9E燃氣輪機DLN1.0燃燒器三維流動特性研究

阮圣奇，陳開峰，王守成，李 杰

(1. 中國大唐集團科學技術研究院有限公司華東電力試驗研究院，安徽合肥 230000；2. 合肥工業(yè)大學機械工程學院，安徽合肥 230009)

1 引言

隨著能源危機與環(huán)境污染問題日益嚴重，世界各國對傳統燃氣輪機NOx排放標準要求日益嚴格。燃氣輪機的核心部件燃燒室，在運行過程中內部的燃燒特性對燃氣輪機的工作的穩(wěn)定性、污染物的生成有著重要的影響[1]。為了降低燃燒產物中NOx排放量，滿足環(huán)保要求，現代燃氣輪機普遍采用干式低氮燃燒技術(Dry Low NOx)。DLN1. 0屬于低NOx排放燃燒技術[2-3]，通過將火焰筒分成若干個燃燒區(qū)域來實現燃料分級供給，每個燃燒區(qū)均具有足夠空間進行燃料與空氣的預混，從而獲得摻混均勻的可燃混合氣體，進而降低燃燒區(qū)域的最高溫度，抑制NOx的生成。在燃機的燃燒調整試驗中，往往根據環(huán)境溫度的變化，通過調整燃燒器的結構參數、運行方式、配風方式等，使燃機運行工況達到設計值，獲得穩(wěn)定、低排放燃燒。

由于燃燒室內燃燒氣體的湍流流動與高速燃燒反應相互耦合影響，燃燒器的旋流器參數(主要是旋流葉片安裝角)對燃燒室內的流動與燃燒性能有十分重要的影響[4]。劉威[5]等采用數值分析方法研究旋流器結構特征參數對中心分級燃燒室燃燒性能的影響規(guī)律，結果表明增大旋流葉片安裝角有利于降低燃燒室過渡段出口NOx排放。張君等[6]設計了一款單筒型低旋流燃燒室，對不同旋流數的燃燒室進行了流動、燃燒特性以及氮氧化物的數值模擬，結果表明旋流數越大，NOx排放量越小。

在燃氣輪機實際運行過程中，環(huán)境溫度的變化會導致燃燒室入口空氣溫度的變化，進而影響燃氣輪機燃燒性能和燃燒室過渡段出口NOx排放[7-8]。除此之外在燃氣輪機實際運行過程中，外界條件大多與設計時的條件總存在一定的區(qū)別，因此在運行過程中往往會偏離設計的最佳工況點，這個時候就需要對燃氣輪機進行燃燒調整[9]。何敏等[10]過改變某燃氣輪機燃燒室各個進口的流量分配，經過試驗測得了流量分配特性曲線；Xing等[11]對某微型燃氣輪機燃燒室，通過燃燒實驗和數值計算比較了燃燒室燃料量可調情況下，其污染物排放及燃燒室過渡段出口面溫度變化等特性參數。這些結果都表明燃燒室燃料分配比例對NOx的生成會產生重要影響。

目前國內外關于9E型燃氣輪機DLN1. 0燃燒系統大多數研究針對于其不同燃燒模式下模擬計算的分析[12]，但在模擬計算中為了簡化火焰筒結構復雜性，減少網格數量，往往在計算中省略了過渡段[13-15]，只分析火焰筒出口面的NOx排放和溫度分布。然而過渡段對燃氣輪機火焰筒燃燒室過渡段出口面處NOx排放和溫度有很大的影響。為了更客觀地獲得9E型燃氣輪機燃燒室的燃燒特性及NOx排放量，本文結合燃機燃燒調整試驗，使用三維建模軟件對某DLN1.0型燃氣輪機火焰筒燃燒室簡化模型進行建模，并添加過渡段進行計算。使用ANSYS FLUENT軟件進行數值計算對其燃燒過程進行模擬，研究旋流葉片安裝角[16]、環(huán)境溫度和一級燃燒區(qū)域燃料流量配比對火焰筒燃燒室內三維流動與燃燒特性的影響，并將數值計算結果與試驗監(jiān)測結果進行對比分析。

