旋進渦核與火焰面耦合作用對燃燒穩定性影響的數值研究

王振林, 李祥晟, 莊士超, 楊詔

(西安交通大學能源與動力工程學院, 710049, 西安)

現代低排放燃氣輪機燃燒室中廣泛采用貧預混燃燒方式,其所固有的燃燒不穩定性對裝置的安全運行危害極大,對不穩定燃燒的產生機理進行研究進而獲得有效的控制方法具有十分重要的意義。以往的文獻研究表明,燃燒室中燃燒不穩定來自于當量比的擾動和氣動力學引起的渦旋形成及破碎過程,其中當量比擾動對燃燒不穩定的影響已經開展了大量的實驗及數值研究工作。在一個螺旋形的旋進渦核(PVC)引起的旋渦與燃燒不穩定間的關系方面,目前所開展的研究較少,尤其是數值研究與問題的復雜性密切相關。要捕獲渦旋與不穩定燃燒過程,需要能夠對微小的流場結構進行描述的精細模型,計算量巨大,尤其在湍流耦合燃燒時更是如此。

內回流區的形成通常會有PVC伴隨著發生,其特征是一個離軸的周期性繞中軸旋轉的旋進運動[1]。大量研究表明,PVC會通過多種方式影響旋流火焰的穩定。例如,PVC會加強燃料/空氣的混合[2],強化未燃和已燃氣體的混合[3],卷曲、拉伸以及局部熄滅化學反應區[4],PVC也有可能與火焰的熱聲耦合振蕩相互作用[5]。在某些燃氣輪機燃燒室中,冷態和熱態情況下均存在PVC[1-5],而在另一些燃燒室中,冷態時存在PVC,熱態情況下PVC卻被抑制消失。Stohr等使用高速激光診斷法,實驗研究了部分預混旋流抬舉火焰的動力學特性[6],發現火焰根部的熄滅與火焰和PVC的相互作用緊密相關[7]。Oberleithner等通過實驗和線性穩定性分析的對比研究,認為PVC是一個總的流體動力學不穩定模態的表現,PVC通常發生在冷態流動和M型抬舉火焰中,但不存在于V型的依附火焰中,同時,噴嘴出口上方的密度場在PVC形成的過程中起重要作用[8]。Manoharn等的另一個研究[9]也證實了PVC會在由火焰引起的密度梯度較大的工況下受到抑制。Gorbunova等則采用熱源主動加熱的方法研究了熱源在不同加熱功率下PVC的頻率和幅度的變化[10]。

國內學者對PVC流場結構也展開了相應的實驗和數值研究。樊艷娜等通過實驗方法對不同實驗條件下燃燒室中的冷態流場進行了詳細分析,并證實了PVC結構的存在[11]。張宏達等對悉尼旋流燃燒器的冷態流場進行了大渦模擬,研究了不同旋流數下的流場結構、旋進頻率和旋進渦核[12],并采用本征正交分解的方法重構了有PVC存在的冷態湍流脈動速度場[13]。在PVC與火焰耦合作用的研究方面,目前尚未有相關公開文獻報導。

本文以文獻[14]采用的貧油預混燃燒室為研究對象,利用商業CFD計算軟件ANSYS FLUENT結合UDF,對該燃燒室分別在熱功率為10、35 kW時的燃燒過程進行大渦模擬,重點研究了燃燒工況下熱聲耦合不穩定燃燒發生時瞬態流場結構PVC與火焰及燃燒放熱之間的關系。通過對數值模擬獲得的瞬態冷熱態流場和熱態火焰特性的分析,確定了引起35 kW工況下不穩定燃燒的重要因素,為深入理解湍流燃燒中流場結構與燃燒放熱的相互作用,從而為制定有效的不穩定燃燒控制方法提供了參照。

