丁勇能 ,田 勇, 王 波,4, 鄭迎九, 邵衛(wèi)衛(wèi),4

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

燃燒室作為重型燃?xì)廨啓C(jī)的關(guān)鍵熱端部件[1]，工作在高溫高壓的極端環(huán)境中，開展試驗研究難度大、成本高，因此數(shù)值模擬成為分析燃燒室性能的重要手段[2-11]。然而，燃燒室?guī)缀胃叨葟?fù)雜，其中火焰筒部分通常包含數(shù)以百計的氣膜孔以及肋化壁面，噴嘴部分包含高度復(fù)雜的多環(huán)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(dú)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(jié)合工業(yè)CT的方法獲得完整幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)，通過燃?xì)廨啓C(jī)整體參數(shù)分析獲得燃燒室邊界條件，在天津國家超算中心上實現(xiàn)了對某重型燃?xì)廨啓C(jī)DLN燃燒室單筒全尺寸模型的大規(guī)模數(shù)值模擬。

1 幾何模型

基于外形三坐標(biāo)掃描和內(nèi)型工業(yè)CT掃描的結(jié)果，獲得了較為完整的燃燒室?guī)缀螖?shù)據(jù)，以此為基礎(chǔ)進(jìn)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(wǎng)格劃分

在ANSYS ICEM CFD 19.0中生成整個燃燒室的計算網(wǎng)格。計算域設(shè)置如圖2。

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

圖2 計算域的設(shè)置

圖3 整體網(wǎng)格布置

3 數(shù)值方法

3.1 邊界條件設(shè)置

通過分析此重型燃?xì)廨啓C(jī)整體循環(huán)參數(shù)，獲得滿負(fù)荷運(yùn)行時的燃燒室模擬的工況，相關(guān)邊界條件設(shè)置如表1所示。

表1 燃燒室熱態(tài)模擬邊界條件設(shè)置

3.2 模擬方法

采用ANSYS FLUENT 19.0作為求解器，基于三維穩(wěn)態(tài)可壓縮粘性N-S方程。湍流模型采用基于可縮放壁面函數(shù)(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(yùn)方程及能量方程均采用二階迎風(fēng)格式離散，保證算法穩(wěn)定性的同時滿足一定的計算精度。迭代收斂準(zhǔn)則設(shè)為殘差10-6，同時監(jiān)控出口濃度、速度、湍動能、溫度及全局峰值溫度等參數(shù)的收斂。

4 模擬結(jié)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(jìn)入壓氣機(jī)排氣機(jī)匣后，一部分通過過渡段襯套上的冷卻孔進(jìn)入過渡段導(dǎo)流襯套，進(jìn)而往上游進(jìn)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(jìn)入火焰筒導(dǎo)流襯套，然后與來自過渡段襯套的空氣匯合，進(jìn)入噴嘴機(jī)匣區(qū)，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(jìn)入火焰筒區(qū)。進(jìn)入噴嘴機(jī)匣區(qū)的空氣，一部分通過噴嘴頭罩上的大孔進(jìn)入噴嘴頭罩區(qū)，然后通過近火焰筒的布封板上的數(shù)百個冷卻孔排出，保護(hù)側(cè)板；一部分在上游端蓋處回流后通過噴嘴上的蜂窩孔進(jìn)入噴嘴，在噴嘴內(nèi)部的旋流葉片外與燃料實現(xiàn)摻混。由圖可見，噴嘴出口下游形成了有利于燃燒穩(wěn)定的低速回流區(qū)。

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(hù)噴嘴端面避免高溫?zé)g的作用。purge通道的外側(cè)兩通道分別是擴(kuò)散燃料與擴(kuò)散空氣通道，在出口附近部分摻混，起到低負(fù)荷值班穩(wěn)焰作用。最外側(cè)的通道是預(yù)混環(huán)腔。預(yù)混空氣與預(yù)混燃料在其中充分預(yù)混后排出，在噴嘴出口形成預(yù)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(fù)系數(shù)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(yù)混火焰中心。但是預(yù)混通道吹來的大量冷空氣除了近中心側(cè)的空氣參與燃燒外，其余都包裹著火焰，起到了很好的保護(hù)噴嘴壁面與燃燒室壁面的作用。同時，與傳統(tǒng)的燃燒室中心布置一個擴(kuò)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(jīng)統(tǒng)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(yù)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(qū)域。將NO的濃度轉(zhuǎn)換為統(tǒng)一的參考氧濃度，即氧氣摩爾分?jǐn)?shù)為15%下的數(shù)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(yù)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(yīng)的火焰邊緣低溫區(qū)有大量的CO產(chǎn)生。經(jīng)過統(tǒng)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(yuǎn)高于本工況下的預(yù)期值。

圖11 中心剖面CO濃度分布

產(chǎn)生上述原因的結(jié)果可能是本文采用的測繪方法未能準(zhǔn)確獲得旋流葉片的結(jié)構(gòu)(尤其是出口角度)，從而對預(yù)混旋流強(qiáng)度的模擬值(約0.72)偏低，使得周圍5個噴嘴的火焰擴(kuò)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(jìn)一步造成整體燃燒溫度偏低。上述研究結(jié)果也說明該燃燒室設(shè)計可能在噴嘴布置上存在一定的缺陷，其燃燒室中心區(qū)域可能出現(xiàn)溫度偏低、燃燒不完全的問題。該型號燃?xì)廨啓C(jī)在升級版本燃燒室中對噴嘴布置進(jìn)行了改進(jìn)，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(wěn)定性具有重要作用。

5 結(jié)語

本文通過內(nèi)型CT掃描結(jié)合外形3D掃描的方法獲得了某重型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的詳細(xì)幾何結(jié)構(gòu)，并結(jié)合燃機(jī)整體工況參數(shù)，開展了單筒全尺寸燃燒室的熱態(tài)數(shù)值模擬。模擬結(jié)果顯示該燃燒室的噴嘴布置方式存在中心區(qū)域不能完全燃燒的風(fēng)險，一定程度上解釋了該型號燃?xì)廨啓C(jī)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(jié)果可以為重型燃?xì)廨啓C(jī)DLN燃燒室的分析與設(shè)計提供參考。