重型燃氣輪機氮氧化物排放研究

李亞娟，王明瑞，金 戈，韓 冰，王成冬，朱 威

（中國航發沈陽發動機研究所，沈陽110015）

0 引言

隨著中國對環保的日趨重視，低氮氧化物排放成為燃氣輪機燃燒室工作中的重要指標之一。燃燒過程中生成氮氧化物的途徑較多，其生成速率通常表示為燃氣溫度和組分摩爾分數的函數，而組分摩爾分數中又包括了壓力和溫度的因素，其表達方式顯得很不直觀[1-3]，因此把氮氧化物的生成速率表示為燃氣溫度、燃氣壓力和組分摩爾分數3 個獨立變量的函數可以更好地確定氮氧化物的影響因素。

為準確預測燃燒室內氮氧化物的生成量，Craic等[4-6]采用合理的方法確定了燃燒室內各處的組分摩爾分數、燃氣溫度和壓力，基于不同的氮氧化物的生成機理，分別計算氮氧化物的生成量并求和，從而計算出整個燃燒室的氮氧化物生成量；Ronald 等[7-9]根據燃燒室工作方式對氮氧化物生成的影響，將燃燒模式分為擴散和預混2 種，其主要差別是燃燒區域的溫度分布不同，其中預混燃燒方式通過減少燃燒室內的高溫燃燒區域實現減少氮氧化物排放的目的；劉富強等[10-12]的研究表明燃燒室內各處的壓力比較接近，基本可以認為是均勻的，這種假設對氮氧化物的預測值影響很小。

本文對某重型燃氣輪機燃燒室進行了冷態燃料/空氣預混均勻度測試，基于已有的氮氧化物生成模型[13-15]計算出燃燒室各區的氮氧化物排放，并按各區燃氣流量加權平均計算出燃燒室總氮氧化物排放。

1 氮氧化物生成的影響因素分析

氮氧化物生成的影響因素主要包括燃燒室的工況、燃料性質和燃燒組織方式等。在相同工況下，不同燃燒組織方式燃燒室的氮氧化物排放也有很大不同。從生成機理上分析，氮氧化物生成的影響因素可歸納為以下幾種：燃燒火焰鋒面溫度、燃燒室壓力、燃料性質、氧原子體積分數和氮氣體積分數以及未參與燃燒的稀釋空氣比例[16-18]，下面結合4 種氮氧化物生成機理進行分析。

在燃料不含氮的情況下，空氣中的氮通過以下4種途徑生成氮氧化物：（1）利用熱力型機理，在貧燃料高溫燃燒條件下生成；（2）利用費尼莫（Fenimore）或快速型機理，在高當量比高溫燃燒過程中生成；（3）利用N2O 中間體機理，在低當量比和低溫條件下生成；（4）利用NNH中間體機理，在富含H燃料下生成。對大多數燃燒室N2O和NNH，采用中間體機理不是氮氧化物生成的重要途徑，而采用費尼莫機理對以貧燃料預混工作燃燒室的氮氧化物生成也很少，目前絕大多數燃氣輪機燃燒室采用貧油燃燒模式，主要通過減少熱力型氮氧化物來降低氮氧化物排放。熱力型和費尼莫氮氧化物生成機理在火焰中生成的條件和主要區域如圖1所示。

圖1 氮氧化物生成條件和區域

熱力型、氧化亞氮中間體、NNH 中間體型氮氧化物的生成區域主要位于右火焰鋒面附近，因其生成速率與溫度成指數關系，除有充足的氧氣和氮氣外，燃氣溫度是最關鍵的因素。費尼莫型氮氧化物的生成過程為：在左火焰鋒面附近，燃料受熱分解產生C 和CH，與通過火焰鋒面擴散而來的N2生成HCN 和CN，在向右繼續流動到達右火焰鋒面的過程中，與O、H、OH 經過一系列反應生成NO。燃燒室頭部當量比越大，燃料裂解產生的C和CH越多，費尼莫型氮氧化物生成就越多，同時燃燒室還存在較嚴重的冒煙問題。

1.1 熱力型NO生成機理

澤利多維奇（Zeldvoich）[19]給出的熱力型NO 生成機理為

澤利多維奇模型假定氧原子處于平衡態，與此不同的還有完全化學動力學模型，即氧原子處于超平衡態，由于在氧原子達到平衡態前的體積分數高于澤利多維奇模型的氧原子平衡態假設，使得其計算的氮氧化物生成量大大增加。如能試驗測量火焰鋒面附近氧原子的體積分數，對確定2 個模型中哪個更為準確意義更大。由于化學反應動力學模型比較復雜，澤利多維奇模型相對簡單易用，推導出以體積分數表示的澤利多維奇模型氮氧化物生成的機理，更能直觀地反映燃燒參數對氮氧化物生成的影響