1 計算模型與數值模擬方法

1.1 計算模型

本文采用的模型燃燒室為Turbomeca設計的一個工業燃燒室,圖1給出了計算流體動力學(CFD)計算區域的三維建模圖,除了充氣室、旋流器和燃燒室外,為了模擬無反射出口,計算域還包含了一部分大氣環境。圖2a給出了旋流器和燃燒室部分的二維結構示意圖。大氣溫度及壓力下的空氣通過充氣室進入一個由12個徑向分布的旋流葉片和一個收縮鈍體組成的旋流燃燒器中,與通過旋流葉片上1 mm直徑的小孔進入旋流器中的燃料進行混合,以確保混合氣體在進入到燃燒室前得到充分預混。燃燒室軸向截面為85 mm×85 mm,且每一面都裝備了1.5 mm厚的石英來對整個火焰區域進行光學測量。更多關于模型燃燒室的細節可通過文獻[14]獲得。

圖1 CFD計算域的三維建模圖

1.2 網格劃分及數值方法

計算域網格采用了四面體非結構網格和六面體結構網格相結合的混合網格,其中除燃燒室部分采用了結構化六面體網格以便于調整燃燒區域的網格數外,其他計算區域均采用了非結構化四面體網格。通過調整燃燒室核心區域內的結構化網格,對大渦模擬(LES)的網格無關性進行了驗證,在該區域內采用71萬和159萬兩種不同數量的網格,如表1所示。結果顯示,兩種計算網格之間偏差不超過5%,因此本研究在燃燒核心區采用了71萬的網格,計算的總網格數約為347萬。網格在軸向、徑向、周向上均為非均勻網格,圖2b給出了旋流器和燃燒室部分在中心截面上的網格劃分信息。

(a)旋流器和燃燒室結構二維示意圖

(b)旋流器和燃燒室網格劃分示意圖圖2 旋流器和燃燒室結構及網格劃分示意圖

燃燒反應采用文獻[14]給出的甲烷與空氣的兩步反應機理2S_CH4_BFER,該機理包含了6種組分(CH4,O2,N2,CO,CO2和H2O)。Navier-Stokes方程采用可壓縮的LES方法進行求解。亞網格模型采用Wall-modeled LES模型,該模型僅在對數層內的區域激活RANS,而在邊界層外采用大渦模擬。湍流-化學反應間的相互作用采用限速率/渦耗散模型來描述。在數值模擬中,空氣和甲烷入口均采用質量入口邊界條件;協流入口和大氣環境均采用壓力遠場邊界條件;其他壁面均采用絕熱無滑移邊界條件。空氣和甲烷入口在不同熱功率下的質量流量見表2。非定常計算中時間步長的確定取決于燃燒振蕩的頻率。由于本文研究的不穩定燃燒振蕩的頻率數量級為102Hz,對應振蕩的一個周期約為1 ms,因此時間步長取1～10 μs。本文時間步長取5×10-6s,數值模擬中所有變量在時間及空間上均為二階精度。熱態結果通過對冷態結果進行點燃后計算獲得。

表1 燃燒室中的網格信息

表2 不同熱功率下的空氣和甲烷質量流量

2 計算結果分析與比較

2.1 冷態結果

圖3給出了兩種工況下的瞬態速度場并通過等壓面的方式給出了在冷態流場中存在的大尺度PVC流場結構。如圖所示,兩種工況的冷態流場中均出現了PVC結構,其中10、35 kW工況下分別使用35、250 Pa的等壓面顯示了燃燒室中存在的三維PVC結構。圖4給出了10 kW工況下燃燒室軸向截面上的渦旋分布。由此可見,PVC在燃燒室軸向截面上產生的旋渦是“之”字型反向旋轉分布的。

(a)10 kW (b)35 kW圖3 兩種工況下冷態流場中以等壓面顯示的PVC結構

圖4 10 kW工況下燃燒室軸向截面上的渦旋分布

2.2 25 kW熱態結果與實驗數據的比較

本文將25 kW的熱態結果與實驗數據[14]進行了對比,該工況下的燃燒情況見文獻[15]。圖5給出了大渦模擬獲得的時均速度和溫度與實驗數值的對比。總體來看,數值模擬結果與實驗結果吻合較好,但在噴嘴附近的速度上數值模擬結果與實驗結果存在差異。其原因在于數值模擬難于精確捕獲噴嘴附近存在的強旋流流動,并且缺少旋流器中的鈍體結構準確的型線數據,導致數值模擬的三維建模和實際形體間存在差異。此外,從圖5中可以看到,溫度的數值模擬結果與實驗結果在燃燒室的上游部分亦存在差異,這是由于25 kW工況下存在的兩種不同燃燒狀態導致的,數值模擬獲得的時均及RMS溫度包含了PVC存在時的數據,但數值模擬結果與實驗結果總體趨勢吻合良好。

