旋流數對燃燒不穩定性及NOx生成的影響
2017-09-18 07:54:32付忠廣王瑞欣沈亞洲
動力工程學報 2017年9期
石 黎， 付忠廣， 王瑞欣， 沈亞洲
(1.湘潭大學 機械工程學院，湖南湘潭 411105；2.華北電力大學 電站設備狀態監測與控制教育部重點實驗室，北京 102206)
旋流數對燃燒不穩定性及NOx生成的影響
石 黎1,2， 付忠廣2， 王瑞欣2， 沈亞洲2
(1.湘潭大學 機械工程學院，湖南湘潭 411105；2.華北電力大學 電站設備狀態監測與控制教育部重點實驗室，北京 102206)
采用大渦模擬方法分析了旋流數對燃氣輪機燃燒室內預混燃燒不穩定性以及NOx生成特性的影響.結果表明：增大旋流數使得流場的擴張角增大，中心回流區范圍擴大，對燃燒產物的卷吸能力增強，預混段內溫度升高，高溫區范圍擴大，有利于燃料氣流的著火與穩定燃燒，火焰長度也有所縮短；旋流數為0.7時，流場中僅存在一個進動渦核，旋流數較大時，則出現2個明顯的進動渦核；增大旋流數使得渦旋周期性的脫落頻率增加，破碎位置向上游移動，同時由于火焰長度縮短，熱釋放區域相對更為集中，從而導致燃燒室內壓力脈動頻率及其對應的壓力峰值增大；增大旋流數也使得火焰寬度增大，峰值溫度有所降低，有利于控制NOx排放體積分數.
燃燒不穩定性； 旋流數； NOx排放； 大渦模擬
干式低NOx(DLN)燃燒器通常安裝有旋流器，作為火焰穩定機構[1-2].氣流經過旋流器后發生旋轉，從而在流動區域內形成回流區，回流的高溫燃燒產物有利于實現燃燒穩定[2-3].
旋流數S較大時，中心回流區的邊界上會形成進動渦核，進動渦核是導致燃燒室內出現熱-聲振蕩的重要原因[3-6].Claypole等[4]對天然氣旋流燃燒室進行實驗研究，結果表明增大旋流數S，流場中出現2個等強度的進動渦核.Anacleto等[5]對貧燃預混燃燒室進行實驗研究，結果表明當0.55
湍流數值計算方法主要有雷諾時均(RANS)、大渦模擬(LES)及直接數值模擬(DNS)，其中RANS方法的計算精度最差[10-12].DNS方法對計算機的運算速度及內存要求極高，目前只能求解較低雷諾數的湍流流動[13-15].LES方法介于兩者之間，可通過詳盡求解渦核破碎和進動渦核等流動現象，有效地研究熱-聲振蕩等非定常過程[16-17].此外，LES方法可以更準確地求解燃燒室內速度和溫度分布，從而提高污染物計算的準確性[18-20].筆者利用LES方法研究了旋流數S對燃燒室內預混燃燒不穩定性及NOx生成特性的影響，為DLN燃燒器的優化設計提供參考.
1 研究對象和計算方法
1.1模型燃燒室
研究對象如圖1所示，其中z為軸向距離，D為預混段橫截面的直徑.該模型燃燒室采用回流型燃燒室設計，頭部安裝有DLN燃燒器，以徑向旋流器作為一次配氣機構，具有微、小型燃氣輪機燃燒室的典型特征[13].空氣由燃燒室尾部逆向進入，進氣壓力為0.15～0.6 MPa.徑向旋流器的外徑為190 mm，內部安裝有12個楔形塞塊，旋流數S為1.3[13-15].預混段橫截面為圓形，內徑為86 mm[13].為了便于安裝觀測設備，燃燒室橫截面為帶倒角的正方形，邊長均為165 mm，軸向長度為275 mm.過渡段長度為188 mm，出口截面的內徑為50 mm[14].燃料分為預混燃料和值班燃料2路，預混燃料由位于旋流器斜槽內的預混燃料噴口供給.值班噴嘴位于值班平面上，值班火焰采用擴散燃燒方式，在預混段內形成值班火炬，以提高低負荷條件下預混燃燒的穩定性[13].本文中值班燃料比為0%[15].