2 DLN1.0燃燒室簡化模型

DLN1. 0火焰筒燃燒室結構復雜，且?guī)缀纬叽巛^大，建模過程中需對其進行適當簡化，其簡化后結構示意圖如圖1所示，燃燒室進口主要有一、二級燃料和空氣進口、射流孔進口以及摻混孔進口，6個一級噴嘴均勻的布置在二級噴嘴的外圍，形成了一級燃燒區(qū)域在二級燃燒區(qū)外圍均勻布置，且相對軸向位置前后錯開，進行燃料分級。文丘里組合件是一級燃燒區(qū)和二級燃燒區(qū)的分界面。

圖1 DLN結構示意圖

為了完整地獲得燃燒室過渡段出口面處的燃燒物排放特性，本文在數值計算中添加了過渡段。圖2為DLN1. 0火焰筒燃燒室簡化后的三維模型及其網格示意圖。模型建立時不考慮火焰筒壁厚的影響，只取火焰筒內部流體域部分作為計算域。在數值計算過程中，網格數量是影響計算結果的一個重要影響因素，網格數量過少會導致計算精度較低，結果不可信；而網格數量過多，計算負荷大，則需要計算機具有較強的性能，因此在網格劃分過程中，需要找到一個合適的網格數量[17]。計算域網格劃分采用多面體體非結構網格，經過網格無關性試驗，選擇數目為580萬網格模型。

圖2 DLN1.0簡化模型及其網格示意

3 燃燒數值模擬方法

本文使用ANSYS FLUENT軟件對燃氣輪機火焰筒燃燒室內部流場以及燃燒特性進行分析。FLUENT軟件自帶的k-epsilon (2 eqn) 是工業(yè)流動計算中應用最廣泛的湍流模型，包括三種形式：標準k-ε模型、RNG k-ε模型以及Realizable k-ε模型。劉陽[18]各種湍流模型應用于燃氣輪機燃燒室時的模擬效果進行了研究，通過與實驗結果進行對比分析，結果表明Realizable k-ε湍流模型最適合進行燃燒室數值模擬。故本文數值計算中選用Realizable k-ε湍流模型。數值模擬中燃燒反應模型采用了Partially premixed combustion模型，該模型通過求解幾何混合分數方程和反應進程變量(Process variables)來分布確定組分濃度和火焰前沿位置，從而實現分級燃燒；設置燃燒室各個進口的邊界條件均為質量進口；壁面函數選用標準壁面函數，設為無滑移邊界條件，燃燒室過渡段出口面設置為壓力出口邊界條件；壓力速度耦合采用Couple算法，其它變量的離散采用了一階精度迎風插值格式。

燃燒室空氣流量分配方法主要有面積法、平均流量系數法、流阻法等，本文采用面積法，即各個空氣進口的空氣流量占比等于其相對開孔面積比。燃料采用甲烷，各個空氣入口的質量流量如表1所示。

表1 火焰筒流道面積及空氣流量分配表

考慮到天然氣的主要成分是甲烷氣體，在數值計算過程中采用甲烷代替天然氣。在DLN1.0燃燒技術中，NOx生成機理主要是熱力型NOx。因此在計算過程中僅考慮熱力型NOx的生成。

4 計算結果與分析

4.1 葉片安裝角對燃燒特性的影響

為了研究旋流葉片安裝角對燃燒室燃燒性能的影響，本文構建了4個不同的旋流葉片安裝角(40°、45°、50°、55°)的火焰筒燃燒室模型，并對其在貧-貧燃燒模式下燃燒特性進行了分析。

圖3所示為不同旋流葉片安裝角下燃燒室以及噴嘴出口面附近軸向截面速度矢量圖，如圖中表明，隨著旋流葉片安裝角的增大，軸向截面的最大速度是逐漸減小的。當旋流葉片安裝角由40°增加至45°時，軸向截面的最大速度由163.8 m/s下降至163.2 m/s，最大速度下降程度較小；而當旋流葉片安裝角由45°增加至50°時，軸向截面的最大速度由163.2 m/s下降至127.6 m/s，最大速度明顯下降，當旋流葉片安裝角再增加至55°，軸向截面的最大速度由127.6 m/s下降至119.4 m/s。軸向截面的速度越大，燃料與空氣的混合程度越差，這是因為空氣經由旋流葉片流出時，產生一個徑向速度，形成旋流與中心流出的燃料體進行摻混。旋流葉片安裝角由40°增加至50°時，空氣沿徑向方向上的速度分量增加，空氣旋流的旋轉程度增強了，與此同時空氣沿軸向方向的速度分量減小了，流動速度減慢，這樣形成旋流后的空氣與從中心噴嘴流出的燃料能夠更加均勻地混合。當旋流葉片安裝角由50°增加至55°時，空氣沿徑向方向上的速度分量繼續(xù)增加，空氣旋流強度雖然還是在提升，但是空氣沿軸向方向的速度分量較小，沿軸向的流動減緩了，對提高空氣與燃料混合增益效果反而略有下降。

