燃?xì)廨啓C(jī)燃料軸向分級(jí)燃燒室的數(shù)值分析

郭雪巖，潘哲銘，楊 帆

（上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200093）

分級(jí)燃燒技術(shù)作為一項(xiàng)高效、清潔的燃燒技術(shù)得到了廣泛關(guān)注，其主要分為空氣分級(jí)與燃料分級(jí)技術(shù)，而燃料分級(jí)技術(shù)又分為徑向燃料分級(jí)（并聯(lián)分級(jí)）與軸向燃料分級(jí)（串聯(lián)分級(jí)）。徑向燃料分級(jí)可防止燃料結(jié)焦，但是各級(jí)燃料所提供的空氣溫度相同，因此吹熄極限相同，設(shè)計(jì)過(guò)程復(fù)雜，出口徑向最高溫度也會(huì)隨著燃料分級(jí)而產(chǎn)生漂移。軸向分級(jí)燃燒供給二次燃料的空氣溫度高有利于二次燃料的穩(wěn)燃，但是為了完全燃燒需要附加一段長(zhǎng)度，從而增加了模型改造上的困難［1］。

由于傳統(tǒng)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的燃料全部由頭部旋流器噴口注入，這會(huì)導(dǎo)致頭部燃料流速過(guò)高，不利于穩(wěn)燃。另外頭部的燃燒溫度較高，不僅會(huì)使得火焰筒及旋流器局部溫度升高，而且會(huì)助長(zhǎng)NOx的產(chǎn)生［2］。為了改善以上問(wèn)題，有人提出了將燃料分級(jí)燃燒技術(shù)運(yùn)用于燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室，通過(guò)增設(shè)燃料噴射口，調(diào)節(jié)一二次燃料配比，降低燃燒室頭部的高溫，減少NOx的產(chǎn)生。程勇等［3］采用RNG k?ε湍流模型模擬微型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室內(nèi)的流場(chǎng)分布；陳占軍等［4］發(fā)現(xiàn)將煤細(xì)化能抑制NOx排放；張海軍等［5］采用不同的燃燒模型對(duì)燃燒器進(jìn)行模擬，分析了溫度場(chǎng)、流場(chǎng)以及濃度分布并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較；黃明明等［6］通過(guò)實(shí)驗(yàn)方法研究了軸向分級(jí)燃燒對(duì)燃燒穩(wěn)定性、出口煙氣溫度和污染物排放的影響；Tuma等［7］設(shè)計(jì)出一種新概念燃燒室，利用模擬與實(shí)驗(yàn)方法，在壁面設(shè)置多個(gè)燃料噴口，使燃料與空氣交叉射入，并對(duì)污染物NO與CO排放進(jìn)行了分析；吳鑫楠等［8］運(yùn)用數(shù)值模擬方法，采 用 Finite?Rate/Eddy?Dissipation 燃 燒 模型 及Realizable k?ε湍流模型研究二次燃料噴口對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室火焰筒壁面溫度、流場(chǎng)和污染物排放的影響，發(fā)現(xiàn)隨著二次燃料的增加，二次燃料射流深度增加，與主流摻混效果改善，使火焰筒內(nèi)回流區(qū)增大更利于穩(wěn)燃，平均溫度與NO排放也得以降低；Han等［9］通過(guò)數(shù)值模擬方法研究徑向分級(jí)燃燒對(duì)壓力、燃燒穩(wěn)定性、污染物排放的影響；Crismaru等［10］通過(guò)數(shù)值模擬方法研究火焰筒壁面的孔徑對(duì)于火焰穩(wěn)定及NO排放的影響；王能等［11］將富氧燃燒技術(shù)運(yùn)用于微型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室，運(yùn)用數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)方法優(yōu)化燃燒室結(jié)構(gòu)；Calabria等［12］數(shù)值模擬了液體燃料在燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室內(nèi)的燃燒，分析了在不同負(fù)荷下燃燒室的流場(chǎng)、溫度場(chǎng)。

