馬存祥，鄧遠灝，徐華勝，鐘世林

一種模型低污染燃燒室三維兩相數(shù)值模擬

馬存祥，鄧遠灝，徐華勝，鐘世林

(中國燃氣渦輪研究院，四川成都610500)

貧油預混預蒸發(fā)(LPP)技術(shù)是目前最具發(fā)展前景的低污染燃燒技術(shù)，可實現(xiàn)很低的NOX排放。本文采用FLU?ENT軟件，對一種模型低污染燃燒室(采用LPP燃燒技術(shù))進行三維兩相數(shù)值模擬計算分析，研究了模型燃燒室的流場結(jié)構(gòu)、流量分配、回流特性、霧化特性和燃燒性能，并對NOX排放進行了預測。結(jié)果表明，模型燃燒室流場中存在與TAPS燃燒室相似的三個渦結(jié)構(gòu)，流量分配與試驗吻合良好，霧化特性良好并具有較好的溫度場和低的NOX排放。

LPP；燃燒室；數(shù)值模擬；污染排放

1 引言

為達到發(fā)動機低污染排放目的，早在上世紀80年代，國外就開始研究貧油預混預蒸發(fā)(LPP)燃燒技術(shù)[1]，并成功應(yīng)用于工業(yè)燃氣輪機[2]，實現(xiàn)了很低的NOx排放。經(jīng)過近30年的發(fā)展，LPP燃燒室已成功應(yīng)用于航空發(fā)動機。GE公司研發(fā)的用于GEnx發(fā)動機上的TAPS(雙環(huán)預混旋流器)燃燒室就是一種貧油(部分)預混預蒸發(fā)燃燒室[3]，為當今投入使用的最為先進的低污染燃燒室。

LPP燃燒室大部分空氣從頭部進入燃燒區(qū)進行貧油燃燒，以降低NOx排放；冷卻氣從火焰筒冷卻孔進入并貼壁流動，一般不進入燃燒區(qū)燃燒。由于LPP燃燒室不采用主燃孔和摻混孔(或采用摻混孔以控制燃燒室出口溫度場)，因此其流場結(jié)構(gòu)、回流區(qū)大小等與常規(guī)燃燒室的均有所不同。本文通過對一種模型低污染燃燒室進行三維兩相數(shù)值模擬計算，來研究其流場結(jié)構(gòu)、流量分配、回流特性、霧化特性、燃燒性能及NOx排放，并與試驗數(shù)據(jù)進行對比分析。

2 研究對象與計算方法

本文研究的模型燃燒室如圖1(a)所示，由主、副模組成。主模用于產(chǎn)生主火焰進行貧油(部分)預混預蒸發(fā)燃燒，在大工況下減少NOx排放；副模用于產(chǎn)生值班火焰進行擴散燃燒，在小工況下滿足點火/熄火特性。由于大部分空氣從頭部進入燃燒區(qū)燃燒，小部分空氣從火焰筒冷卻孔進入燃燒室且?guī)缀醪粎⑴c燃燒，因此計算不采用火焰筒冷卻結(jié)構(gòu)。

采用基于壓力的分離求解器、標準k-ε雙方程湍流模型、一階差分格式，并假定進入燃燒室的空氣為不可壓流；噴嘴模型選用壓力霧化噴嘴(顆粒軌道模型)；燃燒模型采用非預混層流小火焰模型[4]，且考慮輻射影響(六通量輻射模型)；由于氣態(tài)污染物NOx主要包括NO、NO2和N2O等，其中NO占絕大部分，因此本文主要研究的NOx排放即為NO排放，故在FLUENT中進行模擬計算時，排放模型采用熱力型NO和瞬發(fā)型NO。模型進口采用質(zhì)量流量進口邊界條件，出口采用出流邊界條件。采用ICEM劃分網(wǎng)格，如圖1(b)所示。對模型燃燒室設(shè)計點工況(大工況和小工況)進行三維兩相數(shù)值模擬計算。