圖1 模型燃燒室及DLN燃燒器
1.2網格劃分
通過前處理軟件Gambit進行建模及劃分網格，計算域包括模型燃燒室及DLN燃燒器.采用分區網格劃分方法，以降低網格劃分難度，并保證所有區域均可生成結構化六面體網格.LES方法對計算機的運算速度及內存要求依然較高，考慮到計算工況較多，因此在保證計算精度的前提下控制了網格數[13-15].燃燒室體積較大，在DLN燃燒器及其附近區域采用較細的網格，燃燒室出口區域則采用相對較粗的網格，以減少最終的網格數，節約計算時間.不同計算模型的網格數均約為179萬.計算域及網格劃分如圖2所示.采用柯朗數Co=Δt·ui/Δxi作為時間步長的判定依據[10]，其中Δt為時間步長，Δxi為網格在水平方向的間距，ui為網格運動速度.計算過程中保證Co<0.5[10].經過多次數值實驗，時間步長均取為2×10-6s.每個時間步長迭代20步，以達到計算收斂.模擬了0.5 s內的燃燒過程，每個工況計算約250 000步.
圖2 計算域及網格劃分
1.3計算工況
徑向旋流器的旋流數S定義為流體切向動量的軸向通量與軸向動量通量之比.選擇4個工況的旋流數S為0.7、1.0、1.3和1.6，分別進行數值計算.所有工況中，預混段及燃燒室結構相同，熱功率均為335 kW，燃料質量流量為6.2 g/s，預熱溫度為483 K[13-15].燃料的主要成分為CH4，其體積分數為98.97%，CO2和N2的體積分數分別為0.27%和0.76%[13].徑向旋流器入口設為質量入口，空氣質量流量為175 g/s，預熱溫度為685.3 K，入口壓力為0.3 MPa[14].氣體為理想可壓縮氣體.燃燒室出口設為壓力出口，燃燒室的壓損率為1%[15].
1.4數學模型
LES方法的第一步是對流場進行濾波運算，濾波后的質量、動量及能量守恒方程為[10-12]：
(1)
(2)
(3)
為了對湍流燃燒過程進行模擬，仍需建立湍流燃燒模型，求解組分方程及能量方程中的源項，以使其封閉[14-15].采用文獻[15]中給出的基于GRI-Mech 3.0燃燒反應機理的M4簡化機理進行計算[15].熱力型NOx和快速型NOx是燃氣輪機燃燒室內生成的2種主要的NOx類型，采用3步反應機理[15]進行計算.
2 結果與討論
2.1模擬結果的驗證與分析
圖3給出了S=1.3時，時均軸向速度計算值與文獻[15]中實驗值的對比.Stopper等主要研究了進氣壓力p和雷諾數Re等運行參數對燃燒室性能的影響，因此僅給出了S=1.3時的實驗數據[13-15].不同直線距值班平面的距離z如圖1所示，分別為1.21D、1.44D、1.66D和2.00D.由圖3可知，燃燒室內存在沿中心軸對稱的時均軸向速度峰值，時均軸向速度峰值的大小和峰值點的間距隨軸向距離的增加而增大，峰值點的間距則略大于實驗值.中心軸附近的時均軸向速度為負值，該區域為中心回流區，回流區寬度略大于實驗值.由于通流面積擴大，壁面附近形成外部回流區，回流區的范圍隨軸向距離的增加而減小，當軸向距離大于2.00D時，外部回流區消失.
