數(shù)值模擬在合成氣燃氣輪機燃燒室設(shè)計中的應(yīng)用

1、2006 年 8 月Proceedings of the CSEE2006 Chin.Soc.for Elec.Eng.文章編號：0258-8013 (2006) 16-0109-08中圖分類號：TK14文獻標識碼：A學(xué)科分類號：47020數(shù)值模擬在合成氣燃氣輪機燃燒室設(shè)計中的應(yīng)用崔玉峰，徐綱，聶超群，黃偉光(中國科學(xué)院工程熱物理研究所，北京市 海淀區(qū) 100080)Application of Numerical Simulation in the Design of GasTurbine Combustor for Burning SyngasCUI Yu-feng, XU Gang, N

2、IE Chao-qun, HUANG Wei-guang(Institute of engineering thermophysics, the Chinese Academy of Sciences, Haidian District, Beijing 100080, China)ABSTRACT: Numerical simulation was used to retrofit a gasturbine combustor with diesel oil and natural gas as fuel in order to burning medium-heating-value sy

3、ngas efficiently and clearly. The eddy-dissipation turbulent combustion model, realizable k- turbulent model, discrete ordinates radiation model, SIMPLE pressure-velocity coupling method and second-order upwind discretization scheme were adopted in the numerical simulation. Based on the numerical si

4、mulation research on the original combustor, analysis of the properties of the syngas and the comparison of the combustor inlet parameters for burning natural gas and syngas, the retrofitting principles were determined. Then the original combustor was retrofitted according to the principles and the

5、retrofitting schemes were optimized by the numerical simulations. Finally, two schemes were screened out for further laboratory tests. The retrofitting process shows that to retrofit the original combustor with natural gas as fuel for burning medium-heating-value syngas, the structure of the liner i

6、s hardly need to be changed, and the area of the fuel holes of the nozzle can be determined by keeping the same fuel jet velocity as that of the original combustor. However, the swirl number of the swirler should beincreased.度耦合算法以及二階精度迎風插值格式。對原型燃燒室進行了數(shù)值模擬研究，分析了合成氣燃料的性質(zhì)，對比了燃燒天 然氣和合成氣 2 種燃料時燃燒室入口參數(shù)，由

7、此確定了燃燒 室改造原則。依照改造原則對原型燃燒室進行了改造，并根 據(jù)數(shù)值模擬的結(jié)果對改造方案進行了多次改進，最終得到了 合適的改造方案。改造過程說明：對原先燃燒天然氣的燃燒 室改燒中熱值合成氣，基本可以不改變火焰筒的結(jié)構(gòu)；燃料 噴射孔的面積可以按照與原型噴嘴的燃料噴射速度相同的 原則確定，但需要增加旋流器的旋流數(shù)。關(guān)鍵詞：燃氣輪機燃燒室；中熱值合成氣；燃燒室改造；數(shù)值模擬；渦團耗散模型0引言我國是以煤炭為主要能源的國家，煤炭的直接燃燒帶來了嚴重的環(huán)境污染問題，煤炭聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)和IGCC 系統(tǒng)都是目前實現(xiàn)煤炭潔凈燃燒的重要解決 方案1-4。在煤炭聯(lián)產(chǎn)和 IGCC 系統(tǒng)中都要求燃氣輪 機能夠高效潔凈

8、地燃燒中低熱值合成氣。與常規(guī)燃 氣輪機的設(shè)計氣體燃料天然氣相比，合成氣的熱值 和成分有很大的變化，其主要特點是熱值較低，主 要可燃成分是 CO 和 H2。當燃氣輪機燃燒這種中低 熱值燃料時，為了使燃氣輪機燃燒室的出口溫度達 到原先的值，就要多燃燒幾倍的燃料，如果仍然采 用原先的燃料噴嘴，勢必造成燃料噴射速度增大， 對于燃燒室的穩(wěn)定性和燃燒效率帶來不利影響。此 外，由于合成氣的熱值較低，并且合成氣中的 CO 含量較高，而 CO 的化學(xué)反應(yīng)速度較慢，造成燃燒 穩(wěn)定性比較差。且在低負荷工況下容易發(fā)生 CO 燃 燒不完全的現(xiàn)象，致使燃燒效率明顯下降(有時很難 達到 90%)，排氣中 CO 的含量則將超

