F級燃氣輪機噴嘴長度對燃燒特性影響研究

嵇國軍

(江蘇國信協(xié)聯(lián)燃氣熱電有限公司，宜興 214200)

燃燒室作為燃氣輪機三大核心部件之一，其工作過程涉及氣體流動、燃燒、傳熱傳質、輻射、化學反應等一系列復雜的物理和化學過程。燃燒室出口參數(shù)直接影響透平的工作性能及壽命，從而影響燃氣輪機的整體性能。燃燒器是燃燒室的核心部件之一，其設計與結構直接影響燃燒室的性能。

現(xiàn)階段對燃燒的理論分析還存在很大的局限性，試驗費用特別昂貴，同時，試驗條件也受各種客觀條件的限制，很難捕捉到一些細小的改變。隨著計算機性能的提高和數(shù)值模擬方法的改進及完善，數(shù)值模擬成為燃燒室設計的重要手段[1-2]。

本文對F級燃燒器進行整體建模，并進行三維數(shù)值模擬，得到其內部流場分布、壓力損失、出口溫度分布、燃燒效率等的特性和變化規(guī)律，為進一步優(yōu)化設計，提高燃燒室性能提供參考。

1 F級燃燒器特點與建模

根據(jù)工業(yè)F級燃氣輪機燃燒室相關資料[3-4]，對環(huán)形燃燒室進行三維UG建模。由于該燃燒室?guī)缀谓Y構相當復雜，在不影響燃燒室整體性能的基礎上，本文的建模過程對局部細節(jié)結構進行了適當簡化。圖1為F級燃氣輪機燃燒室燃燒器示意圖?？諝鈴膲簹鈾C出來經過擴壓器，大部分空氣(主燃空氣)經過斜旋流器和來自預混通道的燃料充分摻混后進入燃燒室；其余少量空氣(次燃空氣)通過軸向旋流器進入燃燒室。大部分燃料采用預混燃燒，同時有部分燃料進入值班燃燒器燃燒，起到穩(wěn)定火焰的作用。

該燃氣輪機的燃燒室為環(huán)形燃燒室，共有24個燃燒器?？紤]到燃燒室內腔的周期對稱性和計算的時間成本，構建了燃燒室1/24周期(含一個完整的燃燒器)的流場模型，圖2為實際計算區(qū)域。燃燒器噴嘴(Combustion Burner Outlet，CBO)長度分別選取 0 mm(基本結構)、35 mm以及97 mm構建幾何模型進行數(shù)值計算，其他幾何部分均保持一致。

將上述模型導入網格劃分軟件ICEM中進行網格劃分，由于該燃燒室結構較為復雜，所以在劃分網格時采用非結構化網格劃分方式，最終計算模型的網格數(shù)在270萬左右。圖3為計算模型的網格劃分圖。

2 計算邊界條件

本文中的邊界條件包括進口條件、出口條件、壁面條件以及周期性邊界條件。進口邊界條件均采用質量流量進口，在Fluent中設置質量流量數(shù)值和方向、水力直徑、溫度等特征量；出口條件定義為壓力出口；壁面邊界條件假定壁面無速度滑移、湍流脈動量為零，壁面均采用絕熱壁面；周期性邊界條件按照實際情況定義旋轉軸以及旋轉周期。

模型選擇如下：湍流模型選擇標準k-ε模型；燃燒模型根據(jù)實際情況(該燃燒室基本工況下主要采用的是預混燃燒方式)選擇有限速率或渦耗散模型；輻射模型選擇計算量相對較少的P1模型，該模型能夠滿足計算精度的要求。壓力速度耦合采用SIMPLE算法，其他變量的離散求解采用一階精度的迎風差值格式。

3 變CBO長度燃燒特性分析

3.1 壓力損失特性

變CBO長度燃燒室壓力損失數(shù)值計算結果如表1所示。燃燒室各部分壓力損失計算結果如表2所示。

表1 變CBO長度燃燒室壓力損失計算結果

表2 變CBO長度燃燒室各部分壓力損失計算結果

為方便對比分析，將表2中各部分壓損數(shù)據(jù)整理成燃燒室各部分壓力損失對比分析圖，如圖4所示。其中Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ分別表示旋流器部分壓損、擴壓段部分壓損、火焰筒其余部分壓損和總壓損失。

圖4 變CBO長度各部分壓損對比分析圖

分析可得，整個燃燒室的總壓損失隨著CBO長度的增加略有增大，但是變化不大，均在5%左右。此外，從燃燒室各部分壓力損失的情況來看，旋流器部分壓力損失始終保持在1.5%左右，這是由于CBO中該部件位于擴壓段，不會對旋流器壓損產生很大影響。但是CBO長度對擴壓段部分壓損及后續(xù)部分壓力損失影響較大，擴壓段的壓損隨著CBO長度的增加而降低，而火焰筒其他部分壓損變化則與此相反。主要原因是氣體流動狀態(tài)下加熱所引起的損失與流動速度和加熱比有關，速度越高，則加熱損失越大(CBO0與CBO97工況分析也具有相同的結論)。但最終燃燒室整體壓力損失變化不大。

3.2 熱態(tài)速度場分析

圖5、圖6及圖7分別為CBO0、CBO35以及CBO97結構下通過燃燒室中心截面的熱態(tài)速度云圖。同一工況不同結構下的熱態(tài)速度場在燃燒室燃燒區(qū)域發(fā)生較大改變，速度大大增加，而在旋流器部分速度變化較小。