(a) z=1.21D
(b) z=1.44D
(c) z=1.66D
(d) z=2.00D
Fig.3 Comparison of time-averaged axial velocity between calculated results and experimental data
時均速度通常用于描述某一時間段內速度的平均值大小，而均方根軸向速度則可以描述該時間段內速度波動的平均值大小[20].圖4給出了S=1.3時，均方根軸向速度計算值與實驗值的對比.由圖4可知，均方根軸向速度峰值于剪切層附近，這說明該區域內速度的波動最為劇烈.其他區域均方根軸向速度相對較小，速度波動也相對較小[15].由圖4還可知，均方根軸向速度峰值略低于實驗值，而峰值點的間距則略大于實驗值.
圖5給出了S=1.3時，時均溫度計算值與實驗值的對比.由圖5可知，時均溫度峰值位于中心軸附近，主流區及壁面附近區域的時均溫度則相對較低.隨著軸向距離增加，時均溫度有所升高，時均溫度分布也更為均勻.模擬得到的時均火焰寬度及時均溫度略大于實驗值，最大誤差小于10%.圖6給出了S=1.3時，均方根溫度計算值與實驗值的對比.由圖6可知，剪切層附近區域的均方根溫度最高，這說明該區域溫度波動最為劇烈.其他區域均方根溫度則相對較低，其中中心軸附近的時均溫度最高，而均方根溫度則最低，溫度的波動也最小.此外，均方根溫度的大小隨軸向距離的增加而降低，這說明溫度波動隨軸向距離的增加逐漸減小.由圖6還可知，中心軸附近的均方根溫度低于實驗值，文獻[15]中的計算也出現同樣的計算偏差.綜上所述，LES方法得到的計算值與實驗值接近，可用于分析旋流數S對燃燒室內預混燃燒不穩定性及NOx生成特性的影響.
(a) z=1.21D
(b) z=1.44D
(c) z=1.66D
(d) z=2.00D
Fig.4 Comparison of RMS axial velocity between calculated results and experimental data
(a) z=1.21D
(b) z=1.44D
(c) z=1.66D
(d) z=2.00D
Fig.5 Comparison of time-averaged temperature between calculated results and experimental data
2.2旋流數S對溫度分布的影響
圖7給出了中心截面瞬時溫度分布.由圖7可知，不同旋流數S時，燃燒室內溫度分布規律相似，由于采用預混燃燒方式，燃燒室內溫度相對較低.由于中心回流區的存在，高溫區延伸至預混平面，可有效加熱燃料氣流,使其著火與燃燒.燃燒室內，中心軸附近的溫度較高，且溫度隨軸向距離的增加而升高，其他區域溫度則相對較低.旋流數S對上游回流區的位置和范圍產生影響，進而影響燃燒室內溫度分布.增大旋流數S使得中心回流區范圍增大，對燃燒產物的卷吸能力增強，預混段內溫度升高，火焰寬度增大，低溫區范圍縮小，有利于燃料氣流的著火與穩定燃燒.
(a) z=1.21D
(b) z=1.44D
(c) z=1.66D
(d) z=2.00D
Fig.6 Comparison of RMS temperature between calculated results and experimental data
(a) S=0.7
(b) S=1.0
(c) S=1.3
(d) S=1.6
Fig.7 Transient temperature distribution on central cross section of DLN burner
圖8給出了不同軸向位置上的時均溫度分布.由圖8可知，不同旋流數S時，火焰寬度隨軸向距離的增加而增大.增大旋流數S使得燃料氣流的溫度升高，化學反應速率加快，火焰長度縮短，使流場具有更大的擴張角，火焰寬度有所增大，時均溫度峰值則有所降低，時均溫度分布更為均勻，有利于控制NOx的生成.
(a) z=1.21D
(b) z=1.44D
(c) z=1.66D
(d) z=2.00D
Fig.8 Time-averaged temperature distribution at different axial positions
2.3旋流數S對渦旋結構及壓力脈動的影響
當旋流數S超過臨界值時，渦旋破碎表現出強烈的時間相關特性，形成進動渦核[12-14].由于渦旋結構通常會產生局部低壓區，因此一般用等壓面來表示渦核結構[13-15].圖9給出了用瞬時等壓面表示的進動渦核結構.由圖9可知，上游流場中存在發源于值班平面的螺旋形進動渦核，進動渦核迅速向下游發展，破碎成隨機的小尺度渦旋，并逐漸消失.由圖9還可知，旋流數S影響進動渦核的結構，增大旋流數S會增大流場的剪切應力，流場的不穩定性增加，渦旋破碎位置向上游移動，結構也更加破碎.