9、過環(huán)保標準的 要求5。為了解決這些問題，使得燃氣輪機能夠高KEY WORDS: gas turbine combustor; medium-heating-valuesyngas; combustor retrofitting; numerical simulation; eddy- dissipation model摘要：采用數(shù)值模擬方法對設(shè)計燃料為天然氣和柴油的某型號燃氣輪機燃燒室進行了改造，使其能夠高效潔凈地燃燒中 熱值的合成氣。數(shù)值計算采用了渦團耗散湍流燃燒模型、可 實現(xiàn) k-s 湍流模型和離散坐標系輻射模型，SIMPLE 壓力速基金項目：國家 863 高技術(shù)基金項目(2004AA52

10、8020)。The National High Technology Research and Development of China863 Program(2004AA528020).中 國 電 機工 程 學(xué) 報第 26 卷110施，因此開展燃氣輪機燃燒室的數(shù)值模擬工作并將計算結(jié)果應(yīng)用于燃燒室的設(shè)計過程對于我國的燃 氣輪機工業(yè)的發(fā)展具有很重要的意義，它使得了解 先進的燃燒室的設(shè)計思想并縮短與世界上先進水 平的差距成為可能。煤炭聯(lián)產(chǎn)和 IGCC 系統(tǒng)對能夠燃燒中低熱值合 成氣的燃氣輪機的需求為開展我國的燃氣輪機燃 燒室的研究提供了一個很好的機遇。為此本文就應(yīng) 用數(shù)值模擬方法對燃氣輪機燃燒室的

11、改造問題進 行了研究，首先對原型燃燒室進行了研究，并提出 了初步的改造方案，隨后根據(jù)數(shù)值模擬的結(jié)果對改 造方案進行了多次改進，最后確定了要進行試驗研 究的方案。效清潔穩(wěn)定地燃燒合成氣，必須對原來燃燒室進行改造或者重新設(shè)計。在早期的燃氣輪機燃燒室設(shè)計過程中，由于對 燃燒室的性能和污染物排放要求不高，并且計算機 能力有限，CFD 也沒有發(fā)展起來，因此當時燃氣輪 機燃燒室的設(shè)計主要借助于經(jīng)驗、半經(jīng)驗或者半分 析方法。隨著燃燒室進出口溫度和溫升越來越高， 用于冷卻火焰筒的空氣量越來越少，同時對污染物 的排放要求越來越嚴格，這時僅憑經(jīng)驗設(shè)計燃燒室 就很難達到設(shè)計要求，需要采用更準確的方法來預(yù) 測燃燒室的

12、性能。最近幾年隨著計算機速度和內(nèi)存 的迅速提高以及數(shù)值模擬方法的不斷完善和改進， 數(shù)值模擬方法得到越來越多的人認可，并逐漸成為 燃氣輪機燃燒室設(shè)計的重要工具6-11，燃氣輪機工 業(yè)界也比以往更加重視燃燒室的數(shù)值模擬，比如 GE 提出的 ACC (Advanced Combustion Code)計劃6 以及 Honeywell 的 ACT(Advanced Combustion Tools )計劃7，這些研究都采用了參數(shù)化建模方 法8-9，在一定程度上實現(xiàn)了幾何建模、網(wǎng)格生成和 指定邊界條件的自動化，可以大大縮短燃燒室數(shù)值 模擬的求解周期。此外，還對湍流模型和湍流燃燒 模型等進行了不斷的改進來

13、提高計算結(jié)果的精度。 雖然這些研究已經(jīng)取得了一些進展，但仍然存在一 些不足，正在不斷開發(fā)完善過程中，目前這種方法 還沒有被應(yīng)用于實際的燃燒室設(shè)計過程，僅僅處于 演示可行性階段。目前由于受數(shù)值模擬所采用的各種物理模型 的精度以及計算機能力的限制，數(shù)值模擬方法還沒 有達到定量的精度，并且還不能預(yù)測 CO、UHC 排 放和其它一些重要的現(xiàn)象，比如吹熄極限，高空再 點火高度，積碳的生成，液霧破碎和霧化，但是該 方法已經(jīng)能夠為燃燒室設(shè)計提供定性的指導(dǎo)，并可 以合理地預(yù)測燃燒室的出口溫度分布、溫度分布系 數(shù)以及 NOx 排放指數(shù)6,10。我國的燃氣輪機工業(yè)與世界上發(fā)達國家之間 存在很大的差距，為了快速提升