圖3 不同旋流葉片安裝角下燃燒室軸向截面速度矢量圖

圖4、圖5分別為不同旋流葉片安裝角下燃燒室YZ截面溫度和出口面NOx濃度分布圖。如圖4所示，隨著旋流葉片安裝角的增大，特別是當旋流葉片安裝角由40°增加至50°時，一級燃燒區(qū)域的溫度是有所降低的，這也表明旋流葉片安裝角的增加促進了空氣與燃料的混合，對燃燒室內的燃燒具有較好的促進作用。而當旋流葉片安裝角由50°增加至55°時，一級燃燒區(qū)域的溫度并沒有明顯的降低，這是因為繼續(xù)增加旋流葉片安裝角，對空氣與燃料混合增益效果反而略有下降。由圖5可知，隨著旋流葉片安裝角的增大，出口面NOx最大體積分數隨著旋流葉片安裝角的增大呈現為先減小后增加的趨勢，這是由于燃氣輪機火焰筒燃燒室內生成的NOx主要屬于熱力型NOx，NOx的生成受火焰溫度的影響很大，結合圖4可以發(fā)現，燃燒室高溫區(qū)域隨著旋流葉片安轉角的增加也表現為先減小后增加的趨勢。這說明旋流葉片安裝角不是越大越好，所以綜合考慮燃燒室火焰溫度分布和出口面NOx的分布，當旋流葉片安裝角為50°時，出口面NOx體積分數最低，且分布最均勻。

圖4 不同旋流葉片安裝角下燃燒室YZ截面溫度分布圖

圖5 不同旋流葉片安裝角下燃燒室過渡段出口面NOx 分布圖

4.2 環(huán)境溫度對燃燒特性的影響

為研究環(huán)境溫度對燃燒特性的影響，采集了在冬、夏季和常溫情況下的空氣進口溫度，并且在數值計算過程中僅改變燃燒室入口空氣溫度邊界參數，保持燃燒室入口空氣流量、燃料流量、燃燒室壁面等邊界參數均不變。燃燒室入口空氣溫度、流量和燃料流量等具體工況參數見表2。

表2 計算工況參數

圖6給出了火焰筒燃燒室過渡段出口面NOx排放在不同環(huán)境溫度下的變化，并與實際運行過程中監(jiān)測值進行了比較。圖中結果表明，數值計算結果與實際運行監(jiān)測值變化趨勢相同，在三種不同環(huán)境溫度的工況下，燃燒室過渡段出口面NOx排放體積分數隨著環(huán)境溫度的升高而增加。這是因為燃氣輪機火焰筒燃燒室內生成的NOx主要屬于熱力型NOx，其生成速率受燃燒溫度影響很大，當環(huán)境溫度升高后，燃燒室入口空氣溫度增加，燃燒溫度也會跟隨升高，燃燒室內NOx生成量因此增加。

圖6 不同環(huán)境溫度下燃燒室過渡段出口面NOx 體積分數

圖7所示為三種不同環(huán)境溫度下火焰筒燃燒室過渡段出口面的溫度分布云圖。冬季氣溫較低，環(huán)境溫度為0 ℃時，燃燒室入口空氣溫度為347 ℃，燃燒室過渡段出口面截面最高溫度為1194.83 ℃；春秋季常溫工況下，環(huán)境溫度到25 ℃時，燃燒室入口空氣溫度為370 ℃，燃燒室過渡段出口面截面最高溫度為1232.57 ℃；夏季氣溫較高，環(huán)境溫度為35 ℃時，燃燒室入口空氣溫度為384 ℃，燃燒室過渡段出口面截面最高溫度為1246.94 ℃；可以發(fā)現在保持燃料和空氣流量相同的條件下，隨著環(huán)境溫度的增加，燃燒室過渡段出口面的最高溫度隨之上升，提高了熱力型NOx的生成速率。

