反應機理對CFD計算燃氣輪機高壓燃燒NO排放的影響

席中亞， 付忠廣

(華北電力大學 國家火力發電工程技術研究中心， 北京 102206)

燃氣輪機燃燒產生的污染物主要為NOx(其中NO通常占95%以上)，對于日趨嚴格的環保規定，降低NO排放迫在眉睫。貧預混燃燒方法[1]因較低的燃燒溫度而在降低NO方面獲得了廣泛應用，該方法先將燃料與過量空氣預混形成貧態可燃物，再進入燃燒室燃燒，從而獲得較低的燃燒溫度，因此熱力型NO[2]的生成較少。同時在燃燒器設計方面，由于燃燒所產生的回流區在穩定火焰和增強新鮮未燃物與高溫煙氣的混合上起到重要作用[3]，旋流燃燒器得到了廣泛使用。

為了提高燃氣輪機循環熱效率，燃氣輪機燃燒室須在高溫高壓的工況下運行，當前F級重型燃氣輪機的燃氣初溫為1 430 ℃，壓氣機壓比達到17～30[4]。但由于測量手段的限制，在高壓工況下對燃氣輪機燃燒室進行實驗研究受到了阻礙[5]，且研究所需成本高、周期長。計算流體力學(CFD)數值預測以較低的成本和較短的時間，為燃氣輪機燃燒室的燃燒特性及污染物排放的研究提供了有效的手段[6]。

Lu等[7]指出了化學機理對反應模擬研究的重要性，不合適或不充分的反應機理會產生不準確甚至錯誤的結果，過于復雜的機理不利于計算機求解，過于簡單的機理會使計算失去準確性。GRI3.0機理[8]由美國伯克利大學的Smith等提出，其包含53種組分及325步反應，該機理被普遍認為是甲烷燃燒計算的標準機理，其中考慮了壓力對化學反應的影響，計算量相對較大。為了節省計算成本，Karalus等[9]對GRI3.0機理進行簡化，發展了骨架機理Skeletal mech，旨在用于預測燃氣輪機在高壓及貧預混工況下甲烷燃燒所產生的NOx，該機理包含30種組分及177步反應，其中甲烷氧化反應含有22個組分和122步反應，其余的8個組分和55步反應用于描述NOx的形成，考慮了壓力對化學反應的影響。同時，Novosselov等[10]提出了8步反應機理8-steps mech，同樣是為了預測燃氣輪機在高壓及貧預混工況下甲烷燃燒所生成的NO，該機理包括7種組分和8步化學反應，其中有3步為甲烷燃燒的總包反應，另外5步為各種途徑的NO生成反應，壓力對化學反應的影響通過將壓力引入化學反應速率計算公式而實現。

近年來，一些學者[11-12]提出并證實了新的快速型NO的生成反應，他們以新的反應CH+N2=NCN+H取代了原先著名的由Fenimore[13]提出的反應CH+N2=HCN+N，新反應的快速型NO子機理取得了發展[14-16]。其中，Lamoureux等[16]提出的修正機理GRI3.0_modify，將原先GRI3.0的快速型子機理中的反應CH+N2=HCN+N和CH+N2(+M)=HCNN(+M)替換成CH+N2=NCN+H，同時添加了NCN的消耗反應：

NCN+H=HCN+N

(1)

NCN+O=CN+NO

(2)

NCN+OH=HCN+NO

(3)

NCN+O2=NO+NCO

(4)

Pillier等[17]通過Chemkin軟件計算及實驗得出，由Lamoureux等提出的修正機理GRI3.0_modify能在高壓下預測NO的形成。然而Chemkin反應器并不能像CFD一樣揭示NO的形成地點及過程。CFD中的渦耗散概念模型(EDC)適用于詳細化學機理的計算，Fukumoto等[18]指出EDC模型能夠準確模擬燃燒的火焰結構。

筆者結合已提出的4個高壓燃燒機理，采用CFD對美國國家能源技術實驗室NETL的SimVal燃氣輪機燃燒實驗臺的高壓燃燒實驗[19]進行數值模擬，計算NO排放。通過分析溫度場、NO生成率分布和NO摩爾分數分布，揭示NO形成地點及過程；將出口NO體積分數的計算結果與實驗數據進行對比，揭示每個機理的計算效果和準確性，為燃氣輪機燃燒室在實際高壓工況下運行的NO排放預測提供參考。