式中：P為燃燒室壓力；P0為標準大氣壓；T為溫度，K；t為時間，s。

從式中得出NO 的體積分數生成率與相對壓力和O2的體積分數的平方根成正比，與N2體積分數也成正比，與溫度成指數關系。

1.2 快速型NO生成機理

費尼莫型氮氧化物機理[19]的反應方程為

由于燃料種類不同，產生CH 的途徑很多，只給出了基于CH 體積分數形式的費尼莫型氮氧化物體積分數的計算公式。在當量比小于1.2 時，基于CH路徑是快速型氮氧化物生成的主要途徑[9]；在當量比大于1.2時，基于燃料裂解C的鏈式反應生成的NO開始快速增加

從式（11）中可見，費尼莫機理氮氧化物體積分數的生成速率與相對壓力、N2和CH 的體積分數成正比，與溫度成指數關系。目前可以使用平面激光誘導熒光（Planar Laser Induced Fluorescence，PLIF）來測量火焰區域的CH 體積分數，從而計算出費尼莫型氮氧化物的體積分數生成速率。

1.3 N2O中間體生成機理

N2O中間體氮氧化物機理[19]的反應方程為

從式（16）中可見，N2O 中間體氮氧化物體積分數的生成速率與相對壓力、N2和O2的體積分數成正比，與溫度成指數關系。

1.4 NNH中間體生成機理

NNH中間體氮氧化物機理[19]的反應方程為

從式（19）中可見，NNH 中間體氮氧化物體積分數的生成速率與相對壓力的1.5 次方、N2、O2和H 的體積分數成正比，與溫度成指數關系。

不同機理的氮氧化物生成速率與不同組分體積分數有密切關系，但對于不同混合方式、不同工作參數的預混燃燒方式，式中的體積分數是不同的。對于擴散燃燒方式不能認為火焰鋒面只包含燃料和空氣，并且當量比為1，由于燃料、空氣和燃氣流動方式的不同，產生氮氧化物的高溫區域中的氣體組分的體積分數和溫度也不相同，從而產生不同的生成速率。

熱力型、N2O和NNH中間體型氮氧化物的生成主要產生于右火焰鋒面附近，氧氣和氮氣的特征值采用空氣的體積分數表示，特征溫度宜采用右火焰鋒面溫度即絕熱火焰溫度；費尼莫型氮氧化物產生于火焰鋒面內中間偏左的區域，在此區域存在少量的CH，其溫度也低于絕熱火焰溫度，計算中采用火焰鋒面內的平均溫度作為費尼莫氮氧化物生成的特征溫度。常壓下貧燃料燃燒的4 種機理生成的氮氧化物體積分數生成速率與溫度的變化如圖2所示。

圖2 4種機理氮氧化物生成速率與溫度的變化

從圖中可見，4 種氮氧化物的生成量都是隨溫度的升高而增加。費尼莫型氮氧化物受溫度影響最小，熱力型氮氧化物受溫度影響最大。費尼莫型氮氧化物生成量受主燃區當量比的影響很大，當主燃區當量比在0.7以下時，費尼莫型氮氧化物生成量很小；當主燃區當量比在0.7～1.2 時，費尼莫型氮氧化物生成量隨著主燃區當量比增大而增加，其生成速率曲線向上移動；而后費尼莫型氮氧化物生成量隨著主燃區當量比的增大而減少，其生成速率曲線向下移動。NNH中間體型氮氧化物生成速率較小，不是生成氮氧化物的主要途徑。試驗數據表明，燃燒室氮氧化物的體積分數與燃燒室壓力的0.5～1.0 次方成正比，這也與式（4）、（11）、（16）和（19）中壓力的指數相符，壓力的冪次隨溫度升高而減小是熱力型氮氧化物占比增加的結果。