圖1 模型燃燒室3D透視圖及計算網(wǎng)格Fig.1 3D scenograph and mesh of combustor model

3 計算結(jié)果

3.1 模型燃燒室流場結(jié)構(gòu)和壓力損失

為避免強旋流帶來的不穩(wěn)定燃燒，模型燃燒室頭部旋流器設(shè)計均為中等旋流強度。圖2示出了模型燃燒室的速度矢量和回流區(qū)結(jié)構(gòu)。從圖中可看出，模型燃燒室流場中存在三個渦區(qū)：主渦(即回流區(qū))、角渦和唇渦(包含一對小渦)，其流場結(jié)構(gòu)與TAPS燃燒室的十分相似(見圖3)?；亓鲄^(qū)主要用以穩(wěn)定火焰，其大小直接影響燃燒室性能(點火/熄火、效率、污染排放等)。角渦沒有直接作用，但與回流區(qū)共同作用影響流場，角渦過大會導致回流區(qū)最大截面直徑變小、后移，使得回流區(qū)變長。由副模擴張段形成的唇渦主要起過渡作用，引導副模氣流流向主模。擴張段的擴張角過大會形成較大的唇渦，將部分燃油卷吸進去，易在壁面積碳；過小則會帶來壁面冷卻問題。

圖2 模型燃燒室流場特征Fig.2 Characteristics of combustor model flow field

圖3 TAPS燃燒室流場特征[5]Fig.3 Characteristics of TAPS combustor flow field[5]

圖4為模型燃燒室回流區(qū)速度等值線圖，顯示了回流區(qū)二維形狀，其中紡錘形等值線為零速度曲線。從圖看，大概在火焰筒1/3處回流區(qū)直徑最大。與傳統(tǒng)帶主燃孔燃燒室相比，其回流區(qū)較長，主要是因為模型燃燒室沒有主燃孔，回流區(qū)可自由發(fā)展。較長的回流區(qū)會增加燃燒室長度，進而影響燃燒室性能。圖5為模型燃燒室三維零速度曲面圖。

圖4 回流區(qū)速度等值線圖(Z=0，冷態(tài))Fig.4 Velocity isoline of primary recirculation zone (Z=0,nonreactive)

圖5 回流區(qū)形狀(零速度曲面，冷態(tài))Fig.5 Shape of primary recirculation zone(nonreactive)

圖6所示為噴霧和燃燒對回流區(qū)大小的影響，其中L為火焰筒長度。從圖中看，噴霧對單相空氣流場的回流區(qū)結(jié)構(gòu)幾乎沒有影響，兩者都是冷態(tài)流場；燃燒對回流區(qū)結(jié)構(gòu)影響較大，因為燃燒釋熱膨脹會擠壓回流區(qū)，使其變小且最大截面后移。

圖7為模型燃燒室總壓恢復系數(shù)(熱態(tài))沿程分布圖。從圖可知，燃燒室出口總壓恢復系數(shù)為0.965，與試驗值相差不到1%?；亓鲄^(qū)、角渦和唇渦都是低壓區(qū)，共同影響主、副模空氣流路，尤其是主模出口空氣流路：角渦壓強低于唇渦壓強時，主模出口空氣流路偏向火焰筒壁面；反之則偏向并擠壓回流區(qū)，使其變小，最終影響燃燒室流場結(jié)構(gòu)。

圖6 冷、熱態(tài)回流區(qū)大小比較圖Fig.6 Primary recirculation zones of nonreactive and reactive flow

圖7 模型燃燒室總壓恢復系數(shù)沿程分布Fig.7 Total pressure recovery coefficient distribution

3.2 模型燃燒室頭部流量分配和回流特性

模型燃燒室頭部有主模、副模和頭部冷卻孔三股進氣流路，圖8所示為模型燃燒室頭部流量分配。從圖8(a)可以看出，噴霧和燃燒對空氣流量分配影響不大。因為一般情況下，噴霧會使下游壓力上升，空氣壓降降低，進而使空氣流量分配降低。從圖8(b)可看出，模型燃燒室頭部流量分配計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合較好。

圖8 模型燃燒室頭部流量分配Fig.8 Mass flow distribution of combustor model dome

回流區(qū)的回流特性對燃燒室當量比的分布有很大影響，進而影響燃燒室的點火/熄火、溫度場及污染排放等性能。回流特性主要包括回流流量特性、速度特性及幾何特性(即回流區(qū)最大截面位置)?；亓髁髁恐饕獊碜杂谥?、副模空氣流量和頭部冷卻空氣流量。盡管通過模擬計算和試驗可得到模型燃燒室主、副模及頭部冷卻空氣流量分配，但并不能通過試驗獲得回流流量，回流流量只能通過數(shù)值模擬計算獲得。圖9所示為回流區(qū)中X/L=0.185、0.350、0.540、0.720、0.875和1.020截面的相對位置，其中X表示距頭部出口的距離。