剪切層內往往還會產生以一定角度繞中心軸作螺旋運動的螺旋渦[12-13].進動渦核與螺旋渦的主要區別在于：進動渦核繞中心軸旋轉，渦核周圍流體則繞其內部的渦軸旋轉[14].圖10和圖11分別給出了z=0.05 m截面上的瞬時壓力、切向速度及流線分布(z=0 m截面的位置如圖1所示).由圖10可知，不同旋流數S時，截面存在明顯偏離燃燒器中心軸的低壓區.由圖11可知，進動渦核所在區域的壓力相對較低，周圍大部分流體繞其內部的渦軸旋轉，渦軸處的切向速度為0，因此不同旋流數S時，燃燒室內渦旋具有進動渦核的典型特征，屬于進動渦核，而非螺旋渦.由圖11還可知，旋流數S影響切向速度分布，進而影響進動渦核結構，S=0.7時，截面上只出現一個明顯的渦軸，這說明流場中只存在一個進動渦核.旋流數S較大時，截面存在2個明顯的渦軸，且增大旋流數S使得渦軸的間距增大，這與文獻[4]中觀察到的現象類似，說明增大旋流數S使得切向速度與軸向速度的比值增大，流場的擴張角增大，從而導致進動渦核的間距增大.
(a) S=0.7
(b) S=1.0
(c) S=1.3
(d) S=1.6
(a) S=0.7
(b) S=1.0
(c) S=1.3
(d) S=1.6
Fig.10 Transient pressure and streamline distribution on cross section ofz=0.05 m
渦旋運動會與燃燒放熱誘發的振動產生復雜的相互作用，從而導致燃燒室內出現熱-聲振蕩現象[12-14].為了研究旋流數S對壓力脈動的影響，計算過程中監測燃燒室內壓力隨時間的變化，并采用傅里葉分析(FFT)方法對壓力進行頻譜分析,結果見圖12,其中f為壓力脈動頻率，Δp為壓力脈動振幅.由圖12可知，S=1.0時，在f=149.2 Hz的位置出現明顯的特征峰.S=1.3時，則在f=194.4 Hz的位置出現特征峰，壓力脈動頻率的計算值與實驗值接近，說明LES方法得到的壓力脈動頻率計算結果的準確性較好.增大旋流數S使得壓力脈動頻率及其所對應的壓力峰值增大.這一方面是由于進動渦核是激發燃燒不穩定性的重要原因，增大旋流數S使得渦旋的進動過程增強，周期性脫落頻率增加；另一方面是由于增大旋流數S使得火焰長度縮短，熱釋放區域更為集中，預混段內溫度升高，從而進一步增大了燃燒室內壓力脈動頻率及其對應的壓力峰值.因此，當旋流數S較大時，更容易發生燃燒不穩定性現象.
(a) S=0.7
(b) S=1.0
(c) S=1.3
(d) S=1.6
Fig.11 Transient tangential velocity and streamline distribution on cross section ofz=0.05 m
(a) S=0.7
(b) S=1.0
(c) S=1.3
(d) S=1.6
2.4旋流數S對NOx生成的影響
圖13給出了旋流數S對NOx排放體積分數φ的影響.由圖13可知，由于采用預混燃燒方式，燃燒室內溫度相對較低，不同旋流數S時，燃燒室出口NOx排放體積分數φ均相對較低.S=1.3時，NOx排放體積分數φ的計算值為12.9×10-6(15%O2體積分數)，略高于實驗值，兩者的相對誤差約為6%，NOx排放體積分數φ計算結果的準確性較好.對比圖7可知，NOx排放體積分數φ的計算結果偏高是由于火焰寬度及溫度值的計算結果偏大而造成的.由圖13可知，NOx排放體積分數φ隨旋流數S的增大而降低.當旋流數S由0.7增大至1.6時，NOx排放體積分數φ由14.5×10-6降低至12.4×10-6(15%O2體積分數)，降幅約為14.5%，因此適當增大旋流數S有利于降低NOx排放體積分數φ.
