預混段出口角度對旋流預混燃燒特性影響

付忠廣，宋家勝

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預混段出口角度對旋流預混燃燒特性影響

付忠廣，宋家勝

（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）

采用數值模擬研究了預混段出口角度對某燃氣輪機燃燒室旋流預混燃燒特性的影響，分析了不同預混段出口角度下燃燒室內的流場、溫度場、CH4分布及NOx生成特性。結果表明：隨著預混段出口角度的增大，軸向速度減小，回流速度下降，預混段出口處回流區變寬，總回流區面積減小，角回流區逐漸消失，回流強度減弱；CH4逐漸向角回流區擴散，火焰長度有所延長，高溫區范圍擴大，出口處NOx摩爾分數逐漸升高，而CO摩爾分數變化則相反；在進口參數相同的情況下，最為合理的預混段出口角度為12°。

燃氣輪機；燃燒室；旋流預混燃燒；預混段出口角度；回流區；NOx排放

隨著天然氣資源的開發利用和液化天然氣資源的不斷引進，燃氣-蒸汽聯合循環技術在我國蓬勃發展[1]。由于該技術具有能量利用率高，污染物排放少，調峰性能好等優點，逐漸得到廣泛關注[2-3]。

在燃氣-蒸汽聯合循環電站中，實現熱量與功量轉換的核心部件是燃氣輪機[4]。衡量燃氣輪機燃燒室的指標有污染物排放水平、燃燒效率以及火焰筒壁面溫度水平和梯度等[5]。當前主流燃燒室按預混方式組織燃燒以降低燃燒溫度，減少污染物排放[6]。

燃燒室結構對其內部流場、溫度場以及污染物排放水平影響顯著，合理布置燃燒室結構對提升燃氣輪機整體性能有重要意義。田曉晶等[7]運用數值模擬研究了預混段結構對氫燃料旋流預混燃燒誘導渦破碎回火的影響，發現回火極限與預混段長度、預混段水力直徑之間存在函數關系，由于增大上述結構參數會延長混合物在預混段的停留時間，從而相對更容易發生回火，因而在保證合適的預混程度和壓力損失的情況下，縮短預混段長度以及減小預混段水力直徑可以減少回火的發生次數。黃行良等[8]數值研究了預混段結構對燃燒及污染物排放的影響，發現提高旋流器的旋流強度可以強化湍流擾動，縮小燃料噴孔孔徑可以提高射流動量，上述措施均可改善預混均勻性和降低燃燒室峰值溫度，從而降低NO排放水平。邵衛衛等[9]通過建立化學反應網格模型研究了預混不均勻度與NO排放摩爾分數的關系，發現當預混不均勻度大于5%，絕熱燃燒溫度高于1 800 K時，NO排放摩爾分數隨著預混不均勻度的增大急劇升高；同時還對預混燃燒器典型結構進行了不同當量比下的實驗研究，結果表明燃料空氣摻混愈均勻，OH、OH*分布也愈均勻，火焰脈動也越小。綜上所述，針對燃燒室預混段結構的研究主要集中在預混段長度及噴射孔，而對預混段出口角度相關研究（圖1）涉及較少。

本文擬對某燃氣輪機燃燒室不同預混段出口角度下的旋流預混燃燒特性進行數值模擬，分析燃燒室內的流場、溫度場、CH4分布及NO的生成特性，為燃燒室預混段設計提供參考。

1 研究對象

本文研究的燃燒室物理模型根據文獻[10]簡化得到，模型燃燒室的結構尺寸如圖2所示。采用徑向旋流器，燃燒室長275 mm，直徑165 mm；預混段長46 mm，直徑86 mm；排氣段長188 mm，出口直徑為50 mm。燃燒室采用雙層外殼，其間為壓氣機中間某級引入的冷卻空氣，在燃燒室工作時冷卻其壁面，使壁面溫度維持在允許范圍內[11]。燃料和預熱空氣經過徑向旋流器后，以一定的旋流角度進入燃燒室預混段，在燃燒主體區域劇烈燃燒，隨后高溫高壓燃燒產物經過燃燒室尾部排出，推動透平做功。