目前將分級(jí)燃燒技術(shù)運(yùn)用于燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的研究還相對(duì)較少，因此本文將研究燃?xì)廨啓C(jī)燃料軸向分級(jí)燃燒室的特性，利用數(shù)值模擬方法研究在不同的一二次燃料配比和流量下，壁面平均溫度、NO排放量、做功能力、過(guò)量空氣系數(shù)等的變化規(guī)律。

1 燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的幾何模型

1.1 非分級(jí)燃燒室

燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室采用逆流式環(huán)管型燃燒室。圖1為單個(gè)火焰筒燃燒室結(jié)構(gòu)。燃燒室共有9個(gè)火焰筒，沿著周向?qū)ΨQ(chēng)布置。燃燒室總長(zhǎng)度為1 046 mm，火焰筒總長(zhǎng)度為896 mm。火焰筒壁面第一排小孔為補(bǔ)燃孔，沿著周向共8個(gè)，直徑為14 mm，其作用是將未燃燒完的燃料全部燃盡。第二排小孔為8個(gè)滲混孔，直徑為30 mm，作用是使主流高溫燃?xì)馀c冷卻空氣充分混合，以保證到達(dá)渦輪的燃?xì)鉁囟炔粫?huì)過(guò)高。而各個(gè)火焰筒之間通過(guò)直徑為29 mm的聯(lián)焰管連接，其作用是將已點(diǎn)燃的火焰筒中的高溫燃?xì)馔ㄟ^(guò)聯(lián)焰管引燃其他火焰筒中的反應(yīng)物。

圖1 燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the combustor structure

圖2為旋流器結(jié)構(gòu)示意圖。旋流器設(shè)有8個(gè)葉片，其作用是使空氣產(chǎn)生旋流而在火焰筒的中心形成低壓，從而在頭部形成一個(gè)回流區(qū)，使高溫燃?xì)夥祷厝剂蠂娍诟浇?，以達(dá)到穩(wěn)定燃燒的目的。為了使燃料在各個(gè)方向上均勻噴射，旋流器中心設(shè)有燃料噴嘴，噴嘴上設(shè)有8個(gè)沿徑向均勻分布的直徑為4 mm的小孔。

圖2 旋流器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the swirler structure

1.2 軸向分級(jí)燃燒室

圖3為軸向分級(jí)燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖，圖中a0為火焰筒中的近壁面線。保持傳統(tǒng)燃燒室的尺寸不變?cè)诨鹧嫱脖诿婢嚯x旋流器進(jìn)口250 mm處設(shè)置上下2個(gè)二次燃料噴口，管徑為20 mm，噴口直徑為5 mm。大部分燃料從旋流器中心進(jìn)入，其余燃料從二次燃料噴口進(jìn)入。主流燃?xì)馀c二次燃料射流形成交叉射流，二次燃料射流受主流影響，兩者的摻混效果決定了軸向分級(jí)燃燒室的運(yùn)行狀態(tài)。

圖3 分級(jí)燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic diagram of the combustor structure for staged combustion

2 數(shù)值模擬計(jì)算

2.1 網(wǎng)格劃分及計(jì)算模型

由于火焰筒沿周向旋轉(zhuǎn)對(duì)稱(chēng)分布，因此截取1/9的模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行離散。表1為網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果。為了提高計(jì)算效率，選取網(wǎng)格數(shù)為2 320 210進(jìn)行計(jì)算。