14、我國的燃機制造技 術(shù)，推動大型燃機早日國產(chǎn)化，國家采用“市場換技術(shù)”的策略，將國內(nèi) 23 臺燃機進行了“打捆招標”，促使國外燃機公司向中國企業(yè)轉(zhuǎn)讓燃機的制造技術(shù)，然而制造技術(shù)的引進，只是解決了燃機的 產(chǎn)業(yè)化問題，仍然不能完成重型燃氣輪機的自主設(shè) 計，不能擺脫落后和受制于人的局面，因此，在堅 持引進技術(shù)的同時還必須進行核心技術(shù)自主研發(fā)。 與燃燒室的試驗研究相比，數(shù)值模擬比較容易實原型燃燒室結(jié)構(gòu)簡介本文所研究的原型燃氣輪機機組采用的是回 流式分管型燃燒室，各分管燃燒室通過聯(lián)焰管連接 在一起沿圓周布置在機組的中軸周圍，單個燃燒室 的結(jié)構(gòu)如圖 1 所示。每一個分管燃燒室內(nèi)有 1 個圓 筒形火焰筒，火焰

15、筒和外面的導(dǎo)流襯套形成環(huán)形通 道，壓縮空氣從壓縮機流出之后經(jīng)過擴壓器的減速 增壓，首先從燃燒室后部進入環(huán)形通道，然后依次 通過火焰筒壁面的各種進氣孔(包括冷卻孔、摻混 孔、補燃孔和主燃孔等)進入火焰筒，剩余的空氣最 后由火焰筒頭部的配氣蓋板/錐罩裝置以及燃料噴 嘴上的旋流器進入燃燒室頭部。在火焰筒后接有燃 氣導(dǎo)管(或稱為過渡段)，把圓形的火焰筒出口轉(zhuǎn)成 扇形，后面再接燃氣透平。火焰筒壁面開有 2 排主 燃孔、1 排補燃孔和 1 排摻混孔，還有 16 排冷卻孔 (見圖 2)。蓋板/錐罩裝置如圖 3 所示。每排冷卻孔 的數(shù)目很多，最少的有 32 個，最多的有 230 個； 孔徑最大的是 mm，最小

16、的只有 1.4mm。火焰筒 頭部兩側(cè)開有 2 個聯(lián)焰孔，用于與其它火焰筒聯(lián)接 在一起和聯(lián)焰?；鹧嫱补鼙诓捎脷饽だ鋮s，錐罩則 采用魚鱗孔冷卻。每個火焰筒上裝有 1 個雙燃料噴 嘴，可以兼燒天然氣和柴油，而且在機組運行過程 中可以任意地自動切換。噴嘴的旋流器和天然氣燃 料進氣孔如圖 4 所示(由于本文的研究只關(guān)注氣體 燃料的燃燒，因此在圖 4 以及后文的其它噴嘴結(jié)構(gòu) 圖都沒有畫出中心的油噴嘴結(jié)構(gòu))。該噴嘴利用軸向 旋流器在火焰筒頭部產(chǎn)生的旋流和主燃孔射流的 共同作用造成中心回流區(qū)來穩(wěn)定火焰，旋流器的進 氣角為 30，旋流數(shù)為 。旋流器共有 16 個進 氣通道，每隔一個通道內(nèi)開有 1 個直徑為 mm

17、1PDF 文件使用 pdfFactory Pro 試用版本創(chuàng)建 HYPERLINK :/ fineprint / 第 16 期崔玉峰等： 數(shù)值模擬在合成氣燃氣輪機燃燒室設(shè)計中的應(yīng)用111化成了等面積的縫隙；忽略聯(lián)焰管的影響，這樣燃燒室結(jié)構(gòu)沿圓周方向具有周期性，只計算了四分之 一圓周燃燒室，即 90扇形區(qū)域。盡管已經(jīng)采用了 很多措施來減少網(wǎng)格的數(shù)量，但是最終生成的網(wǎng)格 數(shù)量仍然很大，最多的達到了 600 萬。數(shù)值模擬采用了渦團耗散模型(eddy-dissipation model，EDM)，它是在 Magnussen 和 Hjertager 提出 的渦團破碎模型12的基礎(chǔ)上進行改進后得到的。在冷

