張 亮, 靳朝陽, 姚 飛, 葛 冰

(1．中國船舶及海洋工程設計研究院,上海 200011;2．上海交通大學 機械與動力工程學院,上海 200240)

燃料軸向分級燃燒技術[1]是將燃燒室分為兩級進行燃燒,在低負載的情況下沒有燃料進入第二級,因此第二級燃燒室內沒有火焰;到達一定的負載后,向二級燃燒室注入燃料和第一燃燒室的熱產物,將其混合并點燃,從而降低NOx的生成量。D?bbeling等[2-4]在H級燃氣輪機燃燒室中采用了C級再燃噴嘴,在高負荷狀態(tài)下將其開啟可以提高燃燒的穩(wěn)定性。Thomas等[5-7]在7/9HA機組燃燒室過渡段增設了軸向二次燃燒噴嘴,用以提高機組性能。Janus等[8]在GT36機組中采用了軸向分級再燃技術,保證了寬負荷條件下燃燒室的高效、低污染運行。此外,L30A燃氣輪機也采用了軸向燃料分級再燃噴嘴技術,實現(xiàn)了高燃料適應性條件下的低污染穩(wěn)定燃燒。

燃料軸向分級燃燒室的兩級燃燒方式均為貧燃預混燃燒,二級燃燒通常是采用橫向射流(JICF)的形式。橫向射流由于其較高的適用性,受到廣泛關注[9-11]。針對橫向射流的研究大多集中在非預混系統(tǒng)上,其中射流為純燃料或純氧化劑[12-14],而針對射流為燃料空氣預混氣體的研究還相對較少。Han等[14]研究了與法向呈不同角度的橫向甲烷射流,發(fā)現(xiàn)隨著注入角向下游方向(45°)增大,火焰邊緣的長度增加,表明注入角增大,在反應前可進行更多的燃料與空氣的預混。賈玉良等[15]運用冷態(tài)粒子圖像測速和火焰自發(fā)光CH基拍攝等試驗方法,研究了動量通量比對橫流與射流摻混、射流火焰以及污染物排放的影響。Wagner[16]通過實驗研究預混反應橫向射流的流場和火焰穩(wěn)定性,發(fā)現(xiàn)在反應JICF的情況下火焰有2個單獨的穩(wěn)定點,分別在射流中心線的兩側。Goh等[17]對軸向分級燃燒室進行建模,研究了給定燃燒溫度和停留時間下的最小NOx排放量理論值。與傳統(tǒng)預混結構相比,分級燃燒可顯著降低最小NOx排放量水平,同時顯著增強部分負荷下的CO性能。Winkler等[18]通過數(shù)值模擬和常壓實驗的方法對二級燃料的不同注入方式進行了研究。Tautschnig等[19]研究了天然氣射流的自燃,采用RANS中的Realizablek-ε模擬獲得流場、混合物和溫度場。Prathap等[20]研究了噴嘴幾何形狀、射流當量比和動量通量比對橫流中注入的預混合乙烯-空氣射流火焰的影響。

為了研究不同角度的射流噴嘴對軸向分級燃燒室產生的影響,對軸向分級燃燒室進行建模,設置二次射流噴嘴角度分別為45°、90°和135°,再進行網格劃分。為了簡化計算模型,保證一級和二級燃燒室預混燃燒,假設頭部旋流器進口和二次噴嘴進口的空氣和燃料已經完全混合均勻。通過數(shù)值模擬,研究軸向分級燃燒室在不同射流角度下的流場、溫度場、射流火焰結構、排放特性等。

1 研究對象

燃料軸向分級燃燒實驗臺架如圖1所示。為便于觀察和拍攝火焰形態(tài),在一級燃燒區(qū)和二級燃燒區(qū)的側面開設了可視化窗口。為了保證進入二級燃燒室的燃料與空氣充分混合,在射流噴嘴之前安裝了燃料空氣預混器。燃燒室頭部采用6葉片,安裝角為45°的簡單直葉片式軸向旋流器可實現(xiàn)一級燃燒區(qū)的預混燃燒,旋流器的環(huán)形空氣通道內徑為34 mm,外徑為48 mm。

(a) 軸向分級燃燒室

燃料軸向分級燃燒實驗段如圖1所示。模型燃燒室旋流器出口到燃燒室出口總長為960 mm,燃燒室流通截面尺寸為96 mm×288 mm,在二級燃燒區(qū)安裝有3個入射角度為45°的二次射流噴嘴,噴嘴內徑為12 mm。

