流入火焰筒；(7)將二級燃料噴嘴的環狀噴嘴簡化為6個燃料噴射樁.

從三維軟件中輸出圖7(b)所示模型，將該模型導入ICEM軟件進行模型的網格劃分.圖8給出了火焰筒外表面及剖面網格模型.計算域分為11塊，根據每塊的具體情況決定采用非結構化或結構化網格、網格的形狀以及網格的生成方法.最小網格尺寸根據幾何尺寸和流場情況決定，如在燃料噴射樁小孔和旋流器葉片處的網格很密，而在其他位置可以采用相對較稀疏的網格.為了獲得較快的計算速度，在保證網格質量的前提下，減少網格數，最后生成的網格數約為1 150萬.

(a) 外表面

(b) 剖面

2　模型邊界條件及數值模擬方法

2.1空氣質量流量分配

火焰筒流量分配的計算方法主要有面積法、流阻法和平均流量系數法[2]等，筆者采用面積法，即各孔的進氣量等于其相對開孔面積.

進入火焰筒內空氣的質量流量取決于入口的面積.各個入口的空氣質量流量見表1.根據燃氣輪機控制系統可知空氣入口溫度為608 K，通過流道進入火焰筒的空氣質量流量為13.63 kg/s[3].

表1　流道面積及空氣質量流量分配

2.2天然氣入口質量流量

表2給出了燃氣輪機實際點火升負荷的運行數據(其中IBH OFF模式表示抽氣加熱系統關閉)，記錄了6種負荷下的天然氣體積流量，天然氣入口溫度為300 K.基于此，當燃氣輪機功率為102.0 MW時，燃氣輪機在預混模式下運行，天然氣體積流量為34 687 m3/h，機組有14個火焰筒，單個火焰筒天然氣質量流量為0.459 88 kg/s.

表2燃氣輪機實際點火升負荷的運行數據(IBH OFF模式，環境溫度32 ℃)

Tab.2Gas turbine operating data in load-up process (IBH OFF mode, environment temperature 32 ℃)

編號燃氣輪機功率/MW燃燒模式天然氣體積流量/(m3·h-1)單個火焰筒天然氣質量流量/(kg·s-1)128.0一次模式165180.21899241.4一次模式194290.25759350.4貧-貧模式223960.29690459.1貧-貧模式246480.32678571.4貧-貧模式288640.382706102.0預混模式346870.45988

圖9給出了天然氣閥站內閥門GCV1、GCV2和GCV3的流量系數曲線.在不同燃燒模式下，根據閥門GCV1、GCV2、GCV3的流量系數曲線及閥門開度，可以求出通過一級燃料噴嘴和二級燃料噴嘴的天然氣質量流量[3].

圖9　閥門GCV1、GCV2和GCV3的流量系數曲線

改造工程中，環境溫度為32 ℃，燃氣輪機實際運行滿負荷為106 MW.9E燃氣輪機啟動過程中共有4種燃燒模式，分別為一次模式、貧-貧模式、二次模式和預混模式.

當抽氣加熱系統關閉時，一次模式為從燃氣輪機的啟動點火、加速到40%負荷的階段，此時燃氣輪機的全部燃料都供給一級燃料噴嘴.貧-貧模式為40%～80%負荷階段，70%的燃料供給一級燃料噴嘴，30%的燃料供給二級燃燒噴嘴.二次模式是個暫時的過渡階段，其將所有燃料都供給二級燃料噴嘴和切換氣體燃料噴嘴.預混模式為80%～100%負荷階段，83%的燃料供給一級燃料噴嘴，17%的燃料供給二級燃料噴嘴.筆者僅選取表2中預混模式進行計算，通過一級燃料噴嘴和二級燃料噴嘴的天然氣質量流量分別為0.381 7 kg/s和0.078 18 kg/s.

2.3數值模擬方法

數值計算采用Fluent軟件，采用有限速率/渦耗散模型(Finite-Rate/Eddy-Dissipation)方法和標準k-ε模型[4].壓力速度耦合采用Simple算法，其他變量的離散采用一階精度迎風插值格式.首先對火焰筒內部流道進行三維冷態數值模擬，然后將冷態計算結果作為熱態計算的初始條件.化學反應機理對預測NOx排放的影響很大，而目前的模型對化學反應機理的描述還不完善，因此NOx排放的計算結果與實際值可能會有差別，本模型主要用于定性分析NOx生成的位置及變化趨勢.9E燃氣輪機采用天然氣作為燃料，筆者只考慮熱力型NOx的生成.