2.3 10 kW與35 kW熱態時間平均流場分析

(a)時均軸向速度

(b)時均徑向速度

(c)時均溫度

(d)RMS溫度圖5 數值模擬與實驗結果對比

圖6給出了兩種工況下的時均軸向速度場。從圖中可以看到,流場是典型的收縮旋流火焰,包括了一個從噴嘴進入到燃燒室中的圓錐形射流、一個內回流區(IRZ)和一個外回流區(ORZ)3個主要的流場結構。速度梯度值高的地方發生在位于入流和IRZ之間的內剪切層(ISL)以及位于入流和ORZ的外剪切層(OSL)。圖7給出了兩種工況下燃燒室軸向截面中心線上的時均軸向速度曲線,二者最大的不同是存在于燃燒室上游區域的IRZ以及燃燒室下游區域速度的增長率。在10 kW的工況下,內回流區中的回流速率很小且沿著軸向逐漸增大;在35 kW的工況下,內回流區的回流速率很高,且軸向回流速度呈現出先增大后迅速減小的趨勢。回流速度在軸向高度20 mm處達到最大值,在60 mm高度處降低為0,隨后軸向速度呈正值。通過對比可發現,35 kW工況下IRZ中的回流現象比10 kW工況下更加劇烈。

(a)10 kW (b)35 kW圖6 兩種工況下時間平均速度流場

圖7 軸向中心線上的速度變化

圖8給出了兩種工況下時均溫度分布云圖。圖9給出了兩種工況下燃燒室軸向截面中心上的時均溫度曲線。兩種工況下的時均溫度場差異極大,與時均軸向速度場類似,巨大的差異依然存在于內回流區中。首先,兩種工況代表兩種不同類型的火焰:10 kW工況下,與噴嘴接觸的是V型火焰,在內流區中從噴嘴出口到燃燒室下游均充滿高溫燃氣;35 kW工況下,火焰未接觸到噴嘴,該種類型的火焰被稱為M型抬舉火焰,內回流區中噴嘴出口附近依然是低溫未燃的空氣甲烷混合氣體。對V型接觸火焰觀察可見,低溫主要存在于射流中,內回流區中的高溫已燃氣體充斥著從噴嘴出口到燃燒室下游的整個區域。對M型火焰觀察可見,燃燒室上游的回流區在軸向高度20 mm以下區域均為低溫未燃的新鮮混合氣體,而在20 mm以上區域的溫度則在中心線兩側向下游逐漸升高,具體原因將在下文瞬態流場分析中給出。由圖8可見,兩種不同熱功率下的時均溫度場展示出了兩種截然不同的火焰燃燒形態。

(a)10 kW (b)35 kW圖8 兩種工況下時間平均的溫度分布

圖9 兩種工況下軸向中心線上的時均溫度

(a)10 kW (b)35 kW圖10 兩種工況下時均放熱分布

圖10給出了兩種工況下時均放熱量q分布的云圖。圖11分別給出了兩種工況下燃燒室軸向截面中心上的時均放熱曲線。10 kW的放熱區域主要集中在射流兩側與內回流區及外回流區之間的ISL及OSL中,而35 kW的放熱區域范圍則要大得多,主要存在于軸向高度40～60 mm處燃燒室徑向兩側的位置。特別需要注意的是,在IRZ的軸向高度20 mm處也有放熱較強的一小塊區域,該局部區域發生較強放熱的原因將在下文的瞬態場分析中給出。由圖11可見,M型火焰在內回流區軸向高度20 mm處放熱量達到最大。綜合圖7、圖9和圖11可以看到,在35 kW工況中,內回流區中軸向高度20 mm處燃燒室軸向中心線上的回流速度最大,是低溫未燃氣體與高溫氣體的臨界點以及局部范圍內放熱最劇烈的位置。該位置處放熱最劇烈意味著化學反應放熱對氣體加速作用最大,導致此處的軸向回流速度最高。