2 研究方法

2.1 計算方法

在圓柱和平板射流的研究中,采用Realizablek-ε模型能獲得更精確的耗散率,針對具有強逆壓梯度的旋轉流動邊界層、流動分離以及二次流,Realizablek-ε模型的計算效果均較好。因此,湍流模型選用Realizablek-ε湍流模型;壁面函數(shù)選用標準壁面函數(shù);微分方程離散采用SIMPLEC方法進行速度與壓力耦合的求解,采用二階迎風系數(shù)離散格式進行隱式分離的求解;燃燒模型為有限速率/渦耗散概念模型,以甲烷為燃料進行模擬,采用簡化的甲烷兩步燃燒反應機理,排放NOx模型為熱力型;入口采用質量流量入口邊界條件,出口采用壓力出口邊界條件。

2.2 網格劃分

通過UG軟件繪制燃燒室的三維模型,使用ICEM軟件進行網格劃分,為提高計算精度,旋流器和燃燒室全部采用結構化六面體網格進行劃分,如圖2所示。同時,對旋流器出口和射流中心附近的網格進行適當?shù)募用芴幚怼?/p>

(a) 燃燒室網格

2.3 網格無關性驗證

在不同網格數(shù)(365萬、628萬和910萬)下對軸向分級燃燒室進行劃分,并對比不同網格數(shù)下的軸向速度和溫度。圖3為Y/D=0處ZOX平面的湍動能場,提取燃燒室出口處Z/D=17和Z/D=19兩條線上的軸向速度和溫度數(shù)據(jù),其沿X/D方向上的變化曲線分別如圖4和圖5所示。

圖3 Y/D=0處ZOX平面的湍動能場

(a) 軸向速度

(a) 軸向速度

從圖4和圖5可以看出,在不同網格數(shù)下軸向速度和溫度分布趨勢一致,且軸向速度精確度的差別很小,而溫度精確度的差別很大。為保證計算速度,節(jié)約計算成本,選擇網格數(shù)為628萬的網格進行數(shù)值計算。

3 結果與分析

針對3種不同射流噴嘴角度的軸向分級燃燒室開展熱態(tài)數(shù)值模擬,分析了不同二次噴嘴角度下軸向分級燃燒室的溫度場、流場、湍動能分布以及污染物排放特性。在進行軸向分級燃燒室的數(shù)值模擬時,主流當量比(Φx=0.65)不變,改變射流當量比,對比不同射流角度下燃燒室性能的差別。不同射流當量比下熱態(tài)工況如表1所示。

表1 不同射流當量比下熱態(tài)性能實驗工況

在研究軸向分級燃燒室的熱態(tài)性能時,主要改變射流當量比,保證主流當量比不變,即一級燃燒區(qū)的空氣量和燃料量保持不變。因此,主要研究二級燃燒區(qū)中射流噴嘴前后區(qū)域,重點分析了不同射流角度α下過二次射流中心的ZOY截面(X/D=0)的速度場、溫度場和湍動能分布。圖6為過二次射流中心的ZOY截面的溫度場。

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圖6 ZOY截面(X/D=0)的溫度場

3.1 速度場

圖7為不同射流角度下軸向分級燃燒室二級燃燒區(qū)射流前后區(qū)域的速度場。由圖7可知,隨著射流當量比的增大,射流的穿透作用明顯增強,這是由于射流空氣速度增大。在二次射流上游區(qū)域,燃燒室內的速度場基本相同,頭部燃燒室的速度場主要受頭部入口條件的影響;除二次射流角度為45°外,在90°和135°下二次射流下游均有明顯的回流產生,導致煙氣在燃燒室中的停留時間增加,污染物排放量升高。

圖7 ZOY截面(X/D=0)的速度場

3.2 停留時間

為研究不同射流角度對軸向分級燃燒室停留時間的影響,對燃燒室燃燒區(qū)域進行簡化。圖8為模型燃燒室一級和二級燃燒區(qū)劃分的示意圖,曲線是射流噴嘴出口中心流線,虛線是ZOY截面的中心線,2條線的交點為A。為便于計算一、二級燃燒區(qū)的停留時間,定義旋流器出口位置到交點A的距離S1為一級燃燒區(qū)域,定義交點A到燃燒室出口位置的距離S2為二級燃燒區(qū)域。

圖8 模型燃燒區(qū)域劃分

停留時間τ為:

(1)

式中:ρ為燃氣密度;V為燃燒室體積;qm為燃氣質量流量。

為快速計算燃燒室的停留時間,將公式簡化為:

(2)

τ=τ1+τ2

(3)

(a) 135°

表2 工況5下不同射流角度的燃燒室停留時間

從表2可以看出,隨著射流角度的減小,一級燃燒區(qū)的停留時間增加,二級燃燒區(qū)停留時間減少,但總的停留時間增加。

3.3 溫度場

圖10為不同射流角度下燃料軸向分級燃燒室二級燃燒區(qū)射流前后的溫度場。從圖10可以看出,相比45°和90°,在135°的射流上游區(qū)域的燃燒溫度較高,這是因為在135°下射流進入燃燒室后先與上游的高溫煙氣混合燃燒,產生大量的熱量,導致溫度升高;隨著射流當量比的增大,射流的穿透作用明顯增強,這是由于射流空氣速度增大。當射流當量比增大到一定程度時,射流下游區(qū)域產生高溫,這是因為二次射流的下游有回流產生。

圖10 不同射流角度下ZOY截面(X/D=0)的溫度場

3.4 湍動能分布

圖11為不同射流角度下軸向分級燃燒室二級燃燒區(qū)射流前后區(qū)域的湍動能分布。從圖11可以看出,隨著射流當量比的增大,燃燒室中高湍動能區(qū)域擴大,說明射流與主流的相互作用越強,摻混效果越好。在相同工況下,對比不同射流角度下軸向分級燃燒室的湍動能分布。隨著二次射流角度的增大,燃燒室中的高湍動能區(qū)域越大,射流與主流的摻混越均勻。

圖11 不同射流角度下ZOY截面(X/D=0)的湍動能場

3.5 NOx排放

基于熱態(tài)數(shù)值模擬,對不同射流角度下軸向分級燃燒室出口的NOx排放量進行對比,采用基于質量平均的NOx質量分數(shù)進行研究,結果見圖12。

圖12 燃燒室出口的NOx質量分數(shù)

主流當量比保持不變時,隨著射流當量比的增加,NOx排放量先略減小后逐漸增大。其中,相比90°,二次射流角度為135°時NOx質量分數(shù)始終較高,這是因為二次射流角度為135°時二次射流逆流向進入主流,在燃燒室中的停留時間長;與90°和135°相比,在45°的二次射流角度下,當射流當量比較低時,NOx質量分數(shù)較高,說明在一定的工況下,二次射流角度為45°時NOx排放特性更低。

4 結 論

(1) 在二次射流上游區(qū)域,燃燒室內的速度場基本相同,頭部燃燒室的速度場主要受頭部入口條件的影響;隨著射流當量比的增大,射流的穿透能力明顯增強,這是由于射流空氣速度增大。除45°外,二次射流角度為90°和135°時二次射流下游均有明顯的回流產生,煙氣在燃燒室中的停留時間增加,污染物排放量升高。

(2) 隨著二次射流角度的減小,一級燃燒區(qū)的停留時間增加,二級燃燒區(qū)停留時間減少,但總停留時間增加。

(3) 相比45°和90°,在135°下射流上游區(qū)域的燃燒溫度比45°和90°高。這是因為在135°下射流進入燃燒室后先與上游的高溫煙氣混合燃燒,產生大量的熱量,導致溫度升高;當射流當量比增大到一定程度時,射流下游區(qū)域產生高溫,這是因為二次射流的下游有回流產生。

(4) 隨著射流當量比的增大,燃燒室中高湍動能區(qū)域擴大,說明射流與主流的相互作用越強,摻混效果越好。在相同工況下,隨著二次射流角度的增大,燃燒室中的高湍動能區(qū)域越大,射流與主流的摻混越均勻。

(5) 主流當量比保持不變,隨著射流當量比的增大,燃燒室出口的NOx質量分數(shù)先略減小再逐漸增大。其中,相比90°,二次射流角度為135°時NOx質量分數(shù)始終較高,這是因為在135°下二次射流逆流向進入主流,在燃燒室中的停留時間長;與90°和135°相比,二次射流角度為45°時,射流當量比較低時NOx質量分數(shù)較高。結合工業(yè)燃氣輪機軸向分級燃燒室的工作方式:在低工況下關閉二級燃料供應,在高工況下開啟二級燃料供應,因此,二次射流角度為45°時NOx排放特性更低。