采用ANSYS CFX商業(yè)軟件進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，k?ε模型模擬湍流流動(dòng)。采用Scalable壁面函數(shù)，其適用于雷諾數(shù)較大的流動(dòng)，既能節(jié)省計(jì)算資源，又可避免因細(xì)化網(wǎng)格導(dǎo)致的壁面計(jì)算結(jié)果惡化。由于燃燒室內(nèi)是非預(yù)混擴(kuò)散燃燒，因此采用PDF Flamelet模型模擬燃燒的化學(xué)反應(yīng)更加合適［13］。由于燃燒過(guò)程中燃燒室內(nèi)溫度較高且流速較快，考慮到其流域內(nèi)局部馬赫數(shù)較高，燃燒室內(nèi)的流動(dòng)可認(rèn)為是可壓縮流動(dòng)，因此傳熱模型采用Total Energy模型。該模型既考慮了對(duì)流與熱傳導(dǎo)，又將流體動(dòng)能帶來(lái)的熱量變化考慮在內(nèi)，適用于高速可壓流動(dòng)。

表1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Tab.1 Grid independence verification

2.2 計(jì)算條件

所有壁面的邊界條件均采用無(wú)滑移絕熱壁面，空氣及燃料入口均采用質(zhì)量流量入口，出口為壓力出口。所用燃料為甲烷，反應(yīng)機(jī)理為C1 mechanism Zeldovich NOx，涉及 19種組分，59步基元反應(yīng)。工況參數(shù)如表2所示。定義二次燃料的質(zhì)量流量占總?cè)剂系馁|(zhì)量流量的比例為Φ，通過(guò)改變一二次燃料配比模擬11個(gè)分級(jí)燃燒工況，這11個(gè)工況的Φ分別為0%、5%、10%、15%、20%、25%、30%、35%、40%、45%、50%。此外，通過(guò)維持一次燃料質(zhì)量流量不變，改變二次燃料質(zhì)量流量，研究當(dāng)量比對(duì)溫度的影響。通過(guò)改變空氣流量，研究過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)燃料分級(jí)的影響。

表2 工況參數(shù)Tab.2 Working conditions

3 結(jié)果與討論

3.1 二次燃料噴射對(duì)流場(chǎng)的影響

圖4為Φ = 25%時(shí)縱向截面速度流線分布。由于頭部旋流器的作用，高溫燃?xì)庠诨鹧嫱差^部形成回流區(qū)。回流區(qū)能夠卷吸下游的高溫燃?xì)獠⑵渑c入口的燃料與空氣混合，從而達(dá)到穩(wěn)燃的目的。從補(bǔ)燃孔與摻混孔流入的空氣速度較大，有著較大的射流深度，有利于摻混。

圖4 Φ =25% 時(shí)速度流線分布Fig.4 Velocity streamline distribution with the secondary fuel ratio of 25%

圖5為Φ = 0%、25%、50%時(shí)火焰筒燃燒段中軸線上的軸向速度分布。在距離旋流器0.07 m的位置由于補(bǔ)燃孔的作用導(dǎo)致軸向速度減小。對(duì)比非分級(jí)與分級(jí)燃燒室的燃燒段中軸線軸向速度為 0 m·s–1的位置，對(duì)于非分級(jí)燃燒室（Φ = 0%），該位置距離燃料噴口0.145 m，而對(duì)于Φ = 25%和50%時(shí)，該位置距離燃料噴口0.26 m。因此，二次燃料噴口的噴射有利于擴(kuò)大回流區(qū)的尺寸，有利于穩(wěn)燃。

3.2 二次燃料噴射對(duì)溫度的影響

圖5 軸線軸向速度分布Fig.5 Axial velocity distribution

圖6（a）為非分級(jí)燃燒室（Φ = 0%）的溫度分布。由于燃料全部由旋流器進(jìn)入，因此火焰筒頭部與旋流器的溫度較高。圖6（b）為Φ = 5%時(shí)軸向分級(jí)燃燒室的溫度分布，可見(jiàn)在旋流器出口、二次燃料噴口處形成高溫區(qū)。由于二次燃料射流速度較小，穿透主流的能力較弱，此時(shí)二次燃料會(huì)被主流沿著火焰筒壁面拖行，反應(yīng)在壁面發(fā)生，導(dǎo)致火焰筒急速升溫，分級(jí)燃燒非但不能使火焰筒降溫，反而使溫度升高。圖6（c）為Φ =25%時(shí)軸向分級(jí)燃燒室的溫度分布。由于二次燃料射流深度較大，火焰離開(kāi)火焰筒壁面，反應(yīng)在主流中發(fā)生，火焰筒溫度得以降低。由于旋流器的旋流作用在軸向截面摻混段的前方形成了一個(gè)高溫區(qū)。該高溫區(qū)可用來(lái)判斷二次燃料的燃燒是否貼壁，確定該燃料配比是否有利于火焰筒的降溫。