在頭部貧燃料擴散燃燒火焰鋒面內的當量比為1 時，火焰溫度很高，在火焰鋒面右側附近區域有利于氮氧化物生成，空氣可作為當量比等于1 的燃氣的稀釋劑。在頭部富燃料燃燒時，化學反應不完全，燃氣溫度較低，氧氣基本耗盡，氮氧化物的生成大大減少，由于燃氣中含有大量的不完全燃燒產物如一氧化碳和氫氣，需要二次補充空氣進行燃燒，因難于到貧燃料預混燃燒方式，在此過程中生成較多的氮氧化物，如未完全燃燒的燃氣先經過渦輪對外作功把燃氣溫度降到很低，再補充空氣和少量燃料，與低溫未完全燃燒的燃氣以預混模式共同燃燒可能是控制氮氧化物生成的有效方式。富燃料燃燒的穩定性很好，但對火焰筒產生輻射熱量大，冷卻困難，同時煙量增加。相對于擴散燃燒方式，貧燃料預混燃燒方式通過減小燃燒區當量比從而降低燃燒溫度來達到降低氮氧化物排放的目的。為降低氮氧化物排放而采用貧燃料預混方式時，燃燒區的平均當量比一般控制在0.65以下，因為預混必然存在不均勻，而在當量比為0.8～0.9 時氮氧化物生成速率很高，因此預混燃燒只能在比較小的范圍內才能達到降低氮氧化物排放的目的。此外預混燃燒的強度較弱，易發生回火及自燃。

2 低污染燃燒室試驗

2.1 燃燒室結構

某重型燃氣輪機燃燒室由20 個火焰筒組成，本文針對其中1 個火焰筒進行分析。燃燒室采用分級、預混與擴散燃燒相結合的組織方式，將燃燒區分為環形燃燒區、中心預混燃燒區和中心擴散燃燒區3 部分。燃燒室火焰筒結構如圖3 所示。從圖中可見，在環形燃燒區從沿周向均勻布置的5 個噴嘴供入燃料，用于起動點火和低負荷運行，為擴散燃燒模式，在較高負荷狀態下可切換為預混模式；在中心區有1 個噴嘴用于燃料供入，還有由前后2 部分組成的中心噴桿。一部分燃料與部分空氣預混后從內旋流器流出，為中心預混區；另一部分燃料通過噴桿前方的小孔噴出形成擴散燃燒區，其余空氣從中間旋流器流出作為二次空氣參與燃燒，因此在中心區形成了預混-擴散相組合的燃燒方式。

圖3 燃燒室火焰筒結構

2.2 冷態模擬試驗

燃燒室中心區為預混-擴散組合燃燒模式，燃料通過噴桿中部伸出的4 個立柱上的小孔噴出燃料與空氣預混，為了考察中心預混區燃料與空氣摻混的均勻程度，對中心預混區進行摻混效果的冷態模擬試驗，其試驗件如圖4 所示。從圖中可見，試驗件內外2個旋流器旋向相同，內、外旋流器的旋流數分別為0.79 和1.06。試驗時將中心燃料出口堵住，采用CO2來代替燃料，分別在出口法蘭、距離出口法蘭21、45 mm的3個截面（E、F、G）用紅外氣體分析儀測量CO2的體積分數分布。

圖4 冷態摻混試驗件

摻混試驗狀態參數見表1。試驗件出口為常壓，按式（20）計算各截面處燃料分布不均勻度，各截面的平均體積分數及不均勻度見表2。

表1 摻混試驗狀態參數 L/s

表2 各截面CO2體積分數 %

式中：xi為平面上各點 CO2的體積分數；xˉS為平面各點體積分數的面積加權平均值。

從表 2 中可見，在G截面 4、5、6 狀態的 CO2體積分數平均值和最大值都分別大于1、2、3 狀態的，其原因主要是在G截面上內旋流器空氣與CO2進行摻混，在4、5、6狀態的內旋流器的空氣量分別小于1、2、3狀態的；而在F截面外旋流器開始對摻混起作用，二者的平均和最大體積分數開始接近；至E截面4、5、6 狀態時，CO2平均和最大體積分數已經分別小于1、2、3狀態的，4、5、6 狀態的總空氣量分別比 1、2、3 狀態的均多18.4%，而E截面的不均勻度分別降低了32%、57%和16%，說明增加摻混空氣量和改善摻混方式有利于降低不均勻度。

在2、5 狀態下F、E截面各環的體積分數平均值如圖5 所示。從圖中可見，在F截面上狀態5 的周向平均值已優于狀態2 的，而在E截面這種趨勢更加明顯，說明外旋流器對改善摻混效果起重要作用。其原因是燃料和空氣的運行方式不同，內、外旋流器在同旋向時增加中心區的回流量，增強了摻混效果，內、外旋流器因旋流數不同而產生的切向和軸向的速度差同樣增強了摻混作用。

