摻混孔調整對燃氣輪機DLN燃燒室性能影響研究

姜 東，馮大強，趙光敏，陳 偉，牛家宏

(1.中國航發 四川燃氣渦輪研究院, 四川 綿陽 621703； 2．四川大學 空天科學與工程學院， 成都 610065)

燃燒室是燃氣輪機的核心部件，工作過程涉及氣體流動、燃燒、傳熱、化學反應、聲學等多個專業，其出口參數直接影響下游透平部件的性能及使用壽命。因此，燃燒室設計中需對燃料和空氣進行合理組織分配，以滿足燃燒、傳熱及出口流場的技術要求。

近年來，由于對污染物排放要求越來越嚴格，大型燃氣輪機燃燒室普遍采用干式低氮燃燒技術，通過空氣與燃料的提前預混再燃燒，降低燃燒溫度，減少NOx的產生[1]。同時，燃燒室是典型的高溫部件，須要進行細致的冷卻設計[2-3]，因此，燃燒室的主要零部件，如噴嘴、罩帽、火焰筒、過渡段通常都具有復雜的結構特征，以實現預期的空氣流量分配。其中，部分燃燒室的火焰筒壁面設計有摻混孔結構，溫度較低的空氣通過摻混孔與火焰筒內部的高溫燃氣混合以改變燃燒室出口溫度分布，使其能滿足下游透平部件的設計要求[4-5]。Agrawal[6]通過流動試驗發現，摻混孔的調整不僅會影響燃燒室空氣流量分配，還將影響燃燒室內的流場結構。Leonetti[7]的試驗表明，摻混孔的位置將改變透平進口的速度場和湍流度尺寸。張征[8]提出采用氣動比擬法來預估摻混孔改變對摻混空氣流量及燃燒室出口截面溫度分布的影響規律。Yathisharadhya[9]、Ranjith[10]、劉凱[11]、Shrivastava[12]等研究了中心分級燃燒室摻混孔孔徑比、相對孔距等參數對出口溫度場的影響，對優化燃燒室出口溫度品質有一定作用。李瑞明[13]采用數值計算方法研究了摻混孔面積對二元模型駐渦燃燒室流量分配的影響，并發現其對油氣比、燃燒效率和燃燒穩定性產生明顯影響。Ding[14]針對雙排摻混孔的單噴嘴旋流燃燒室試驗表明，摻混孔的位置對于貧預混燃燒穩定性和燃燒效率有顯著的影響。Kirsten[15]通過中心分級燃燒室與透平導葉的整體計算發現，摻混孔射流強度將改變透平導葉的表面熱負荷分布。

已有研究表明，摻混孔的參數特征對燃燒室出口溫度品質有著重要的影響，同時也會影響進入燃燒室頭部的空氣量，進而影響燃燒和傳熱特性。現有大型燃氣輪機的多噴嘴DLN燃燒室往往需要更多的空氣量進入燃燒室頭部進行預混，摻混孔調整對此類燃燒室的影響探討還略少。本文針對多噴嘴DLN燃燒室開展整體流熱耦合數值計算，研究摻混孔幾何尺寸對燃燒室工作特性的影響規律，為多噴嘴DLN燃燒室的設計和優化提供參考。

1 研究方法

1.1 物理模型

所研究多噴嘴DLN燃燒室的總體結構如圖1所示，包括：中心噴嘴1個、外圍噴嘴5個、端蓋、罩帽、導流襯套、火焰筒、過渡段等主要零部件。本文對其開展整體的燃燒與流動傳熱數值計算。為了保證計算準確性，除了極少數結構簡化外，燃燒室結構均完整地保留，數值計算域如圖2所示。為了計算零部件金屬壁面的溫度，對流體域和固體域進行耦合傳熱求解。考慮到燃壓缸幾何尺寸過大，為減少計算量，過渡段僅進行高溫燃氣側的流場計算。流體計算域入口在導流襯套與火焰筒形成的環形腔，出口為過渡段延伸段。在實際運行中，火焰筒與過渡段之間彈性密封圈存在冷氣泄漏，過渡段后安裝邊處(上、下安裝邊)也存在冷氣流動，本文計算中也考慮了這兩部分冷氣對高溫燃氣側流動傳熱分布的影響。

圖1 燃燒室基本結構

圖2 數值計算域

火焰筒上具有3個大的摻混孔，直徑為68 mm，在周向呈均勻布置。為了研究摻混孔調整對燃燒室性能的影響，分別將摻混孔的直徑減小為50 mm和32 mm。

1.2 數值方法及邊界條件

本文采用有限體積法求解N-S方程。考慮到燃燒室內存在復雜的旋流流動，選擇適合其特性的Realizable k-ε湍流模型；采用Simple方法求解速度與壓力的耦合，同時利用二階精度空間離散格式，進行隱式分離求解；湍流燃燒模型選用Hybrid-EBU模型，應用Westbrook & Dryer甲烷兩步總包機理[16]；污染物NOx計算模型采用熱力型計算；壁面采用標準壁面函數。