2 數學模型及計算方法

2.1 網格劃分

采用Fluent的前處理軟件Gambit進行建模以及網格劃分。良好的網格質量將提高計算效率，模擬結果也更精確、合理[12]。由于模型燃燒室包含徑向旋流器及燃燒室主體部分，將模型燃燒室進行分塊劃分網格。為了有效捕捉燃燒室頭部復雜的流場特性，對其網格進行加密。燃燒室尾部流場參數變化小，限于實際條件，同時為了節省計算資源，該處網格劃分略疏。模型燃燒室采用六面體結構化網格，最終確定網格數約為100萬。圖3為模型燃燒室及徑向旋流器網格劃分示意。

2.2 邊界條件

燃燒室入口設置為質量入口邊界，出口為壓力出口邊界。由于燃燒過程中存在不可避免的摩擦、摻混等不可逆流動產生的損失[13]，燃燒室壓損率取值1%。模擬過程中，保持燃燒室進氣溫度680 K、進口壓力0.3 MPa等進氣參數不變。為了研究預混段出口角度對燃燒室燃燒特性的影響，分別建立預混段出口角度為0°、12°及18°的3種燃燒室模型，對應工況1、工況2、工況3 3種模擬計算工況。其中，工況1為基準工況，對比分析實驗值與計算值。3種工況下，參數設置為當量比0.602，甲烷質量流量6.2 g/s。

2.3 數學模型

采用雷諾時均求解平均流場及平均作用力，選擇Realizable模型求解湍流流動[14]。燃燒過程中存在輻射的影響，選用P-1輻射模型。燃燒模型采用有限速率/渦耗散模型。

甲烷燃燒過程復雜，包含眾多的中間產物及基元反應[15]。限于實際條件，采用簡化的甲烷-空氣兩步化學反應機理[16]，反應方程式如下：

CH4+1.5O2=CO+2H2O (1)

CO+0.5O2=CO2(2)

上述兩步反應的反應速率表達式分別如下：

式中，為化學反應速率，為指前因子，為溫度指數，為活化能，為摩爾濃度，為反應指數，為氣體常數，為溫度。

3 結果與分析

3.1 模型驗證

根據建立的燃燒室模型，設置與文獻[10]實驗參數相同的基準工況進行驗證，以確保模型有效以及模擬結果可靠。圖4為距預混段出口25 mm處軸向速度實驗值與計算值對比。

由圖4可以看出：氣體的軸向速度沿徑向分布呈“M”型；中軸線附近軸向速度為負值，存在回流區，實驗測得回流區寬約46 mm，而模擬結果約為48 mm；中軸線與壁面的中間位置為主流區，大部分氣體由此區域通過燃燒室，軸向速度較大，實驗測得軸向速度峰值約為40 m/s，出現在距中軸線約40 mm位置，而模擬結果約為43 m/s，位于距中軸線約41 mm處；對比計算值與實驗值的回流區、主流區的分布及相應位置，兩者吻合較好。

圖5為距預混段出口25 mm處溫度的計算值與實驗值對比。由圖5可知：中軸線附近溫度較高，溫度峰值約為1 750 K；高溫區范圍最大延伸到距中軸線25 mm的徑向位置處，分布范圍與圖4中內回流區寬度一致。進一步分析圖5可以發現，實驗值與模擬值對應的高溫、低溫及其相應位置都處于允許誤差范圍內，證明了燃燒室模型有效，模擬結果可靠，可以進行下一步的研究。

3.2 預混段出口角度對軸向速度分布的影響

圖6為縱截面不同工況下軸向速度分布云圖。從圖6可以看出：隨著預混段出口角度的增大，回流速度逐漸減小，預混段出口處中心回流區變寬；回流區最大寬度位置逐漸向上游移動；預混段出口角度增大時，其橫截面積也擴大，而進口氣體參數保持不變，因而軸向速度降低；同時，增大預混段出口角度使氣體徑向速度分量增加，軸向速度分量進一步減小；對比3種工況下軸向速度分布云圖，角回流區的面積也逐漸減小，回流強度減弱。

為了使不同預混段出口角度下模擬結果對比更加明顯，選取工況1和工況3定量分析流場中軸向速度分布情況，對距燃燒室入口軸向距離為0、40、80、120 mm 4個典型位置進行分析。