18、卻孔 火焰筒導(dǎo)流襯套燃燒空氣反應(yīng)區(qū)摻混區(qū)燃料噴嘴聯(lián)焰管過渡段圖 1 原型燃燒室結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of the original combustor該模型中，組分 i 在化學(xué)反應(yīng) r 中的凈反應(yīng)速率 Ri, r摻混孔主燃孔配氣蓋板取為下 2 個表達式的最小值R v MAq s min (RYR)(1)i ,ri ,rw,ivR , r M w, R k P YPR v MAB q s(2)補燃孔i ,ri ,rw,i N v Mk j i ,rw, j 冷卻孔其中： vi,r 和 vi,r 分別為組分 i 在化學(xué)反應(yīng) r 中的反應(yīng)物和生成物化學(xué)恰當比系數(shù)；Mw, i 為組分 i

19、 的分 子量；q為混合物密度；N 為系統(tǒng)中化學(xué)組分的數(shù) 目；YP 為生成物 P 的質(zhì)量分數(shù)；YR 為反應(yīng)物 R 的 質(zhì)量分數(shù)；A 和 B 為經(jīng)驗常數(shù)，分別取為 和 。 由于 EDM 忽略了化學(xué)反應(yīng)的中間產(chǎn)物影響，會導(dǎo) 致預(yù)測的高溫區(qū)的溫度偏高，因此 Rose 和 Cooper13 對計算組分比熱的多項式(溫度的函數(shù))常數(shù)進行了 修正，這樣可以得到比較合理的溫度值。本文采用 了這些修正后的常數(shù)來計算組分的比熱。此外，計算中還采用了 Shih 等人14提出的可 實現(xiàn) k-s(realizable k-s)湍流模型，該模型修正了標 準 k-s 模型存在的一些不足，比如在強湍流條件下 標準 k-s 模

20、型會得到負的雷諾應(yīng)力。還采用了離散 坐標系輻射模型(discrete ordinates radiation model) 考慮了輻射的影響。壓力速度耦合采用了 SIMPLE 算法，其它變量的離散采用了二階精度迎風插值格式。 計算時給定燃料和空氣的流量、溫度以及組分，在燃燒室出口給定靜壓。此外，假設(shè)燃燒室外 套是絕熱的，而在火焰筒壁面采用了耦合傳熱邊界 條件。圖 2 原型燃燒室的火焰筒結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of combustion liner of the original combustor燃料氣流道圖 3 原型燃燒室火焰筒的配氣蓋板/錐罩結(jié)構(gòu)Fig.3 Structure

21、of the cap/cowl assembly of the combustion liner of the original combustor燃料孔旋流器通道圖 4 原型燃燒室的噴嘴Fig.4 Structure of the nozzle of the original combustor的燃料噴射孔。2數(shù)值模擬方法簡介本文的數(shù)值計算采用的是成熟的商業(yè) CFD 軟原型燃燒室的研究在進行改造之前，首先需要對原型燃燒室各方 面的性能參數(shù)有全面的了解，作為改型的基礎(chǔ)數(shù) 據(jù)，并把握其燃燒室和噴嘴的設(shè)計思想，這樣可以 為后面的改造工作提供很好的指導(dǎo)，鑒于此，本文 首先用數(shù)值模擬方法對原型燃燒室進

22、行了研究。3件 Fluent 及其前處理軟件 Gambit。為了簡化邊界條件的指定并提高計算精度采用了燃燒室各個部件 完全耦合的幾何建模方法，計算域同時包括了燃料 噴嘴(包括旋流器)、火焰筒以及火焰筒與導(dǎo)流襯套 之間的環(huán)形通道。由于冷卻孔的數(shù)目太多，將其簡PDF 文件使用 pdfFactory Pro 試用版本創(chuàng)建 HYPERLINK :/ fineprint / 中 國 電 機工 程 學(xué) 報第 26 卷112原型燃燒室的設(shè)計燃料是天然氣和柴油，當燃燒天然氣時，燃燒室進口的空氣參數(shù)和燃料流量如 表 1 所示。其中的燃料和空氣流量是單個分管燃燒 室的。由于各地的天然氣成分并不相同，但是其主 要成