從圖10顯示的不同截面回流特性中可以看出，X/L=0.350截面的回流流量最大，約占燃燒室進氣量的30.6%，且回流區(qū)截面直徑也最大。此回流區(qū)中最大截面的回流流量不全是副模的空氣流量(約占百分之十幾)，另一部分來自于主模和頭部冷卻孔(約占一半)。

圖9 回流區(qū)各截面Fig.9 Sections of primary recirculation zone

圖10 回流流量特性和幾何特性Fig.10 Mass-flow and geometry characteristics of primary recirculation zone

模型燃燒室回流區(qū)近似紡錘形，各回流截面近似為圓，可計算出各截面面積和截面直徑。從圖10顯示的不同截面幾何特性可看出，X/L=0.350截面的回流截面直徑最大，約占火焰筒高度的60%。對于燃燒室的點火/熄火性能，回流區(qū)截面直徑較大則點火較容易，但過大時燃燒室損失也較大。因此，要折中確定回流區(qū)最大截面直徑及其位置。

另一個影響燃燒室點火/熄火性能的因素是回流區(qū)速度。傳統(tǒng)燃燒室燃燒區(qū)典型參考截面速度為20～30 m/s，本文研究的模型燃燒室燃燒區(qū)各截面速度在20～40 m/s之間(大工況下)，回流區(qū)最大截面(X/L=0.350)速度約為20 m/s(見圖11)，且最大截面所在的整個火焰筒截面的平均速度約為30 m/s，在典型值范圍內(nèi)。

3.3 模型燃燒室當量比分布

圖11 回流區(qū)截面速度特性Fig.11 Velocity characteristics of primary recirculation zone

圖12 模型燃燒室當量比沿程分布(Z=0，冷態(tài))Fig.12 Equivalence ratio distribution in combustor model(Z=0,nonreactive)

圖12示出了模型燃燒室火焰筒內(nèi)當量比沿程分布情況(冷態(tài))。從圖中看，大工況下，回流區(qū)當量比在貧油燃燒當量比范圍內(nèi)(0.6～0.9)，燃燒區(qū)進行貧油燃燒，NOx等污染排放低。小工況時，回流區(qū)當量比在0.1以下，說明燃油蒸發(fā)不完全，霧化不好，對點火/熄火特性很不利。這是因為LPP燃燒室在小工況下的點火/熄火特性、燃燒效率、污染排放等性能都與霧化密切相關(guān)。國外研究[6]也證明，LPP燃燒室點火邊界很窄。

圖13示出了模型燃燒室頭部燃油霧化特性(大工況)。從圖中看，副模燃油液滴索太爾平均直徑(SMD)為22.3 μm；主模噴嘴為單點直射式，其燃油液滴SMD為32.8 μm；模型燃燒室液滴SMD為32.4 μm(冷態(tài))，平均停留時間在4.0 ms以下。由于大工況下進口溫度很高，遠遠超過了航空煤油蒸發(fā)溫度，此時火焰筒中燃油大部分已蒸發(fā)為氣相，故火焰筒出口幾乎沒有液滴存在(見圖14)。

圖13 燃油液滴直徑分布(大工況)Fig.13 Fuel droplet diameter distribution(case 1)

圖14 燃油液滴駐留時間(大工況)Fig.14 Fuel droplet resident time(case 1)

3.4 模型燃燒室溫度分布

圖15所示為模型燃燒室在大、小工況下的溫度場。圖中看，大工況下模型燃燒室有主火焰和值班火焰，溫度在2 300 K左右，與TAPS燃燒室火焰結(jié)構(gòu)相似[5]；小工況下只有值班火焰，溫度在2 200 K左右。由于模型燃燒室沒考慮火焰筒壁面冷卻，燃燒室出口溫度較高(分別為1 953.7 K和1 148.8 K)，且沒有主燃孔和摻混孔，絕大部分火焰筒冷卻氣不參與燃燒，按質(zhì)量加權(quán)平均可計算出燃燒室出口平均溫度，與試驗值吻合很好(相差在5%以內(nèi))。