3　計算結果與分析

3.1速度場分布

y軸為火焰筒軸向方向，在火焰筒中選取1個軸截面，軸截面通過x軸、y軸，命名為X1面.圖10給出了X1面速度分布.在文丘里管的喉部氣體速度為45 m/s，在二級燃料噴嘴旋流器邊緣處氣體速度達到最大值55 m/s.當燃燒處于預混模式時，預混氣體在二級燃燒區燃燒，文丘里管喉部高速氣流和二級燃料噴嘴旋流器邊緣處環狀射流可以防止二級燃燒區的火焰回火，避免一級燃燒區的氣體再點火燃燒.

圖10　X1面速度分布

在第一排射流孔處空氣速度為30 m/s，在摻混孔處空氣速度為30 m/s，在火焰筒出口處氣體速度大小逐漸趨于均勻.

圖11給出了X1面軸向分速度分布.從圖11可以看出，區域內氣體軸向分速度為負值，在二級燃料噴嘴旋流器后區域內，氣體最小軸向分速度達到-18 m/s，說明在該區域形成了中心回流區.在LEC-III燃燒室中，二級燃料噴嘴旋流器及中心體旋流器使流經旋流器進入二級燃燒區的燃氣產生旋轉.當旋轉強度足夠大時，中心壓力將下降到足以產生逆向流動，因而形成回流[5].預混氣體在文丘里管的喉部下游形成了回流區，從而增強燃燒的穩定性.

(a)軸向分速度(b)軸向分速度為負的區域

圖11X1面軸向分速度分布

Fig.11X1 surface axial velocity distribution

圖12為火焰筒二級燃燒區速度矢量圖.從圖12可以看出，圖中箭頭代表速度矢量，且速度小于零，在中心體旋流器后產生了2個氣體環流，分別在左右兩側，其旋轉方向彼此相反.

圖12　火焰筒二級燃燒區速度矢量圖

湍流度在環流氣體與主流氣體的交接面上很大，兩股氣流間產生強烈的質量交換.因此，當燃氣輪機處于預混模式時，環流氣體將被點燃并形成火焰鋒面，回流氣體的溫度將上升到接近于火焰溫度.高溫氣體逆向流動將大量熱量持續向上游傳輸，對二級燃料噴嘴旋流器后新鮮預混氣體不斷加熱.當該預混氣體接受的熱量足夠多，就形成自動點火源，能保證預混燃料可以連續地燃燒.

3.2溫度場分布

3.2.1軸截面溫度分布

預混模式下，83%的燃料供給一級燃料噴嘴，17%的燃料供給二級燃料噴嘴.甲烷與空氣在一級燃燒區形成預混氣體，預混氣體全部在二級燃燒區進行預混燃燒.

圖13為X1面溫度分布圖.從圖13可以看出，預混模式下，預混氣體在二級燃料噴嘴處被點燃，進行預混燃燒，這與火焰筒內實際工作情況相符.圖13中甲烷被點燃的區域內溫度最高可達到1 970 K，與實際運行火焰筒中最高溫度1 900 K相近.與一次模式下最高溫度2 500 K相比，預混模式下火焰的最高溫度為1 970 K，火焰溫度降低，有利于降低NO的生成量.在預混模式下，火焰傳輸距離較短.在火焰筒末端處，冷卻空氣通過摻混孔進入火焰筒，使燃氣溫度降低到透平前的設計值，并使出口溫度場均勻，有利于保護燃氣輪機葉片.冷卻空氣經摻混孔進入火焰筒，對火焰筒內高溫燃氣排氣進行冷卻，因此摻混孔附近空氣溫度偏低.

圖13　X1面溫度分布圖

3.2.2中心體流道角度對溫度分布影響

火焰筒中心體旋流器旋流數實際為1.453 2，將模型中火焰筒中心體旋流器旋流數改小為0.839 0，其余條件不變進行計算.圖14給出了2種中心體旋流數下X1面溫度分布的比較.從圖14可以看出，2種情況下的X1面溫度分布顯著不同.減小中心體旋流數，旋流強度減弱，中心體后回流區減小，火焰范圍減小，不利于火焰穩定燃燒，部分甲烷可燃氣體沒有參與反應，從火焰筒壁面附近流至下游.但是中心體旋流數也不能選取過大，否則高溫火焰直接在火焰筒壁面處燃燒，容易燒壞火焰筒.