圖7為火焰筒平均壁面溫度隨Φ的變化。由圖中可知，當(dāng)Φ高于25%時(shí)，二次火焰遠(yuǎn)離壁面，分級(jí)燃燒室火焰筒壁面平均溫度低于非分級(jí)燃燒室（Φ = 0%）的值，此時(shí)有利于火焰筒冷卻。圖8為圖3中近壁面線a0處的溫度分布，發(fā)現(xiàn)非分級(jí)燃燒室（Φ = 0%）與Φ = 25%的分級(jí)燃燒室的溫度分布基本一致。因?yàn)閺难a(bǔ)燃孔進(jìn)入的空氣而在近壁面線a00.07 m位置處的溫度有所下降，在0.17 m處溫度達(dá)到最大。但Φ =50%的分級(jí)燃燒室由于二次燃料射流深度增加，燃燒在主流中進(jìn)行，最高溫度會(huì)下降。

保持一次燃料質(zhì)量流量為0.03 kg·s–1不變，隨著二次燃料質(zhì)量流量增加，二次燃料反應(yīng)逐漸遠(yuǎn)離火焰筒壁面，但是同時(shí)整個(gè)燃燒室的當(dāng)量比也隨之增大。圖9為火焰筒壁面平均溫度隨二次燃料質(zhì)量流量的變化。由圖中可知，火焰筒壁面平均溫度隨著二次燃料質(zhì)量流量的增加而升高。綜合這兩方面的因素，火焰筒壁面平均溫度受當(dāng)量比的影響更大，因此需要控制合適的當(dāng)量比。

圖6 燃燒室溫度分布Fig.6 Temperature distribution in the combustor

圖9 火焰筒壁面平均溫度隨二次燃料質(zhì)量流量變化Fig.9 Average temperature of the wall of the flame tube with different mass flow of the secondary fuel

圖7 火焰筒壁面平均溫度隨 Φ 的變化Fig.7 Average temperature of the wall of the flame tube with different secondary fuel ratios

圖8 近壁面溫度分布Fig.8 Near wall temperature distribution

3.3 二次燃料噴射對(duì)污染物排放的影響

NOx的生成機(jī)理分為熱力型、快速型及燃料型。熱力型NOx依賴(lài)于溫度，隨著溫度的增加，NOx會(huì)急劇增加。快速型NOx是在過(guò)量空氣系數(shù)小于1時(shí)產(chǎn)生。 由于燃料揮發(fā)物中碳?xì)浠衔锔邷胤纸馍傻?CH 自由基可以和空氣中氮?dú)夥磻?yīng)生成 HCN 和 N，再進(jìn)一步與氧氣作用以極快的速度生成NOx［14］。燃料型 NOx是含氮燃料隨著燃燒溫度的提高，燃料中氮元素的轉(zhuǎn)化率不斷升高，從而形成NOx。

燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室內(nèi)過(guò)量空氣系數(shù)較大，燃燒室內(nèi)快速型NOx的生成量較少。由于燃燒是以甲烷作為燃料，無(wú)燃料型NOx形成。另外，燃燒室內(nèi)溫度較高，最高可達(dá)2 300 K以上，因此影響燃燒室NO排放的主要是熱力型NOx。圖10為Φ = 25%時(shí)NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布。從圖中發(fā)現(xiàn)，NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布幾乎與圖6（b）中Φ =25%時(shí)燃燒室軸向溫度分布重合，溫度越高的位置NO分布越集中。因此NO的含量主要與燃燒室內(nèi)溫度有關(guān)。