圖7為不同軸向位置處軸向速度的徑向分布。從圖7可以看出：在預混段出口處，工況1中軸向速度峰值高于工況3，且位置相對集中；在軸向位置40 mm處，軸向速度分布呈“M”型。分析認為，甲烷空氣混合物從預混段運動到燃燒室內部，橫截面突擴，混合物沿徑向擴張，使得中心軸線附近壓強較低，產生抽吸作用，從而形成中心回流區。由于回流區速度與主流速度方向相反，中心軸線附近軸向速度的徑向分布為負值。氣體沿徑向延伸，依次出現主流運動區域及角回流區，使得該處軸向速度的徑向分布呈“M”型。回流的高溫燃燒產物不斷引燃進入燃燒室內部的甲烷空氣混合物，使得燃燒穩定進行；同時也延長了其在燃燒室內部的停留時間，反應進行得更加充分[1]。

從圖7還可以看出：與預混段出口處相比，軸向速度與回流速度峰值下降，回流區沿徑向擴張；在靠近壁面處，軸向速度有所下降；工況1中軸向速度降低到負值，該位置處于角回流區內；而工 況3中約為5 m/s，該處位于中心流區，與軸向速度分布云圖結論相符；在軸向位置80 mm和120 mm處，2種工況下軸向速度分布趨勢相近；隨著軸向距離的增加，相同徑向位置處的軸向速度有所降低，軸向速度峰谷差值也減小，說明在燃燒室內部，隨著氣體的運動，軸向速度分布趨于均勻。

3.3 預混段出口角度對CH4分布的影響

圖8為縱截面不同工況下流線與CH4摩爾分數分布疊加圖。從圖8可以看到：工況3中火焰明顯長于另2種工況，燃燒反應及熱釋放位置集中在CH4摩爾分數梯度大的區域[15]；工況1和工況2中，燃燒反應發生在內外剪切層，而工況3中主要發生在內剪切層；工況3中角回流區位置CH4摩爾分數幾乎與混合氣體CH4摩爾分數相同，由于預混段出口角度增大，徑向速度分量增加，混合氣體到達壁面處提前，角回流區面積減小，其內CH4摩爾分數升高；不同工況下火焰與中心回流區的相對位置發生了變化，隨著預混段出口角度的增大，火焰逐漸延長，回流區內漩渦中心逐漸向上游移動，火焰與中心回流區相對位置的變化將嚴重影響燃燒室內的溫度分布。

圖8 縱截面不同工況下流線與CH4摩爾分數分布疊加圖

Fig.8 Overlay of streamline diagram and CH4concentration distribution under different conditions in longitudinal section

3.4 預混段出口角度對溫度分布的影響

圖9為縱截面不同工況下溫度分布云圖。從 圖9可以看出，隨著預混段出口角度的增大，預混段內中心回流區的溫度逐漸升高，燃燒室內高溫區范圍擴大，從中心軸線附近逐漸擴展至燃燒室壁面附近。分析認為，預混段出口角度的增大使得軸向速度分量減小，燃燒產物在燃燒室內部停留時間延長，反應更加充分，燃燒釋放的熱量沒有及時帶出燃燒室，使得高溫區范圍顯著擴大。

圖9 縱截面不同工況下的溫度分布

Fig. 9 Temperature distribution in longitudinal section under different working conditions

圖10為縱截面不同軸向位置處溫度的徑向分布。從圖10可以看出：在預混段出口處，溫度快速變化的位置與內剪切層的位置相對應；在軸向位置40 mm處，2種工況溫度峰值升高，工況1高溫區徑向跨度小于工況3；主流區內氣體溫度低，軸向速度快，對比該位置軸向速度分布可以發現，軸向速度峰值位置對應溫度谷值附近；工況1中靠近壁面處溫度上升至1 200 K，工況3溫度約為900 K。對比圖7和圖8可以發現，工況1中該位置處于角回流區且CH4摩爾分數梯度大，化學反應速率快，而工況3中沒有發生回流，CH4摩爾分數梯度小，化學反應速率緩慢，熱釋放少，因而出現溫度分布差異。在軸向位置80 mm和120 mm處，2種工況高溫區徑向跨度逐漸擴大，溫度分布愈加均勻。工況3中溫度峰值及高溫區范圍明顯大于工況1，與溫度云圖表現的規律一致。

圖11為縱截面不同工況下流線與溫度疊加圖。從圖11可以看出：工況1中高溫區全部位于中心回流區內，工況2中只有上游一部分高溫區與中心回流區重疊，工況3中大部分高溫區位于中心回流區之外；工況1中，燃燒釋放的熱量一部分由主流帶向下游，還有一部分進入回流區。由于工況1回流強度高，回流氣體速率快，攜帶大量熱量的氣體位于回流區內層，可以及時帶走熱量。因此，僅在漩渦中心附近出現小范圍高溫區，大部分區域溫度相對較低。