通過以上對比發現，中心體旋流器控制了火焰燃燒范圍，對于組織二級燃燒區的火焰燃燒非常重要，火焰筒設計中應選擇合適的中心體旋流數.

3.3組分分布

3.3.1CH4質量分數分布

圖15給出了X1面CH4的質量分數分布.從圖15可以看出甲烷在預混燃燒區的分布特點：旋流器附近的甲烷與空氣進行強烈的化學反應，甲烷在二級燃燒區燃燒很完全，即燃燒效率很高.

圖14　2種中心體旋流數下X1面溫度分布的比較

圖15　X1面CH4的質量分數分布

3.3.2NO摩爾分數分布

在預混模式下，可燃氣體在一級燃燒區內并不燃燒，而是在二級燃燒區內預混燃燒，因而有利于降低NOx排放量.二級燃燒區內，溫度高的區域的NO摩爾分數高，在圖16中，NO主要分布在二級燃料噴嘴附近.摻混孔的位置對NO摩爾分數分布有一定影響，原因是冷卻空氣從摻混孔射入火焰筒，將NO吹向了火焰筒壁面處.

圖16　X1面NO的摩爾分數分布

NO摩爾分數的計算公式為

(1)

式中：x(NOx)計算值為火焰筒出口處NOx的摩爾分數計算值；x(O2)計算值為火焰筒出口處O2的摩爾分數計算值；以上氣體摩爾分數均為15%O2摩爾分數下的修正值.

通過式(1)計算得出火焰筒出口處NO摩爾分數為8.256 0×10-6.

因為NO摩爾分數數值與體積分數數值相同，火焰筒出口處NO體積分數也為8.256 0×10-6.

3.3.3切換氣體質量流量對NO排放的影響

圖17給出了工程改造后天然氣閥站及燃料環管的示意圖.

在二次模式下，切換氣體燃料流道內為天然氣，其余燃燒模式下，流道內為壓氣機抽氣.壓縮空氣通過吹掃閥進入切換燃料環管，天然氣閥站內沒有儀表測量此處壓氣機抽氣體積流量，因而沒有壓縮空氣質量流量試驗數據.

在二次模式下，通過天然氣體積流量及GCV2閥門開度可以求出通過切換燃料噴嘴的天然氣質量流量最大值為0.18 kg/s.由于二次模式只持續30 s，此時天然氣質量流量最大值持續時間很短，因此假定通過火焰筒切換燃料噴嘴吹掃空氣質量流量最大值為0.15 kg/s.選取4組吹掃空氣質量流量，考察吹掃空氣對NO排放的影響.

如表3所示，隨著吹掃空氣質量流量的增加，NO體積分數逐漸減小.當吹掃空氣質量流量取最大值0.15 kg/s時，吹掃空氣質量流量只占火焰筒內空氣質量流量的1.1%，但是對火焰筒二級燃燒區的NO體積分數影響很大.

圖18給出了不同吹掃空氣質量流量下切換氣體燃料噴嘴氣流速度的對比.當吹掃空氣質量流量為0.06 kg/s時，切換氣體燃料噴嘴處空氣速度為50 m/s.當吹掃空氣質量流量為0.15 kg/s時，切換氣體燃料噴嘴處空氣速度為136 m/s，此時吹掃空氣速度過大.因此，隨著吹掃空氣質量流量的增加，切換氣體燃料噴嘴處空氣速度也快速增大.