1 計算對象及數值模型

1.1 計算對象

以NETL的SimVal燃氣輪機高壓燃燒實驗臺[19]為研究對象，該實驗臺如圖1所示。其主要結構為預混段、噴嘴、燃燒室和乏氣段，空氣和燃料在圓環形的預混段內充分混合，經過旋流器后在噴嘴內形成旋流可燃物后進入圓柱形燃燒室燃燒，經末尾帶有卡口的圓柱形乏氣段流出，在乏氣段出口處測量NO的生成量。

圖1 NETL-SimVal燃氣輪機高壓燃燒實驗臺

1.2 數值模型

采用Fluent數值計算軟件，CFD幾何模型為二維軸對稱模型，如圖2所示。網格單元均為四邊形，通過網格無關性驗證，網格數為9 500，由于過密未在圖2中顯示。

圖2 CFD幾何模型

入口設置在燃燒室入口表面上游5 cm處，旋流采用邊界條件的設置取代旋流器，旋流角為56°，來源于Strakey等[20]的實驗結果。CFD計算燃料為甲烷，當量比為0.55，燃燒室絕對壓力為0.62 MPa，入口邊界條件為質量流量入口，溫度為550 K，質量流量為0.385 kg/s，出口邊界條件為壓力出口。壁面采用絕熱邊界近似處理，與實際散熱的誤差在合理范圍內。軸線為整個圓柱形區域的中心軸。2D模型選為軸對稱旋流模型，湍流模型為標準的k-ε模型，混合物的密度設置為理想氣體模型，湍流化學相互作用模型為渦耗散概念模型，反應機理分別為上文所提及的GRI3.0、Skeletal mech、8-steps mech和GRI3.0_modify。壓力速度耦合采用Simple算法，物理量空間離散采用二階迎風，以保證精度。

2 計算結果及分析

2.1 流場

各反應機理的流場相似，旋流流場如圖3所示。圖3中，流場發生渦破碎形成內部回流區(Inner Recirculation Zone, IRZ)，具體過程為：由于離心力的作用，旋流產生徑向壓力梯度；切向速度沿軸向膨脹并衰減，因此在軸線附近形成負的軸向壓力梯度，從而引起反向流，形成內部回流區，即云圖中軸向速度小于0的區域。同時，由于噴嘴出口界面的突擴作用，在邊角處形成外部回流區(Outer Recirculation Zone, ORZ)?；亓鲄^的形成在穩定火焰、增強新鮮可燃物和高溫煙氣的混合方面起到了重要作用。

圖3 旋流流場

2.2 溫度場

各反應機理的溫度場如圖4所示，其中4個反應機理的溫度分布相似。從圖4可以看出，高溫區域均位于外部回流區和中心體處的微小區域，高溫區域溫度水平在1 812～1 842 K。反應機理GRI3.0與其簡化機理Skeletal mech和其修正機理GRI3.0_modify的溫度場基本一致，三者計算域平均溫度分別為1 715 K、1 722 K和1 715 K，可見GRI3.0的平均溫度水平相對于Skeletal mech稍低，與GRI3.0_modify相同；而8-steps mech的高溫區域形狀則與其他機理存在差別，其計算域平均溫度為1 743 K，明顯高于其他3個反應機理，同時可推測其火焰長度明顯更短。

(a)GRI3.0(b)Skeletalmech(c)8-stepsmech(d)GRI3.0_modify

圖4 溫度場

Fig.4 Temperature fields

2.3 NO生成率分布

各反應機理的NO生成率分布如圖5所示。從圖5可以看出，各反應機理對應的高NO生成率均出現在火焰表面，說明4個反應機理的NO形成地點均主要在火焰表面。外部回流區高溫區域的NO生成率比火焰表面低得多，而火焰表面的溫度則明顯低于該區域，說明火焰表面由溫度引起的NO生成率(即熱力型NO)極低?；鹧鏈囟染? 800 K及以下，熱力型NO的形成很少[21]。

(a)GRI3.0(b)Skeletalmech(c)8-stepsmech(d)GRI3.0_modify

圖5 NO生成率分布

Fig.5 Distribution of NO production rate

NO的生成途徑主要有熱力型、快速型、N2O型、NNH型和燃料型等。由于本文的燃料甲烷沒有N元素，故沒有燃料型NO的生成，熱力型NO的生成也很少，故4個反應機理的NO來源主要為快速型、N2O型和NNH型。這與Fackler等[22]的研究結論一致。

反應機理GRI3.0與其簡化機理Skeletal mech的NO生成率分布基本一致，說明Skeletal mech很好地預測了GRI3.0的NO生成。而修正機理GRI3.0_modify在相同位置的快速型NO生成率比GRI3.0和Skeletal mech明顯要高。8-steps mech在相同位置的NO生成率則明顯低于其他反應機理。