圖13 旋流數S對NOx排放體積分數的影響
圖14給出了燃燒室中心截面瞬時NOx摩爾分數分布.對比圖7與圖14可知，燃燒室內NOx摩爾分數與溫度分布密切相關.NOx摩爾分數最高的區域位于中心軸附近，其他區域的NOx摩爾分數則相對較低.增大旋流數S使得火焰寬度增大，而峰值溫度則有所降低，NOx摩爾分數隨之下降.圖15給出了不同軸向位置上的時均NOx摩爾分數分布.由圖15可知，時均NOx摩爾分數隨軸向距離的增加而升高，增幅則逐漸降低，增大旋流數S使得燃燒室內火焰寬度增大，峰值溫度有所降低，時均NOx摩爾分數相應下降，即NOx排放濃度降低.
3 結 論
(a) S=0.7
(b) S=1.0
(c) S=1.3
(d) S=1.6
Fig.14 Transient mole fraction distribution of NOxon central cross section of DLN burner
(a) z=1.21D
(b) z=1.44D
(c) z=1.66D
(d) z=2.00D
Fig.15 Time-average NOxmole fraction distribution at different axial positions
(1)增大旋流數使得中心回流區范圍擴大，對燃燒產物的卷吸能力增強，預混段內溫度升高，高溫區范圍擴大，有利于燃料氣流的著火與穩定燃燒，火焰長度也有所縮短.
(2)增大旋流數使得渦旋周期性的脫落頻率增加，同時由于火焰長度縮短，熱釋放區域相對更為集中，從而導致燃燒室內壓力脈動頻率及其對應的壓力峰值增大，較大旋流數時更容易發生燃燒不穩定性現象.
(3)增大旋流數使得流場具有更大的擴張角，火焰寬度增大，有利于控制燃燒室內峰值溫度，降低NOx排放體積分數.
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Effects of Swirl Number on Combustion Instability and NOxFormation of a Gas Turbine
SHILi1,2,FUZhongguang2,WANGRuixin2,SHENYazhou2
(1.School of Mechanical Engineering, Xiangtan University, Xiangtan 411105, Hunan Province, China; 2. Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, Ministry of Education, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)
Effects of swirl number on premixed combustion instability and NOxformation characteristics in combustion chamber of a gas turbine were numerically studied using large eddy simulation technology. Results show that increasing the swirl number would expand the divergence angle of flow field, enlarge the center recirculation zone, enhance the recirculation process of hot products, raise the temperature in premixing area and broaden the high-temperature zone, which are favourable for the ignition and stable combustion of fuel flow as well as for the shortening of flame length; there is a single processing vortex core (PVC) in the flow field under the swirl number of 0.7, and another PVC would occur under higher swirl numbers; increasing the swirl number would improve the periodic shedding frequency of vortex and make the crush position of PVC move towards upstream, when both the oscillation frequency and amplitude of pressure would be improved due to the shortened flame length and concentrated heat release region; increasing the swirl number would also expand the flame width and reduce the peak value of temperature, which are favourable for the control of NOxemission.
combustion instability; swirl number; NOxemission; large eddy simulation
2016-09-14
中央高校基本科研業務費專項資金資助項目(2014ZZD04，2014XS17)；北京市自然基金面上資助項目(3162030)
石 黎(1987-)，男，湖南邵陽人，博士研究生，研究方向為湍流燃燒理論等. 電話(Tel.)：010-61772361； E-mail：hnulee@sina.com.
1674-7607(2017)09-0691-08
：TK227.1
：A
：470.30
