某重型燃氣輪機DLN燃燒室數值模擬熱態分析

丁勇能 ,田 勇, 王 波,4, 鄭迎九, 邵衛衛,4

(1. 杭州華電半山發電有限公司，杭州 310015；2. 中國科學院工程熱物理研究所 先進能源動力重點實驗室，北京 100190；3. 江蘇中國科學院能源動力研究中心，江蘇 連云港 222069；4. 中國科學院大學，北京 100049)

燃燒室作為重型燃氣輪機的關鍵熱端部件[1]，工作在高溫高壓的極端環境中，開展試驗研究難度大、成本高，因此數值模擬成為分析燃燒室性能的重要手段[2-11]。然而，燃燒室幾何高度復雜，其中火焰筒部分通常包含數以百計的氣膜孔以及肋化壁面，噴嘴部分包含高度復雜的多環腔通道、旋流器以及蜂窩狀整流罩，因此研究通常是開展單元噴嘴或者單獨火焰筒模擬，既無法精確給定流量分配，也無法考慮各單元之間的相互影響。本文采用無損檢測的3D掃描結合工業CT的方法獲得完整幾何結構參數，通過燃氣輪機整體參數分析獲得燃燒室邊界條件，在天津國家超算中心上實現了對某重型燃氣輪機DLN燃燒室單筒全尺寸模型的大規模數值模擬。

1 幾何模型

基于外形三坐標掃描和內型工業CT掃描的結果，獲得了較為完整的燃燒室幾何數據，以此為基礎進行了可用于單筒全尺寸燃燒室CFD模擬的三維實體模型重建。過渡段僅模擬襯套部分，將圓變扇形狀簡化成了圓柱，保留冷卻孔的大小與布置基本一致，以便更真實地反映空氣流量在過渡段與燃燒室之間的分配情況。如圖1所示。

圖1 單筒燃燒室模型

2 網格劃分

在ANSYS ICEM CFD 19.0中生成整個燃燒室的計算網格。計算域設置如圖2。

網格(如圖3)，計算域主體采用四面體網格，固壁表面流體邊界層區采用五面體棱柱網格。網格總數1.7億左右。

圖2 計算域的設置

圖3 整體網格布置

3 數值方法

3.1 邊界條件設置

通過分析此重型燃氣輪機整體循環參數，獲得滿負荷運行時的燃燒室模擬的工況，相關邊界條件設置如表1所示。

表1 燃燒室熱態模擬邊界條件設置

3.2 模擬方法

采用ANSYS FLUENT 19.0作為求解器，基于三維穩態可壓縮粘性N-S方程。湍流模型采用基于可縮放壁面函數(scalable wall function)的k-ε湍流模型。

壓力速度耦合采用SIMPLE算法，動量方程、湍流方程、組分輸運方程及能量方程均采用二階迎風格式離散，保證算法穩定性的同時滿足一定的計算精度。迭代收斂準則設為殘差10-6，同時監控出口濃度、速度、湍動能、溫度及全局峰值溫度等參數的收斂。

4 模擬結果

4.1 基本流場

此單筒燃燒室沿周向布置5個噴嘴。為了后處理流場更直觀，選取穿過相鄰兩個噴嘴中心的半個子午面(如圖4)投影合并，形成下文中心剖面圖。圖5為中心剖面的軸向速度分布?？諝膺M入壓氣機排氣機匣后，一部分通過過渡段襯套上的冷卻孔進入過渡段導流襯套，進而往上游進入火焰筒襯套；一部分通過火焰筒襯套上的三排沖擊冷卻孔進入火焰筒導流襯套，然后與來自過渡段襯套的空氣匯合，進入噴嘴機匣區，途中會有部分空氣通過火焰筒壁上的兩排氣膜冷卻孔直接進入火焰筒區。進入噴嘴機匣區的空氣，一部分通過噴嘴頭罩上的大孔進入噴嘴頭罩區，然后通過近火焰筒的布封板上的數百個冷卻孔排出，保護側板；一部分在上游端蓋處回流后通過噴嘴上的蜂窩孔進入噴嘴，在噴嘴內部的旋流葉片外與燃料實現摻混。由圖可見，噴嘴出口下游形成了有利于燃燒穩定的低速回流區。