2.4 NO摩爾分數分布

各反應機理的NO摩爾分數分布如圖6所示。從圖6可以看出，4個反應機理高摩爾分數NO的區域相同，都位于火焰表面及高溫區域(外部回流區和中心體處的微小區域)，NO的形成過程為：燃料進入燃燒室燃燒，在火焰表面形成了高摩爾分數的NO，然后回流至高溫區域，在高溫區域的回流過程中，NO的摩爾分數得到了少量增加，約在0.4×10-6以內，可見絕大部分的NO來源于火焰表面，這與上述對NO生成率的分析結論一致。

(a)GRI3.0(b)Skeletalmech(c)8-stepsmech(d)GRI3.0_modify

圖6 NO摩爾分數分布

Fig.6 Distribution of NO mole fraction

反應機理GRI3.0與Skeletal mech的NO摩爾分數分布基本一致，Skeletal mech很好地再現了GRI3.0的NO摩爾分數分布；而GRI3.0_modify在相同位置的NO摩爾分數比GRI3.0和Skeletal mech明顯要高；8-steps mech在相同位置的NO摩爾分數明顯低于其他反應機理，分布結果均與NO生成率分布一致。

2.5 出口NO體積分數的計算值與實驗值比較

將CFD計算得到的出口NO體積分數轉換成干基及15%O2體積分數下的值，以對應實驗數據。得到的反應機理出口NO體積分數的計算值與實驗值[19]如表1所示。

表1 出口NO體積分數計算值與實驗值的對比

考慮到實驗存在的不確定性及計算采用甲烷代替實驗用的天然氣等因素，GRI3.0及其簡化機理Skeletal mech和修正機理GRI3.0_modify均對出口NO體積分數進行了準確預測，這3個反應機理的計算值與實驗值較接近，分別相差25%、26%和16%；GRI3.0與其簡化機理Skeletal mech的計算值基本一致，Skeletal mech在更少的計算時間(GRI3.0的一半)內很好地再現了GRI3.0對NO排放的預測，這與對NO生成率及摩爾分數分布的分析結論一致；而GRI3.0_modify的出口NO體積分數則高于GRI3.0和Skeletal mech的計算值，這同樣與NO生成率及摩爾分數分布的分析結論一致，并且GRI3.0_modify的計算值更接近實驗值，在相同的計算時間內，GRI3.0_modify通過改變原機理中的快速型NO子機理而提高了預測NO排放的準確度，計算值增加了0.23×10-6，準確度提高了9%。而8-steps mech的計算結果則與實驗值偏差較大，相差約50%。

3 結 論

(1) 反應機理GRI3.0與其簡化機理Skeletal mech和修正機理GRI3.0_modify的溫度場基本一致；而8-steps mech 的計算域平均溫度明顯高于其他反應機理，同時其火焰長度明顯更短。4個反應機理的NO生成地點主要在火焰表面；熱力型NO生成很少，NO來源主要為快速型、N2O型及NNH型。

(2) GRI3.0與其簡化機理Skeletal mech的NO生成率及摩爾分數分布基本一致，Skeletal mech很好地預測了GRI3.0的NO生成率及摩爾分數分布；而GRI3.0_modify在相同位置的NO生成率及摩爾分數比GRI3.0和Skeletal mech明顯要高；8-steps mech在相同位置的NO生成率及摩爾分數則明顯低于其他反應機理。

(3) GRI3.0及其簡化機理Skeletal mech和修正機理GRI3.0_modify均對出口NO體積分數進行了準確預測，這3個反應機理的計算值與實驗值較接近，分別相差25%、26%和16%；而Skeletal mech在更少的計算時間內再現了GRI3.0對NO排放的預測；與GRI3.0相比，在相同的計算時間內GRI3.0_modify提高了預測NO排放的準確度，計算值增加了0.23×10-6，準確度提高了9%；8-steps mech的計算結果與實驗值偏差較大，相差約50%。

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[1] 清華大學熱能工程系動力機械與工程研究所, 深圳南山熱電股份有限公司. 燃氣輪機與燃氣-蒸汽聯合循環裝置[M]. 北京: 中國電力出版社, 2007: 124-135.

[2] ZELDOVICH J. The oxidation of nitrogen in combustion and explosions[J].EuropeanPhysicalJournalA.HadronsandNuclei, 1946, 21: 577-628.

[3] LEFEBVRE A H, BALLAL D R. Gas turbine combustion[M]. 3rd ed. New York: CRC Press, 2010: 140-141.

[4] 蔣洪德. 加速推進重型燃氣輪機核心技術研究開發和國產化[J].動力工程學報, 2011, 31(8): 563-566.