圖5 在2、5狀態下截面各環的體積分數

模擬燃料氣的CO2與真實燃料氣CH4的分子量不同，在保證體積流量相同的情況下，射流動量不同，此外冷態試驗氣體的溫度也與燃燒室實際狀態不同，也會導致射流動量的不同，這些問題需通過優化試驗模擬方法和進行理論分析予以解決。冷態模擬試驗提供了一種評判燃燒預混均勻度的方法，針對評價結構設計對預混均勻度的影響、了解體積分數場的分布特點，從而通過冷態試驗去評價燃燒室污染物排放具有重要作用。

2.3 熱態試驗

2.3.1 燃燒室油氣分配比例

為實現貧燃料燃燒，降低污染物排放，設定燃燒室頭部預混空氣比例為65.5%，燃燒區平均火焰溫度為1812.8 K。在不同功率下燃燒室中心區和環形區的當量比如圖6所示。

圖6 燃燒室工作狀態與當量比

燃燒室的工作過程如圖7 所示。從圖中可見，點燃環形區，為擴散燃燒模式，當達0.3 工況時進行第1次狀態切換，對中心區供入天然氣，并由環形區高溫燃氣引燃，逐漸減少環形區燃料量，增加中心區燃料量，燃料總量與切換前相等；同時增加環形區和中心區的天然氣供應量，達到0.8 工況時開始第2 次切換，切換時降低環形區燃料量至0 的同時增加中心區燃料量，環形區熄火后，重新增加環形區燃料量，減少中心區燃料量，將環形區轉為燃料和空氣的預混段；2次切換后繼續增加環形區燃料量，使總燃料量增加，中心區燃料量不變。此時燃燒室環形區為預混燃燒方式，中心區為預混和擴散相結合燃燒方式，實現了較低的氮氧化物排放。

圖7 燃燒室工作過程

2.3.2 試驗結果解析

在不同工況下氣態污染物排放結果如圖8 所示。從圖中可見：（1）在0.3 工況切換前初始運行模式時，只點燃環形區，以擴散形式燃燒，隨著功率增加NOx排放快速增加，CO排放逐漸降低；（2）在0.3工況完成第1 次切換后，中心區被引燃，為擴散和預混相結合燃燒模式，環形區保持擴散燃燒模式，適當減少環形區燃料量后，CO排放快速增加，NOx排放降低，而后隨著中心區和環形區燃料的同時增加，CO 排放迅速降低，NOx排放在穩定一段后迅速增加；（3）在0.8 工況完成第2 次切換后，環形區為預混燃燒模式，中心區為預混-擴散燃燒模式，設計點狀態的NOx排放低于20×10-6，CO排放值基本為0。

3 氮氧化物模型

為研究該型燃氣輪機的氮氧化物排放模型，利用試驗數據建立氮氧化物與壓力、溫度之間的關系，選取第2次切換后的工況點進行分析，試驗數據見表3。燃燒溫度通過流量分配比例計算得到，不包括下游冷卻摻混孔的影響。

表3 燃燒室性能參數

該燃氣輪機中心區為擴散-預混組合模式燃燒，環形區為預混區，擴散燃燒按當量比為1 計算特征溫度，預混區的中心溫度根據油氣比和空氣進口溫度計算得到，通過調整均勻度和反應時間使各狀態的計算結果與測量值的誤差最小。由于按NNH 機理生成的氮氧化物占比很小，只采用熱力型、N2O 型和費尼莫3種機理來計算氮氧化物生成量，中心和環形預混區的不均勻度由測試數據擬合確定，分別計算各區的氮氧化物排放，然后以各區的燃氣比例為權重計算燃燒室生成的氮氧化物總量，再與測試值進行比較，使模型計算值與測試值誤差最小，可分別得到燃燒室熱態中心和環形預混區均勻度的最優參數。

燃機燃燒室主燃區的燃燒溫度為1400～2100 K，分別計算各狀態下不同區域的特征溫度T，假定中心預混燃燒區域的溫度分布是以特征溫度T為中心的高斯分布，給定高斯分布方差和反應時間的初值，取分布區間為（-3σ，3σ），給定燃燒區域平均溫升標準偏差σ的初值，溫度間隔取 0.01σ，共計 600 個子區間，子區間的端點記為δi，其中i=0，1，2…600，δ0=-3σ，其他子區間的端點按式（21）計算