圖10 Φ = 25% 時(shí) NO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.10 NO distribution by mass fraction with the secondary fuel ratio of 25%

由工況數(shù)據(jù)得到出口NO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨Φ的變化規(guī)律（如圖11（a）所示）。二次燃料在質(zhì)量流量較小時(shí)未能與主流空氣混合，導(dǎo)致其在壁面局部位置產(chǎn)生高溫，促進(jìn)了NOx的生成。二次燃料在質(zhì)量流量增加后，與主流的摻混效果得以改善，主流燃?xì)饨档土硕稳剂纤a(chǎn)生的高溫，從而抑制了NOx的排放。因此合適的二次燃料占比有利于抑制NO的排放。當(dāng)Φ ＞ 35%時(shí)，出口NO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)低于傳統(tǒng)非分級(jí)燃燒室（Φ = 0%）的出口NO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

3.4 二次燃料噴射對(duì)出口溫度的影響

通過(guò)比較11個(gè)工況下燃燒室出口平均溫度的大小，評(píng)價(jià)單位質(zhì)量工質(zhì)的做功能力大?。?5］。圖11（b）為出口平均溫度隨二次燃料占比的變化，發(fā)現(xiàn)分級(jí)燃燒雖然能夠降低設(shè)備的溫度，但與此同時(shí)，隨著二次燃料占比增加，出口平均溫度也在下降，從而做功能力降低。為了保證做功能力不會(huì)下降過(guò)多，需要找到合適的燃料占比。與非分級(jí)燃燒室（Φ = 0%）相比，Φ = 50%時(shí)出口平均溫度與之相差最大，為23.19 K。為了保證做功能力，二次燃料占比必須高于25%才能使得軸向分級(jí)燃燒室達(dá)到傳統(tǒng)燃燒室的輸出功率。

燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室出口溫度場(chǎng)的均勻程度對(duì)渦輪安全工作的影響很大。出口的溫度不均勻系數(shù)越小，溫度越均勻，對(duì)渦輪越有利。溫度不均勻系數(shù)δ定義為

圖11 出口NO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)、出口平均溫度隨二次燃料占比的變化Fig.11 Average mass fraction of outlet NO, average outlet temperature with different ratios of the secondary fuel

圖12為出口溫度不均勻系數(shù)隨二次燃料占比的變化規(guī)律。在Φ較小時(shí)，二次燃料未能完全融入主流，導(dǎo)致局部溫度較高，出口溫度不均勻系數(shù)急劇升高；在Φ ≥ 40%時(shí)，二次燃料與主流混合較好，摻混均勻，出口溫度不均勻系數(shù)比非分級(jí)燃燒室（Φ = 0%）低。

圖12 出口溫度不均勻系數(shù)隨二次燃料占比的變化Fig.12 Uneven coefficients of the outlet temperature with different ratios of the secondary fuel

3.5 過(guò)量空氣系數(shù)的影響

過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)燃燒室內(nèi)溫度影響很大。在一次燃料質(zhì)量流量為0.03 kg·s–1、二次燃料質(zhì)量流量為0.01 kg·s–1，即Φ = 25%時(shí)，通過(guò)改變空氣質(zhì)量流量，分析不同過(guò)量空氣系數(shù)α下的工況。圖13為不同過(guò)量空氣系數(shù)下的軸向溫度分布。當(dāng)α = 1.44時(shí)，過(guò)量空氣系數(shù)較低，火焰筒內(nèi)燃?xì)鉁囟容^高，另外由于從摻混孔進(jìn)入的冷卻空氣量較小，導(dǎo)致在摻混段內(nèi)燃?xì)鉁囟任茨芙档汀．?dāng)α = 2.88時(shí)，空氣質(zhì)量流量增加，摻混段內(nèi)燃?xì)鉁囟鹊靡越档?，但是在燃燒段?nèi)燃?xì)鉁囟热匀惠^高。但當(dāng)α = 4.31時(shí)，火焰穩(wěn)定在旋流器和二次燃料噴口處，摻混段溫度均勻。當(dāng)α =5.75時(shí)過(guò)量空氣系數(shù)過(guò)高，不但摻混段溫度極低，連燃燒段的溫度也較低，影響出口溫度，導(dǎo)致做功能力損失。圖14為出口平均溫度隨過(guò)量空氣系數(shù)的變化，隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增加，出口溫度急劇下降。