分析工況3流線溫度云圖可以發現，在中心回流區附近存在著大量的熱量釋放。回流區外層高溫氣體運動至中心回流區頂端中軸線附近，其速度由正向減小到0，隨后反向，往上游流動，回流區頂部會形成速度停滯區域。由于不能及時帶走熱量，從而集聚產生宏觀高溫區，其分布范圍明顯擴大。工況2介于工況1和工況3之間，僅有少部分熱量帶至中軸線附近形成小范圍高溫區。

3.5 不同預混段出口角度下的污染物生成特性

圖12為縱截面不同工況下NO生成速率。對比CH4摩爾分數分布可以發現：3種工況下NO生成區域主要位于火焰前沿；工況3中NO主要生成區域距燃燒室入口更遠，與其火焰位置變化一致；隨著預混段出口角度的增大，NO的最大生成速率升高，與3種工況下燃燒室內高溫區分布范圍呈擴大趨勢一致，驗證了溫度對NO生成速率的重要影響。根據NO生成速率圖可以推斷3種工況燃燒室出口處NO摩爾分數將會逐漸上升。

圖13為3種工況下燃燒室出口處NO與CO摩爾分數變化趨勢。從圖13可以看出，隨著預混段出口角度的增大，NO排放摩爾分數逐漸上升，CO排放摩爾分數減小。由于高溫區范圍的擴大，CH4燃燒更加充分，CO排放摩爾分數減小，而回流范圍的擴大使得高溫氣體在燃燒室內停留時間延長，因此NO排放摩爾分數升高。合理的預混段出口角度應在保證燃燒室出口的NO摩爾分數不超過排放標準基礎上盡量提高燃燒效率，所以最為合理的預混段出口角度出現在工況2，其值為12°。

4 結 論

1）預混段出口角度的增大，使得軸向速度減小，回流速度下降，預混段出口處回流區變寬，角回流區逐漸消失，回流區總面積變小，回流強度減弱，氣體停留時間有所延長。

2）隨著預混段出口角度的增大，CH4向角回流區擴散，火焰延長，高溫區范圍擴大，對應的NO生成速率逐漸增大；燃燒室出口處NO摩爾分數逐漸升高，CO摩爾分數逐漸降低。

3）合理的預混段出口角度應在保證燃燒室出口NO摩爾分數不超過排放標準基礎上盡量提高燃燒效率，所以在進口參數相同的情況下，最為合理的預混段出口角度為12°。

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Numerical simulation of influence of premixed section exit angle on swirl premixed combustion characteristics

FU Zhongguang, SONG Jiasheng

(Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, Ministry of Education, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

Numerical simulation was conducted to investigate the effect of the premixed section exit angle on swirling premixed combustion characteristics of a gas turbine combustor, and the flow field, temperature field, CH4 distribution and NOx generation characteristics in the combustion chamber at different exit angles of the premixed section were analyzed. The results show that, as the angle of exit of the premixed section increases, the axial velocity decreases, the reflux velocity reduces, the recirculation zone at the exit of the premixed zone broadens, the area of the total recirculation zone decreases, the angular recirculation zone disappears gradually, and the reflow intensity weakens. CH4 gradually diffused into the corner recirculation zone, the length of the flame extended, the range of the high-temperature zone expanded, and the NOx mole fraction at the outlet gradually increased, while the CO mole fraction changed the opposite. In the case with the same inlet parameters, the most reasonable premixed section exit angle is 12°.

gas turbine, combustion chamber, swirl premixed combustion, premixed section exit angle, recirculation area, NOx emission

The General Program of National Natural Science Foundation of Beijing (3162030)

付忠廣(1963—)，男，博士，教授，主要研究方向為電站機組運行優化、潔凈煤發電等技術，fzg@ncepu.edu.cn。

TK16

A

10.19666/j.rlfd.201804091

付忠廣, 宋家勝. 預混段出口角度對旋流預混燃燒特性影響[J]. 熱力發電, 2019, 48(2): 31-38. FU Zhongguang, SONG Jiasheng. Numerical simulation of influence of premixed section exit angle on swirl premixed combustion characteristics[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(2): 31-38.

2018-04-19

北京市自然科學基金面上項目(3162030)

宋家勝(1994—)，男，碩士，dianqingxin2016@163.com。

（責任編輯 馬昕紅）