按式（22）計算每個子溫度區間的特征溫度Ti，其中T0為燃氣平均溫度，以此溫度計算不同機理氮氧化物生成速率和生成量

計算各子區間的概率

計算各子區間氮氧化物的生成量

計算出該狀態下的總氮氧化物排放

式中：A為中心預混區或環形預混區產生的燃氣占燃燒室總燃氣量的比例。

同樣，采用上述步驟可計算環形預混區的氮氧化物排放量。

當擴散燃燒時假定火焰鋒面的當量比為1，計算火焰鋒面的特征溫度和不同機理的氮氧化物生成速率，采用與預混燃燒同樣的反應時間計算出氮氧化物的生成量；將各區域的氮氧化物生成量按各區生成的燃氣量為權重計算出燃燒室總的氮氧化物排放。

將模型計算的氮氧化物與試驗測試的氮氧化物進行比較，將試驗得到的中心區不均勻度作為初值，通過調整環形區和中心預混區不均勻度及反應時間，使模型計算值與測試值誤差最小，最終得出環形預混區的不均勻度為0.15，中心預混區不均勻度為0.17，氮氧化物生成時間為0.31 ms，模型計算的氮氧化物與測量值對比如圖9 所示。圖9 中測量值為表3 中NOx的實測值，包括了該重型燃氣輪機工作的大部分工況，因此該計算模型同樣對其他工況下的NOx排放預測具有借鑒意義。費尼莫氮氧化物與熱力型和N2O 型氮氧化物產生的區域不同，溫度也不相同，采用了進口溫度和燃燒溫度的平均值作為特性溫度。

圖9 擬合值與測量值比較

從圖中可見，模型擬合值與測量值符合性較好，其偏差小于±3.2×10-6。模型顯示中心預混區不均勻度較大，在環形與中心預混區平均溫度相同的情況下，中心預混區的氮氧化物排放較大，尤其在中心預混區平均溫度高于1800 K 時，對總氮氧化物排放的貢獻最大。

中心擴散區按當量比為1 計算燃燒溫度時，氮氧化物生成速率增大，雖然其權重很小，在不同狀態下還是貢獻了（6.8～12.2）×10-6的氮氧化物排放。

采用計算模型得到的環形和中心的主燃區平均燃燒溫度與氮氧化物排放之間的關系如圖10 所示。從圖中可見，環形區為預混燃燒模式，油氣分布較均勻；中心區為預混-擴散組合燃燒模式，油氣分布均勻度相對較差。2 個區域生成的氮氧化物體積分數均隨溫度的升高而增加，而環形區的氮氧化物生成對溫度更敏感。隨著當量比增大達到氮氧化物生成速率的0.8 以上時，改善預混均勻度不但不能減少氮氧化物的排放，反而會增加。對于擴散燃燒，在貧油燃燒范圍內隨著頭部總當量比增大，盡管火焰鋒面的當量比約等于1，但火焰面積增加和稀釋空氣量的減少仍會增加氮氧化物的排放。以環形區和中心區的空氣比例作為權重，選擇2 個區域的工作溫度使燃燒室總排放量小于國標（在O2的體積分數為15%時不超過25×10-6）的要求。

圖10 各區平均燃燒溫度與NOx排放關系

燃氣輪機燃燒室的低污染排放控制應合理選擇2 個燃燒區域的平均燃燒溫度，既要避免出現燃燒室不穩定現象又要避免生成過多的氮氧化物。環形預混區平均溫度控制在1853 K 以下，中心的預混+擴散區的平均溫度控制在1923 K以下，可保證NOx排放在25×10-6以下。

4 結論

（1）建立了更為直觀的包括以主燃區燃燒溫度、壓力和組分表示的4種機理氮氧化物生成模型，分析了在不同燃燒條件下生成氮氧化物的來源及組成；

（2）采用CO2代替氣體燃料，在冷態下通過測試中心預混區下游不同截面的CO2分布，研究了預混結構的摻混不均勻度；

（3）氮氧化物計算值與測量值的最大絕對誤差為3.2×10-6，得出中心區的預混均勻度較差，環形區預混均勻度較好，通過控制環形預混區平均溫度在1853 K以下、擴散區平均溫度在1923 K 以下，可保證NOx排放在25×10-6以下。

本研究對精準控制燃燒室的氮氧化物排放量具有指導作用，可為超低氮氧化物排放研究提供參考。