數值計算邊界條件之燃燒室進口空氣邊界條件：流量mair=15 kg/s，溫度Tin=680 K，湍流度Tu=5%。燃燒室過渡段出口壓力為Pout=1 400 kPa。燃燒室燃料為純甲烷，總流量mCH4=0.3 kg/s，中心噴嘴和外圍噴嘴按照設計比例進行分配。

1.3 網格及網格無關解

數值計算網格劃分采用多面體網格。由于本文所研究燃燒室的幾何模型復雜，首先采用粗、中、密三套網格進行網格無關性驗證。其中，密網格條件下，燃燒室內氣膜孔、沖擊孔、燃料孔等關鍵特征幾何進行了面網格加密，確保幾何特征得到解析，如圖3所示；同時流體域壁面進行了邊界層網格加密，以保證計算中y+<1。此外，為保證流固耦合界面處的插值精度，固體域采用與流體域交界面相同的面網格密度進行網格劃分，避免流體、固體交界面網格差異過大導致的插值誤差。密網格下，流體域和固體域的總網格數約為1.2億。中等網格數量約為7 000萬，粗網格數量約為5 000萬。

(a) 火焰筒

不同網格條件下燃燒室對稱截面上的溫度場分布如圖4所示，可以看到，三種網格的結果呈現了大體相似的流動特征。火焰筒中心線上的溫度分布對比如圖5所示。隨著網格量的增加，中心區域的高溫峰值區逐漸減弱，并逐漸向頭部噴嘴靠近，且溫度分布更為均勻。綜合考慮計算資源和計算精度，本文采用密網格開展數值計算。

(a) 粗網格

圖5 不同網格密度下的燃燒室火焰筒中心線溫度分布

2 結果與分析

2.1 摻混孔調整對流量分配和燃燒室總參數影響

摻混孔調整將改變空氣流量在燃燒室內各主要部件中的分配。如表1所示，參數D為摻混孔的直徑，可以看到，隨著摻混孔直徑的減小，若進入燃燒室的總空氣流量不變，經過摻混孔的空氣量從37.90%減少到12.50%。減少的空氣量被重新分配到噴嘴、主燃孔及冷卻孔。其中外圍環形區主燃孔氣量增加約9%，外圍主噴嘴增加約4.5%，中心噴嘴增加約6.2%。

表1 摻混孔變化引起的各區域空氣流量分配變化

由于空氣流量分配的改變，導致燃燒室內各燃燒分區的當量比發生變化，如表2所示。在工作狀態下，外圍環形區主要起到預混合作用，混合完成后外圍噴嘴平均當量比由0.736 9降低至0.52，處于低污染燃燒區間。中心噴嘴空氣分內外環，燃料與內環空氣預混合，同時在噴嘴頭有擴散燃料通道。在僅考慮內環空氣時，計算得到中心噴嘴的平均當量比從0.659 8降低至0.450 3，同樣處于低污染燃燒區間。

表2 摻混孔變化引起的各燃燒區當量比變化

從表3可以看到，由于摻混孔直徑改變引起的流量分配改變并沒有影響到燃燒室出口的平均溫度；但是由于摻混孔面積的減少，導致燃燒室總流阻增大，燃燒室總壓損失由3.74%增加至5.90%。燃燒室總壓損失的增加一方面會降低燃氣輪機的總體熱效率和出功，另一方面將改變透平葉片冷卻空氣與高溫燃氣的壓比，導致冷卻空氣在葉片內的重新分配，進而影響透平葉片冷卻效果。

表3 摻混孔變化引起的燃燒室排氣溫度及總壓損失變化

2.2 摻混孔調整對燃燒場的影響

圖6給出了燃燒室對稱截面上的溫度場分布。可以看到，燃燒室存在中心和文丘里回流區等兩處穩火區，燃燒高溫區被摻混孔氣流所截斷和調整。隨著摻混孔面積的減小，燃燒室內部各區域空氣量分配改變，導致燃燒室內部峰值溫度和平均溫度顯著下降，高溫區范圍縮小，溫度分布更為均勻。