表3　4種切換氣體質量流量下的NO體積分數

圖18不同吹掃空氣質量流量下切換氣體燃料噴嘴氣流速度的對比

Fig.18Comparison of velocity at gas fuel nozzles among different flow rates of purging air

圖19給出了不同吹掃空氣質量流量下X1面溫度的對比.吹掃空氣質量流量對二級燃燒區溫度的影響很大，當吹掃空氣質量流量從0.01 kg/s增加到0.15 kg/s時，X1面最高溫度顯著降低，從2 500 K下降到1 800 K，進而影響NO體積分數.當吹掃空氣質量流量過小時，X1面溫度過高；當吹掃空氣質量流量過大時，X1面溫度過低，燃燒不穩定，火焰容易熄火，而且此時切換燃料噴嘴處氣流速度過大.因為NOx生成量與火焰溫度成指數關系，而不同吹掃空氣質量流量對火焰溫度影響顯著，所以設計火焰筒切換氣體燃料噴嘴時，吹掃空氣質量流量是很關鍵的因素.

圖19不同吹掃空氣質量流量下X1面溫度的對比

Fig.19Comparison of X1 surface temperature among different flow rates of purging air

當切換氣體質量流量為0.06 kg/s時，只占火焰筒內空氣質量流量的0.44%，NO體積分數為8.256 0×10-6，與試驗值7.943 3×10-6最為接近.因此，在本模型中，吹掃空氣質量流量為0.06 kg/s.

3.3.4燃料分解對NO排放的影響

在燃氣輪機排放調試中，燃料分解值(一級燃料噴嘴所獲得燃料的百分比)選取6組試驗數據，分別為82.8、83.8、84.8、85.4、86.4和87.2.

圖20給出了滿負荷下燃料分解檢查結果.在試驗曲線中，當燃料分解值從82.8上升到85.4時，NO體積分數減小，當燃料分解值為85.4時，NO體積分數最小，為6.410×10-6；之后隨著燃料分解值從85.4上升到87.2，NO體積分數逐漸增大.通過排放調試試驗得出最優燃料分解值為85.4.

圖20　滿負荷下燃料分解檢查結果

在數值模擬中僅改變燃料分解值，其余條件不變，模擬計算得出的NO體積分數與試驗值接近，且兩者變化趨勢一致，說明該模型能較好地模擬火焰筒內NO的排放特性.

4　結　論

(1) 三維數值仿真可以很好地模擬燃氣輪機在預混模式下的流場特性，數值仿真結果符合燃氣輪機實際運行狀況.

(2) 在預混模式下，火焰筒通過二級燃料噴嘴旋流器和中心體旋流器形成的回流來穩定火焰.

(3) 中心體旋流器控制了火焰范圍，對于組織二級燃燒區的火焰燃燒非常重要.火焰筒設計中應選擇合適的中心體旋流數.

(4) 隨著吹掃空氣質量流量從0.01 kg/s增加到0.15 kg/s，NO體積分數逐漸減小.

(5) 因為NOx生成量與火焰溫度成指數關系，而不同吹掃空氣質量流量對火焰溫度影響顯著，所以設計火焰筒切換氣體燃料噴嘴時，吹掃空氣質量

流量是很關鍵的因素.

(6) 模擬計算得出的NO體積分數與試驗值接近，且兩者的變化趨勢一致.

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Numerical Study on Flow Characteristics in LEC-III Combustor Liner of a 9E Gas Turbine Under Premix Mode

YEWen,LIUChuanliang,FANXuefei,HUANGXingliang,WUGexin,YANGDaogang

(Shanghai Power Equipment Research Institute, Shanghai 200240, China)

Flow characteristics in LEC-III combustor liner of a 9E gas turbine were numerically simulated under premix mode, so as to study the velocity field, temperature field and species field in the liner. Results show that the circulation zone generated by combined action of secondary fuel nozzle and centerbody swirler can stabilize the flame in combustor liner, and the centerbody swirler is able to control the combustion range, which is very important to the flame stability in secondary combustion zone. The NO emission concentration reduces gradually with the rise of purging air flow rate, and the simulated results of NO emission are close to actual measurements, with similar variation trends observed simultaneously.

gas turbine; premix mode; centerbody; swirler; purging air; NOxemission

2016-01-06

2016-02-26

上海發電設備成套設計研究院青年基金資助項目(201506047Q)；上海發電設備成套設計研究院基金資助項目(201406078J)

葉文(1986-)，男，湖北武漢人，工程師，碩士研究生，研究方向為燃燒室數值模擬仿真、燃氣輪機低氮燃燒系統改造及輔助系統.電話(Tel.)：13127593081；E-mail：1245150309@qq.com.

1674-7607(2016)08-0608-07

TK47

A學科分類號：470.30