圖5 CBO0下通過燃燒室中心截面的速度云圖

圖6 CBO35下通過燃燒室中心截面的速度云圖

圖7 CBO97下通過燃燒室中心截面的速度云圖

不同CBO長度下燃燒室熱態(tài)各截面速度具體數(shù)值如表3所示。變CBO長度熱態(tài)不同截面平均速度比較如圖8所示。圖8中軸向位置以旋流器出口軸向位置為參考，即旋流器出口軸向位置為零，并將軸向位置以火焰筒入口直徑為參考進行歸一化處理。

表3 變CBO長度熱態(tài)各部分速度(單位：m/s)

圖8 變CBO長度熱態(tài)不同截面平均速度比較

3.3 溫度場分析

圖9、圖10及圖11分別是CBO長度為0 mm、35 mm以及97 mm時燃燒室中心截面處溫度場分布情況。從這3幅圖中可以看出，各CBO長度下中心截面溫度場分布均勻，頭部存在局部高溫區(qū)，這主要是由值班火焰擴散燃燒所致，值班火焰在擴散燃燒中主要起到穩(wěn)定燃燒的作用。

圖9 CBO0燃燒室中心截面處溫度場分布

圖10 CBO35燃燒室中心截面處溫度場分布

圖11 CBO97燃燒室中心截面處溫度場分布

圖12、圖13及圖14分別為CBO0、CBO35及CBO97結構下燃燒室出口截面處溫度分布情況。

圖12 CBO0燃燒室出口處溫度分布

圖13 CBO35燃燒室出口處溫度分布

圖14 CBO97燃燒室出口處溫度分布

表4是上面各截面不同CBO長度下燃燒室出口處溫度分布系數(shù)(Outlet Temperature Distribution Factor，OTDF)計算結果，從表中可以看出，該環(huán)形燃燒室出口截面處溫度分布系數(shù)相當?shù)停軌蛴行M足透平對燃燒室出口溫度分布的要求。

3.4 熱態(tài)濃度場分析

圖15、圖16以及圖17分別為CBO長度為0 mm、35 mm以及97 mm時燃料甲烷的濃度分布圖。比較這3幅圖可以明顯看出，隨著CBO長度的增加，甲烷高濃度區(qū)域在軸向上拉長，因此可以預測，其燃燒火焰也隨之拉長。

圖16 CBO35燃燒室中心截面甲烷濃度分布

圖17 CBO97燃燒室中心截面甲烷濃度分布

3.5 燃燒效率分析

采取溫升法計算燃燒效率，結果如表5所示。

表5 變CBO長度燃燒效率比較

從表5中可以看出，CBO長度的增加會使得燃燒效率有所下降。

3.6 熱態(tài)中心截面軸向速度分析

圖 18給出的是不同CBO長度燃燒室熱態(tài)下不同軸向位置軸向速度沿徑向的分布對比圖。在徑向位置為零兩側，軸向速度小于零表示此軸向位置處于回流區(qū)中。熱態(tài)下CBO長度為0 mm，軸向位置為1D時，徑向位置為零的兩側有速度小于零的區(qū)域，表明在軸向位置為1D的區(qū)域存在回流區(qū)。在軸向位置為2D時，軸向速度均大于零，在此軸向位置沒有回流區(qū)。CBO長度為35 mm時，在軸向位置為2D、徑向位置等于零處，軸向速度為零，表明回流區(qū)的長度為2D。CBO長度為97 mm時，在軸向位置為2D、徑向位置等于零處，軸向速度為零，表明回流區(qū)的長度為2.5D。以上分析結果說明熱態(tài)下燃燒室中心回流區(qū)長度隨CBO長度的增加有所增加。

(a)X=0.5D

4 結 論

本文針對F級燃氣輪機燃燒器，采用數(shù)值模擬的方法分析了噴嘴長度對燃燒性能的影響，主要結論如下：

1)隨著CBO長度的增加，整個燃燒室的壓力損失略有增大，但是變化不大，均在5%左右；從燃燒室各部分壓力損失的情況來看，旋流器部分壓力損失始終保持在1.5%左右，但是擴壓段的壓損隨著CBO長度的增加而降低，而火焰筒其他部分壓損變化則與此相反。

2)在燃燒流場方面，CBO長度為0 mm時，中心回流區(qū)的長度為火焰筒入口直徑的1倍到2倍之間，CBO長度為35 mm時，中心回流區(qū)的長度為火焰筒入口直徑的2倍，CBO長度為97 mm時，中心回流區(qū)的長度為火焰筒入口直徑的2.5倍，說明燃燒中心回流區(qū)長度隨CBO增加有所增加。

3)各CBO長度下中心截面溫度場分布均勻，頭部存在局部高溫區(qū)，這主要是由值班火焰擴散燃燒所致，值班火焰在擴散燃燒中主要起到穩(wěn)定燃燒的作用；且出口截面處溫度分布系數(shù)相當?shù)停f明3個不同CBO長度結構均能有效滿足透平對燃燒室出口溫度分布的需求。

4)通過燃燒室不同CBO長度下中心截面甲烷濃度分布可知，隨著CBO長度的增加，甲烷高濃度區(qū)域在軸向上拉長，因此可以預測其燃燒火焰也隨之拉長，這正好和中心回流區(qū)長度相對應。

5)隨著CBO長度的增大，該燃燒室的燃燒效率略有下降。