JIANG Hongde. Promote heavy duty gas turbine core technology development and industrial application in China[J].JournalofChineseSocietyofPowerEngineering, 2011, 31(8): 563-566.

[5] GOMEZ-RAMIREZ D, KEDUKODI S, GADIRAJU S, et al. Gas turbine combustor rig development and initial observations at cold and reacting flow conditions[C]//ASMETurboExpo2016:TurbomachineryTechnicalConferenceandExposition. Seoul, South Korea: ASME, 2016.

[6] 王翰林, 雷福林, 邵衛衛, 等. 合成氣燃氣輪機燃燒室CFD模擬的模型選擇及優化[J].中國電機工程學報, 2015, 35(6): 1429-1435.

WANG Hanlin, LEI Fulin, SHAO Weiwei, et al. Screening and modification of CFD models for syngas turbine combustor[J].ProceedingsoftheCSEE, 2015, 35(6): 1429-1435.

[7] LU Tianfeng, LAW C K. Toward accommodating realistic fuel chemistry in large-scale computations[J].ProgressinEnergyandCombustionScience, 2009, 35(2): 192-215.

[8] FRENKLACH M, BOWMAN T, SMITH G. GRI-Mech 3.0[EB/OL]. [1999-07-30].http://www.me.berkeley.edu/gri_mech/.

[9] KARALUS M F, FACKLER K B, NOVOSSELOV I V, et al. A skeletal mechanism for the reactive flow simulation of methane combustion[C]//ASMETurboExpo2013:TurbineTechnicalConferenceandExposition. San Antonio, Texas, USA: ASME, 2013.

[10] NOVOSSELOV I V, MALTE P C. Development and application of an eight-step global mechanism for CFD and CRN simulations of lean-premixed combustors[J].JournalofEngineeringforGasTurbinesandPower, 2008, 130(2): 021502.

[11] MOSKALEVA L V, LIN M C. The spin-conserved reaction CH+N2→H+NCN: a major pathway to prompt no studied by quantum/statistical theory calculations and kinetic modeling of rate constant[J].ProceedingsoftheCombustionInstitute, 2000, 28(2): 2393-2401.

[12] VASUDEVAN V, HANSON R K, BOWMAN C T, et al. Shock tube study of the reaction of CH with N2: overall rate and branching ratio[J].JournalofPhysicalChemistryA, 2007, 111(46): 11818-11830.

[13] FENIMORE C P. Formation of nitric oxide in premixed hydrocarbon flames[J].Symposium(International)onCombustion, 1971, 13(1): 373-380.

[14] WILLIAMS B A, SUTTON J A, FLEMING J W. The role of methylene in prompt NO formation[J].ProceedingsoftheCombustionInstitute, 2009, 32(1): 343-350.

[15] KONNOV A A. Implementation of the NCN pathway of prompt-NO formation in the detailed reaction mechanism[J].CombustionandFlame, 2009, 156(11): 2093-2105.

[16] LAMOUREUX N, EL MERHUBI H, GASNOT L, et al. Measurements and modelling of HCN and CN species profiles in laminar CH4/O2/N2low pressure flames using LIF/CRDS techniques[J].ProceedingsoftheCombustionInstitute, 2015, 35(1): 745-752.

[17] PILLIER L, IDIR M, MOLET J, et al. Experimental study and modelling of NOxformation in high pressure counter-flow premixed CH4/air flames[J].Fuel, 2015, 150: 394-407.

[18] FUKUMOTO K, OGAMI Y. Combustion simulation technique for reducing chemical mechanisms using look-up table of chemical equilibrium calculations: application to CO-H2-air turbulent non-premixed flame[J].Computers&Fluids, 2012, 66: 98-106.

[19] SIDWELL T, CASLETON K, STRAUB D, et al. Development and operation of a pressurized optically-accessible research combustor for simulation validation and fuel variability studies[C]//ASMETurboExpo2005:PowerforLand,Sea,andAir. Reno, Nevada, USA: ASME, 2005.

[20] STRAKEY P A, YIP M J. Experimental and numerical investigation of a swirl stabilized premixed combustor under cold-flow conditions[J].JournalofFluidsEngineering, 2007, 129(7): 942-953.

[21] 岑可法, 姚強, 駱仲泱, 等. 燃燒理論與污染控制[M]. 北京: 機械工業出版社, 2004: 414-415.

[22] FACKLER K B, KARALUS M F, NOVOSSELOV I V, et al. Experimental and numerical study of NOxformation from the lean premixed combustion of CH4mixed with CO2and N2[C]//ASME2011TurboExpo:TurbineTechnicalConferenceandExposition. Vancouver, Canada: ASME, 2011.