(a) 原始方案

圖7給出了燃燒室內當量比分布。可以看到，原始方案中，中心噴嘴及外圍噴嘴在燃燒區上游的平均當量比均處于貧燃區間，但是由于中心噴嘴及外圍噴嘴的混合性能較差，導致在文丘里擴張段和中心噴嘴處存在較大范圍的局部近化學恰當比區域。隨著摻混孔空氣量減少，導致參與燃燒空氣量增多，使得燃燒室內燃燒區的當量比減少。結合摻混孔調整導致的燃燒室內溫度場的變化，能夠顯著降低燃燒室氮氧化物排放。本文數值計算結果中，隨著摻混孔直徑減小，NOx排放標準摩爾分數從原始方案下的69×10-6降低至摻混孔直徑D為32 mm條件下的11×10-6。

(a) 原始方案

2.3 摻混孔調整對燃燒室壁面溫度場的影響

圖8給出了工作條件下燃燒室火焰筒金屬壁溫分布。可以看到，高溫區主要分布在文丘里結構的擴張段，以及下游延長的肋片冷卻區。此外，由于摻混孔氣流的卷吸，使得在火焰筒后區也存在高溫區。與前述燃燒室內部溫度場及當量比分布所展示的趨勢類似，由于進入頭部的燃燒空氣量增加，使得火焰溫度降低，從而使得文丘里穩火區，以及火焰筒后區的熱燃氣溫度降低，進而降低火焰筒熱側熱負荷，使得火焰筒金屬壁溫超溫范圍縮小。另一方面，由于摻混孔氣流流量降低，射流卷吸效應減弱，火焰筒后區的高溫區范圍也大幅減小。

(a) 原始方案

2.4 摻混孔調整對燃燒室出口溫度分布的影響

圖9為燃燒室過渡段出口溫度分布。結合燃燒室內溫度場分布可以看到，在摻混區，原始方案的摻混孔空氣量大，摻混射流穿透深度深入到火焰筒中心，使得燃燒室內溫度場被調整為中心低、周圍高的分布。在過渡段出口截面，由于后安裝邊冷氣的摻混，下端壁處的高溫基本被抹平，但80%～90%相對高度處依然有高溫峰值的存在，使得最終出口徑向溫度分布呈現上部偏高、下部偏低的分布。在透平葉片設計中，葉根和葉頂的冷卻設計尤為困難。顯然，燃燒室的出口溫度分布對下游透平葉片葉頂處的冷卻設計提出了較高的要求。摻混孔的減小使得燃燒室頭部空氣量增加，頭部燃燒溫度場更均勻，因此降低了過渡段出口的峰值溫度。

(a) 原始方案

燃燒室出口徑向溫度分布系數δr是評價出口溫度場品質的重要數據標準，其表達式為：

(1)

對比摻混孔調整前后的燃燒室出口徑向溫度分布系數δr分布，如圖10所示，可以看到，摻混孔并未使過渡段出口溫度分布剖面發生明顯的改變。這是由于，多噴嘴燃燒室的燃燒區域較廣，在20%～80%高度上即具有相對均勻的溫度分布。隨著摻混空氣流量的減小，射流強度減弱，其對燃燒室溫度場的調節范圍逐漸減小。燃燒室過渡段出口溫度分布更多受到過渡段內流場結構的影響。

圖10 燃燒室過渡段出口徑向溫度分布系數

4 結論

本文針對多噴嘴DLN燃燒室開展整體數值計算，研究摻混孔幾何尺寸調整對燃燒室工作特性的影響，得到如下結論：

(1) 摻混孔調整將改變燃燒室內空氣流量分配。對于本文研究的多噴嘴DLN燃燒室而言，通過減小摻混孔徑，進入燃燒室頭部的空氣量增大，燃燒區的當量比減少，燃燒室內峰值溫度和平均溫度顯著下降，高溫區范圍縮小，溫度分布更為均勻，改善了燃燒特性。

(2) 摻混孔射流產生的卷吸效應，易使得高溫燃氣靠近火焰筒壁面，形成火焰筒金屬壁面的局部高溫區。摻混孔減小后，燃燒場溫度更為均勻，且射流卷吸效應減弱，使火焰筒壁面的高溫區范圍大幅縮小。

(3) 多噴嘴DLN燃燒室過渡段出口的80%～90%相對高度處溫度較高，其出口徑向溫度分布呈現上部偏高、下部偏低的特征，給下游透平葉片的葉頂冷卻設計提出了較高的要求。摻混孔調整對其出口溫度分布的調節能力較弱，燃燒室過渡段出口溫度分布更多受到過渡段內部流場結構的影響。

(4) 對于多噴嘴DLN燃燒室而言，減小摻混孔空氣量有利于燃燒組織和污染物控制，但所帶來的燃燒室總壓損失增大及出口溫度分布特征，在總體性能和透平冷卻設計中應予以重視。