圖4 剖面位置示意圖

圖5 中心剖面流場

通過流場計算得到燃燒室空氣分配如表2，面積合計0.084 482 m2，流量合計28.330 kg/s。

表2 空氣分配

圖6給出了噴嘴出口附近流場及溫度分布特征。中心通道的purge空氣從purge噴孔噴出，起到保護噴嘴端面避免高溫燒蝕的作用。purge通道的外側兩通道分別是擴散燃料與擴散空氣通道，在出口附近部分摻混，起到低負荷值班穩焰作用。最外側的通道是預混環腔。預混空氣與預混燃料在其中充分預混后排出，在噴嘴出口形成預混形式的主火焰。

圖6 噴嘴出口附近流場

此外，可通過下式計算得到燃燒室的總壓恢復系數為0.932 7。

4.2 溫度場

從中心截面溫度場分布(圖7)看出，全場峰值溫度約1 800 K，集中在噴嘴出口預混火焰中心。但是預混通道吹來的大量冷空氣除了近中心側的空氣參與燃燒外，其余都包裹著火焰，起到了很好的保護噴嘴壁面與燃燒室壁面的作用。同時，與傳統的燃燒室中心布置一個擴散噴嘴不同，此燃燒室中心沒有布置噴嘴，因而溫度最低，并且這種不均勻性一直延伸到燃燒室出口(圖8)。經統計，燃燒室出口平均溫度為1 613 K，低于該工況下燃燒室出口溫度的預期值(1 670 K左右)，初步分析原因是火焰筒中心軸附近卷吸了大量燃料卻未能參與燃燒(圖9)。

圖7 中心剖面溫度分布

圖8 燃燒室出口溫度分布

圖9 中心剖面CH4濃度分布

4.3 組分場

圖10表示中心剖面NO濃度分布。計算僅開啟熱力型NOx模型，從圖中也可見，NO的主要生成位置是火焰中溫度最高的區域。將NO的濃度轉換為統一的參考氧濃度，即氧氣摩爾分數為15%下的數值，折算方法如下式所示：

計算得到本工況下燃燒室出口NOx排放值約為0.2×10-6，比預期值(10×10-6～15×10-6)低。

圖10 中心剖面NO濃度分布

圖11表示中心剖面CO濃度分布。與圖7對應的火焰邊緣低溫區有大量的CO產生。經過統計計算可得到本工況下燃燒室出口CO排放值為1.320×10-3，遠高于本工況下的預期值。

圖11 中心剖面CO濃度分布

產生上述原因的結果可能是本文采用的測繪方法未能準確獲得旋流葉片的結構(尤其是出口角度)，從而對預混旋流強度的模擬值(約0.72)偏低，使得周圍5個噴嘴的火焰擴張角度與直徑偏小，因而未能交匯，造成燃燒室中心聚集的燃料難以燃燒，進一步造成整體燃燒溫度偏低。上述研究結果也說明該燃燒室設計可能在噴嘴布置上存在一定的缺陷，其燃燒室中心區域可能出現溫度偏低、燃燒不完全的問題。該型號燃氣輪機在升級版本燃燒室中對噴嘴布置進行了改進，增加了1個中心噴嘴，從本文的分析看，中心噴嘴對本燃燒室提高燃燒效率和穩定性具有重要作用。

5 結語

本文通過內型CT掃描結合外形3D掃描的方法獲得了某重型燃氣輪機燃燒室的詳細幾何結構，并結合燃機整體工況參數，開展了單筒全尺寸燃燒室的熱態數值模擬。模擬結果顯示該燃燒室的噴嘴布置方式存在中心區域不能完全燃燒的風險，一定程度上解釋了該型號燃氣輪機在升級版本燃燒室中增加1個中心噴嘴的原因。本文的研究方法和結果可以為重型燃氣輪機DLN燃燒室的分析與設計提供參考。