圖15（a）為Φ = 0%、25%、50%時(shí)不同過(guò)量空氣系數(shù)下壁面平均溫度的變化。在Φ =25%時(shí)，火焰筒壁面平均溫度隨過(guò)量空氣系數(shù)的變化規(guī)律與Φ = 0%時(shí)基本一致，因此可將Φ =25%視為降低壁面平均溫度的臨界燃料配比。在Φ = 50%時(shí)，在各個(gè)過(guò)量空氣系數(shù)下，壁面平均溫度相對(duì)Φ = 0%、Φ = 25%時(shí)均有所降低。圖15（b）、（c）分別為不同過(guò)量空氣系數(shù)下出口平均溫度和出口NO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化規(guī)律。隨著過(guò)量空氣系數(shù)增加， 在各種燃料配比下，出口平均溫度和出口NO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)均有所下降。

圖13 二次燃料占比為25%時(shí)不同過(guò)量空氣系數(shù)下的溫度分布Fig.13 Temperature distribution at different excess air coefficients with the secondary fuel ratio of 25%

圖14 Φ = 25% 時(shí)出口平均溫度隨過(guò)量空氣系數(shù)的變化Fig.14 Average outlet temperature with different excess air coefficients at Φ = 25%

4 結(jié) 論

本文在傳統(tǒng)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室中增設(shè)二次燃料噴口，將其改為分級(jí)燃燒室，并運(yùn)用數(shù)值模擬方法進(jìn)行研究，結(jié)果表明：

（1）采用分級(jí)燃燒可以擴(kuò)大回流區(qū)尺寸，有利于穩(wěn)燃。在二次燃料占比較小時(shí)，火焰貼壁燃燒，導(dǎo)致壁溫升高；在二次燃料占比較大時(shí)，二次燃料才能與主流較好地混合，火焰筒壁面平均溫度降低。溫度也受當(dāng)量比影響。相比二次燃料占比，當(dāng)量比對(duì)溫度的影響更大。

（2）熱力型NOx主導(dǎo)燃燒室內(nèi)NO的排放，燃燒室內(nèi)溫度的高低決定了污染物的排放量。隨著二次燃料射流增加，降低燃燒室溫度的同時(shí)，出口NO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)會(huì)得以降低。

（3）當(dāng)二次燃料占比增加到一定程度時(shí)，隨著二次燃料的增加，燃燒室出口平均溫度呈緩慢下降趨勢(shì)，做功能力下降。為了保證做功能力不過(guò)多損失，二次燃料的質(zhì)量流量不能過(guò)高。而出口溫度不均勻系數(shù)可通過(guò)二次燃料占比Φ來(lái)調(diào)節(jié)。采用較小的出口溫度不均勻系數(shù)可以減小高溫燃?xì)鈱?duì)渦輪的影響。

（4）過(guò)量空氣系數(shù)增加可降低火焰筒壁面平均溫度、出口平均溫度和出口NO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

圖15 火焰筒壁面平均溫度、出口平均溫度、出口NO平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨過(guò)量空氣系數(shù)的變化Fig.15 Average temperature of the wall of the falame tube, average outlet temperature, average mass fraction of outlet NO with different excess air coefficients