圖11 兩種工況下軸向中心線上的時均放熱

2.4 10 kW與35 kW熱態瞬態流場分析

上文分析表明,兩種工況在流場及放熱等場量的時均分布存在著巨大差異,本部分對瞬態流場做進一步的深入研究,詳細分析瞬時溫度場、放熱場以及流場結構與放熱之間的相互作用。

(a)10 kW (b)35 kW圖12 兩種工況下的瞬態流場

2.4.1 流場結構及其特性 圖12給出了兩種工況下的瞬態流場圖。由圖可見,兩種工況的瞬態流場在結構上存在巨大差異。在10 kW工況下,燃燒室瞬態流場中依然存在一個穩定的射流區域,在射流的兩側分布著對稱的渦結構。由于PVC在流場中存在的典型特征會在燃燒室軸向界面上產生反向旋轉交錯布置的渦旋,因此在該工況燃燒發生時燃燒室中在冷態情況下存在的PVC消失了,其中射流外側與燃燒室壁面之間的旋渦由外回流區產生,而內剪切層中存在的旋渦則是由向燃燒室下游噴射的射流與內回流區中反方向流動的回流摩擦產生的。在35 kW工況下,熱態流場同樣存在著射流與燃燒室壁面間的外回流區,但是在射流與內回流區間的ISL中旋渦的布置與10 kW工況下有很明顯的差異,此時的ISL中旋渦分布不再是中心線對稱分布,而是呈現了“之”字型分布。這種分布的旋渦就是流場中PVC結構存在的典型特征,證明了在35 kW工況下PVC仍然是存在的。

2.4.2 火焰燃燒狀態 圖13給出了兩種工況下燃燒室中壓力監測點上的壓力振蕩信號。在10 kW工況下,計算初期壓力波動比較明顯,但隨著計算的進行壓力波動幅度急劇衰減。計算初期壓力波動來自于定常計算中的數值波動,而計算后期仍然繼續存在的小振幅壓力波動,則是正常穩定燃燒時由于湍流脈動所造成的燃燒室壓力脈動的起伏,不認為其發生了不穩定燃燒。在35 kW工況下,隨數值計算的進行,燃燒室中的壓力振幅逐漸增大并最終發展成了定型振蕩,說明在該工況下燃燒室中發生了不穩定燃燒現象。兩種工況下所發生的不同燃燒狀態將在下文中從瞬態流場結構和放熱之間的相互作用這一角度進行分析。

(a)10 kW (b)35 kW圖13 兩種工況下燃燒室內壓力振蕩曲線

2.4.3 流場結構與放熱的相互作用 圖14展示了35 kW工況下的瞬態流場與溫度場云圖。在駐線位置(圖中虛線)處,來自內回流區中的高溫燃氣與由噴嘴進入燃燒室中的低溫混合氣正面對沖,并為低溫混合氣提供高溫和化學基,從而促進了后者的點燃過程。駐點(圖中黑點)和駐線位置的改變與PVC引起的旋渦的運動密切相關。首先,在t=0～0.5 ms期間,旋渦向左拉伸火焰并引起火焰面的卷曲,會導致火焰面的增大并加強低溫未燃混合氣體與高溫燃氣的混合。該局部區域的放熱在旋渦增大火焰面和加強混合的雙重作用下得到增強,而在這一過程中駐線的位置也隨之轉移到了噴嘴出口左側。當t=0.75 ms時,燃燒室軸向截面在噴嘴出口的右側出現了一個新的旋渦,該旋渦與火焰和放熱的相互作用方式與t=0～0.5 ms時二者之間的相互作用方式相同。同時,駐線的位置隨著右側新旋渦的出現而轉移到右側。綜上分析,發現由PVC引起的旋渦會影響火焰面的卷曲,并通過周期性地改變駐點和駐線的位置,引起局部范圍內放熱位置和強度周期性地變化。