3.5 模型燃燒室NOx排放

本文計算的NOx(主要為NO)主要包括熱力型NO和瞬發(fā)型NO。由于熱力型NO對溫度很敏感，故先采用非預混層流小火焰模型計算得到溫度場(認為此時溫度場達到穩(wěn)態(tài))，之后再加載NO排放模型。

圖16所示為火焰筒三個截面上的NO質(zhì)量分數(shù)。從圖中看出，大工況下，最大不超過5×10-4，計算得到NOx的EI值在火焰筒出口約為7.75 g/kg，與試

圖15 溫度分布(Z=0)Fig.15 Temperature field(Z=0)

圖16 NO沿程各截面質(zhì)量分數(shù)Fig.16 Mass fraction of NO distribution in sections

驗值相差在25%以內(nèi)；小工況下，計算得到NOx的EI值在火焰筒出口約為2.43 g/kg，與試驗值相差在15%以內(nèi)。說明所選NOx排放模型基本合理，可作為后續(xù)低污染燃燒室污染排放模擬計算的依據(jù)。

4 結(jié)論

(1)模型燃燒室具有較好的回流區(qū)結(jié)構(gòu)和速度場。模型燃燒室存在回流區(qū)(主渦)、角渦和唇渦三個渦區(qū)；噴霧幾乎不影響回流區(qū)結(jié)構(gòu)，但燃燒對回流區(qū)影響較大；模型燃燒室具有較好的總壓恢復系數(shù)，損失較??；模型燃燒室回流量較大，對燃燒室點火/熄火特性有影響；模型燃燒室頭部流量分配與試驗吻合良好。

(2)模型燃燒室具有較好的霧化特性。大工況下霧化效果很好，對燃燒性能很有利；小工況下，由于進口溫度較低，液滴停留時間短，沒有完全蒸發(fā)，回流區(qū)平均當量比很低，點火較困難。

(3)模型燃燒室具有較好的溫度場。采用質(zhì)量加權(quán)平均修正方法得到的出口平均溫度與試驗結(jié)果很接近，計算結(jié)果可靠。

(4)該模型燃燒室具有較好的低NOx排放特性。所選NOx排放模型計算所得EI值與試驗結(jié)果有一定差異，但在工程可接受的誤差范圍內(nèi)。

[1]劉高恩，吳文東.高效節(jié)能發(fā)動機文集[M].北京：航空工業(yè)出版社，1991.

[2]林宇震，許全宏，劉高恩.燃氣輪機燃燒室[M].北京：航空工業(yè)出版社，2008.

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[5]Dhanuka S K，Temme J E，DriscollJ F，et al.Vortex-Shed?ding and Mixing Layer Effects on Periodic Flashback in a Lean Premixed Prevaporized Gas Turbine Combustor[C]//. Proceedings of the Combustion Institute.2009.

[6]Kobayashi M，Ogata H，Oda T，et al.Improvement on Igni?tion Performance for a Lean Staged Low NOx Combustor [R].ASME GT2011-46187，2011.

Numerical Simulation of the Three-Dimensional Nonreactive and Reactive Flow in a Low Emission Combustor Model

MA Cun-xiang，DENG Yuan-hao，XU Hua-sheng，ZHONG Shi-lin
(China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China)

The Lean Premixed Prevaporized(LPP)technology is the most promising low emission technolo?gy in aero-engine combustor design,which makes the emission level of pollutant NOx very low.Three-di?mensional non-reactive and reactive flow in a LPP model combustor was studied numerically by using FLU?ENT software,involving the structure of recirculation zone,characteristics of recirculation flow and atomiza?tion,performances of combustion and NOx emission forecast.The results indicated that recirculation zone had three vortexes as the same as TAPS combustor,mass-flow distribution agreed well with experimental data,the performances of atomization and combustion were fine,and the emission level of pollutant NOx was low.

LPP；combustor；numerical simulation；emission

V235.11+3

A

1672-2620(2012)02-0028-05

2011-05-20；

2011-12-31

馬存祥(1986-)，男(回族)，寧夏人，工程師，碩士，主要從事民用航空發(fā)動機低污染燃燒室的設(shè)計與性能計算工作。