23、分是甲烷(CH4)，為簡單起見本文的計算都是以 甲烷為燃料。這時，在表 1 所給定的燃料和空氣流 量下，燃燒室的過量空氣系數(shù)為a 87，相應(yīng)的 燃料空氣當量比$ 。表 1 額定工況下原型燃燒室以及改燒合成氣后的 空氣與燃料供給參數(shù)Tab.1 Fuel and air supply parameter on rated load圖 6 是燃燒室頭部 CO2 的質(zhì)量分數(shù)的分布圖，如圖所示，燃料在順流區(qū)內(nèi)燃燒產(chǎn)生的高溫煙氣沒 有直接流向燃燒室的中間區(qū)，而是進入回流區(qū)回到 噴嘴出口附近，這樣高溫煙氣就會點燃新鮮的燃料 和空氣混合氣，達到穩(wěn)定火焰的目的。圖 7 是式(1) 所表示的化學(xué)反應(yīng)的反應(yīng)速率的分

24、布，其中的高速 反應(yīng)區(qū)位于噴嘴射流內(nèi)側(cè)靠近中心回流區(qū)邊界的 位置，這也正是火焰前鋒的位置。11.436101.3641011.2921011.2211011.1491011.0771011.0051019.33410228.61610參 數(shù)天然氣合成氣7.8981027.1801026.462102空氣流量/(kg/s)空氣溫度/K 空氣總壓/MPa 燃料質(zhì)量流量/(kg/s) 燃料溫度/K 燃料體積流量/(m3/h) 總過量空氣系數(shù) 燃料空氣當量比13.636151.230.22338112.83.5870.278813.636291.3011.2224135643.8940.25685.7

25、441025.0261024.30810223.590102.8721022.1541021.4361020.0007.180103圖 6 原型燃燒室頭部 CO2 質(zhì)量分數(shù)分布Fig.6 Contour of mass fraction of COof the original combustor1.1631021.105101.046109.8839.3028.7208.1397.5586.9766.3955.8145.2324.6514.0703.4882.9072.3251.744如前所述，計算采用了渦團耗散湍流燃燒模型，當以甲烷作為燃料時假設(shè)化學(xué)反應(yīng)分為兩步進 行2CH4 +3O2 2

26、CO+4H2 O2CO+O2 2CO2(3)(4)1.1635.8141010.000圖 5 是數(shù)值模擬得到的燃燒室頭部軸向速度的分布圖，在圖中還標出了回流區(qū)的邊界，也就是軸 向速度為 0 的位置。如圖所示，在燃燒室的頭部產(chǎn) 生了 2 個回流區(qū)，一個位于中心，另一個位于噴嘴 射流外側(cè)靠近錐罩的位置。由于按照原型燃燒室的 旋流器的幾何參數(shù)計算出的旋流數(shù)為 ，小于，屬于中等強度的旋流，僅僅依靠旋流不會在燃 燒室頭部造成中心回流區(qū)，因此中心回流區(qū)的產(chǎn)生 應(yīng)該是旋流和主燃孔射流共同作用的結(jié)果。外側(cè)回 流區(qū)則是由于噴嘴射流的突擴作用以及錐罩上魚 鱗孔向心射流的共同作用產(chǎn)生的。圖 7 原型燃燒室 CH4

27、和 O2 的反應(yīng)速率分布Fig.7 Contour of rate of reaction of CH4 and O2原型燃燒室的改造44.1改造原則的確定在進行燃燒室改造之前首先對合成氣燃料的性 質(zhì)進行了研究?，F(xiàn)場提供的合成氣的主要成分如表 2 所示，體積熱值為 10046kJ/(Nm3)。合成氣的主要可 燃成分是 CO 和 H2，其中的惰性氣體主要是 CO2， 其它成分含量很少，其體積熱值不到甲烷的 1/3。表 2 中熱值合成氣成分Tab.2Composition of the syngas4.000103.500102.500102.000101.500101.000100.000105