(a)0 ms (b)0.25 ms (c)0.5 ms

(d)0.75 ms (e)1 ms (f)1.25 ms圖14 5 kW工況下瞬態流場與溫度場云圖

對于M型火焰,在PVC與火焰放熱相互作用的周期性運動中,雖然駐線和駐點的位置也隨之周期性變化,但回流的高溫燃氣與來流的低溫混合氣的對沖主要發生在燃燒室軸向20 mm左右的高度處。這會導致回流速度在20 mm處遇到與之流向相反的低溫來流,從而回流速度達到最大值,對應于圖7b中燃燒室軸向中心線上的時均軸向速度在20 mm處達到最大值。駐線位置(高溫燃氣與低溫來流對沖位置)也決定了M型火焰在內回流區中的溫度場以20 mm的高度為高低溫分界,對應于圖9b中燃燒室軸向中心線上在高度20 mm左右處溫度的急劇攀升。由于在高溫燃氣與低溫來流發生對沖的駐線位置處發生了局部的化學反應放熱,因此圖10b中燃燒室軸向高度20 mm處是除了燃燒室中部以外的另一個放熱較強的位置。

圖15給出了兩種工況下三維時均放熱等值面,其中10 kW工況下的放熱功率為0.04 W,35 kW工況下的放熱功率為0.09 W。由圖可見:在V型火焰中,放熱區域位于射流的內外兩側的剪切層中,呈現出圓錐狀;在M型火焰中,放熱區域主要位于燃燒室軸向高度的中部位置,該位置對應于PVC的尾部區域。對圖14分析可知,PVC通過自身的周期性運動對火焰面的拉伸以及對駐點駐線的影響主要存在于燃燒室軸向高度約20 mm處。可見,燃燒室中總放熱波動是由PVC在噴嘴附近20 mm處的小范圍放熱而引起燃燒室中部大范圍劇烈放熱造成的。該過程為PVC在噴嘴附近引起火焰面拉伸及駐點駐線的位置發生了周期性變化,使未燃和已燃氣體混合并隨后在內剪切層中被引燃,從而發生反應放熱。部分反應區域周期性地被從駐點附近拖拽到內剪切層中,作為內剪切層中化學反應的點火源,該化學反應隨著PVC的運動在燃燒室中部位置,即在PVC耗散殆盡的位置最劇烈,從而導致燃燒室中總放熱量的周期變化。這些過程與周期性的渦運動直接相關,表明PVC在該不穩定燃燒的機制中起重要作用。圖16給出了燃燒中監測點上的壓力及總放熱量波動曲線。由圖可見,在燃燒室中壓力達到最大值時放熱也最劇烈,且二者的波動頻率一致。這說明在該情況下,燃燒室中發生了熱聲耦合現象且符合瑞利準則。因此,在M型火焰中,由PVC導致的燃燒室中總放熱量的波動與壓力波動的熱聲耦合是該情況下燃燒不穩定發生的一個確定的重要因素。

(a)10 kW (b)35 kW圖15 兩種工況下三維時均放熱等值面

3 結 論

本文通過大渦模擬對10、35 kW兩種工況下燃燒的冷熱態流場進行了數值模擬,主要結論如下:

(1)兩種熱功率下的冷態流場中均存在PVC流場結構,該結構產生的旋渦在燃燒室的軸向截面上呈“之”字型分布。

(2)兩種熱功率下發生了不同的燃燒狀態。10 kW工況下燃燒穩定進行且PVC結構消失,在內回流區中高溫燃氣與旋流器噴嘴相接觸,火焰呈現V型;35 kW工況下發生了不穩定燃燒現象且PVC結構依然存在,火焰抬舉于旋流器噴嘴上方,呈現M型。內回流區中PVC結構的存在與否是導致不同熱功率下發生不同燃燒狀態的原因。

(3)35 kW工況下發生的不穩定燃燒現象與PVC密切相關,PVC通過周期性地拉伸火焰面,導致旋流器噴嘴上方的駐點駐線發生周期性變化,使得燃燒室內發生了熱聲耦合現象。

(4)35 kW工況下燃燒室內總放熱量變化的原因是,由PVC引起的局部周期性放熱為點火源,在內剪切層中發生了化學反應,最終在燃燒室中游位置的PVC尾部發生了大范圍且更劇烈的放熱。