圖7 不同環(huán)境溫度下燃燒室過渡段出口面溫度分布云圖

4.3 燃料流量分配對燃燒特性的影響

DLN 1.0燃燒技術采用分級燃燒模式，在預混模式下，燃料與空氣在一級燃燒區(qū)域內僅充分混合而不燃燒，混合氣體流至二級燃燒區(qū)域內與二級燃燒區(qū)域的燃燒氣體混合燃燒，因而有利于降低排放量。為了使燃氣輪機運行處于設計最佳工況點，往往通過改變一、二級燃燒區(qū)域的燃料流量占比，尋找最適合當前工況下的燃料配比。分析燃燒室燃料分配策略可知，一級燃燒區(qū)域的燃料流量變化1%，二級燃燒區(qū)域的燃料流量相應變化5%，因此一級燃燒區(qū)域的燃料流量改變對二級燃燒區(qū)域的影響較明顯。在本文研究中，基于滿負荷預混燃燒燃燒模式一、二級燃燒區(qū)域的燃料流量配比(83：17)，分別研究了一級燃燒區(qū)域的燃料流量占比從80%依次增加至86%工況下，對燃燒室燃燒特性及NOx排放的影響。圖9和圖10給出了不同一級燃燒區(qū)域燃料流量占比下燃燒室YZ截面溫度分布和NOx濃度分布圖。

圖8 不同一級燃燒區(qū)域燃料流量占比下燃燒室YZ截面溫度分布云圖

圖9 不同一級燃燒區(qū)域燃料流量占比下燃燒室YZ截面NOx 濃度分布

圖10 燃燒室過渡段出口面NOx 體積分數隨一級燃燒區(qū)燃料流量占比的變化規(guī)律

如圖10所示為燃燒室過渡段出口面的NOx排放量隨一級燃燒區(qū)域燃料流量占比的變化規(guī)律，由圖可知隨著一級燃燒區(qū)域燃料流量占比的增加，出口面的NOx體積分數變化表現為先減小后增加的趨勢。數值計算得到的結果與實際燃燒調整過程中監(jiān)測得到的NOx排放體積分數相差1-2 PPM，但變化趨勢基本上是保持一致的。在數值計算過程中，采用的是FLUENT軟件中自帶的Realizable k-ε湍流模型和部分預混燃燒模型，這些都是經驗模型，與實際的流動和燃燒存在一定的誤差；另一方面由于火焰筒燃燒室的物理模型結構復雜，數值計算采用的模型經過了簡化，所以數值計算結果與實際運行計算的結果是不完全相同的。圖11給出了一級燃燒區(qū)域燃料流量占比為80%、82%、84%和86%時出口面NOx分布，在一級燃燒區(qū)域燃料流量占比由82%增加至84%的過程中，出口面NOx體積分數有明顯的下降，而當一級燃燒區(qū)域燃料流量占比繼續(xù)增加時，出口面NOx體積分數開始回升，但增加幅度較小。結合圖8和圖9，在當前工況下一級燃燒區(qū)域的最佳燃料配比應該在83%～84%之間。此時出口面的NOx體積分數可以降低至5.54 PPM。

圖11 不同一級燃燒區(qū)域燃料流量占比下出口面NOx 濃度分布

5 結論

1)增大旋流葉片安裝角有利于加強一級燃燒區(qū)域內燃料與空氣的混合，使燃料與空氣混合更加均勻，有利于降低燃燒室溫度，減少NOx，但旋流葉片安裝角并非越大越好。

2)環(huán)境溫度對對火焰筒燃燒室燃燒特性有重要影響，環(huán)境溫度的升高，燃燒室過渡段出口面NOx排放的體積分數增加，環(huán)境溫度從0 ℃上升到35 ℃，在燃料和空氣流量不調整的情況下，燃燒室過渡段出口面NOx排放體積分數增加28.14%。

3)燃燒調整過程中，隨著一級燃燒區(qū)域燃料流量占比的增加，二級燃燒區(qū)域內的NOx生成量表現為先減少后增加的趨勢，燃燒室過渡段出口面NOx排放是先降低后增加的，出口面NOx體積分數最低可降至4.54 PPM。