28、.000其它氣體CH4H2COCO2N20.0637.2847.7914.330.410.13化學(xué)恰當比絕熱火焰溫度是燃料的一個重要參數(shù)，雖然在實際火焰中由于存在熱損失不會達到這個溫度，但是它可作為不同燃料之間的對比基1.000101.500102.500103.000103.500104.000104.500105.000105.500106.0001015礎(chǔ) 。圖 8 是用 CHEMKIN 計算的合成氣和甲烷在不同的燃料空氣當量比下的絕熱火焰溫度的對比， 燃料和空氣的溫度為 300K，壓力為 1kPa。由圖可 見，雖然合成氣的熱值要比甲烷低得多，但是當量圖 5 原型燃燒室軸向速度分布和回流

29、區(qū)Fig.5 Contour of axial velocity and central recirculation zone of the original combustorPDF 文件使用 pdfFactory Pro 試用版本創(chuàng)建 HYPERLINK :/ fineprint / 第 16 期崔玉峰等：數(shù)值模擬在合成氣燃氣輪機燃燒室設(shè)計中的應(yīng)用113加，如果僅僅擴大燃料噴射孔的面積，燃料和空氣的混合程度就會減弱，會降低燃燒室的燃燒效率， 為此需要采取措施增強燃燒室頭部的燃料和空氣 的混合。Beebe 等人17-18在設(shè)計低熱值煤氣噴嘴時 通過采用增強旋流器旋流的方法實現(xiàn)了燃料和空 氣的

30、快速混合。增強旋流還可以使燃料在燃燒室內(nèi) 的停留時間增加，有利于提高燃燒室的效率和改善 低負荷下火焰的穩(wěn)定性。這些經(jīng)驗都值得借鑒。根據(jù)上面對原型燃燒室的性能的研究和合成 氣燃料的性質(zhì)的分析，并借鑒文獻中的燃燒室改造 經(jīng)驗，本文采取了以下措施來實現(xiàn)原型燃燒室改燒 中熱值合成氣時對燃燒室的改造：基本不改變火焰 筒的結(jié)構(gòu)并按照與原型噴嘴的燃料噴射速度相同 的原則增大燃料噴射孔的面積，如果有必要則需要 增加旋流器的旋流數(shù)。4.2 改造方案的選取根據(jù)上面的改造原則本文首先提出了一個初 步的改造方案(方案 1)，隨后對其進行了數(shù)值模擬， 并根據(jù)數(shù)值模擬的結(jié)果對改造方案進行了多次改 進和完善。在模擬合成氣的

31、燃燒時在燃燒模型中包括 3 個 化學(xué)反應(yīng)，除了式(3)和(4)之外，還有 H2 和 O2 的反 應(yīng)2400200016001200甲烷合成氣800400012燃料空氣當量比34圖 8 甲烷與合成氣的絕熱燃燒溫度的比較Fig.8 Comparison of adiabatic temperature of syngas and methane比小于 時，合成氣的絕熱火焰溫度卻要略高于 甲烷；當量比大于 時，合成氣的絕熱火焰溫度 要比甲烷高很多。根據(jù)聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)現(xiàn)場條件以及燃氣輪機透平的 流通能力確定的燃燒合成氣時燃料和空氣的供給 參數(shù)如表 1 所示。雖然合成氣的熱值和理論空氣量 與甲烷都相差甚遠，但

32、是在額定負荷下過量空氣系 數(shù)卻相差不大。這樣如果采用和原型燃燒室相同的 火焰筒就可以保證兩者的流量分配規(guī)律基本不變， 燃燒室內(nèi)各區(qū)域的過量空氣系數(shù)也基本相同。由于 當量比小于 1.0 時相同的當量比下 2 種燃料的絕熱 火焰溫度基本相同，如果再使得合成氣與空氣的在 燃燒室頭部的混合程度與燃燒天然氣時的相似，就 可以保證燃燒 2 種燃料時燃燒室內(nèi)具有相似的溫度 分布，這樣就可以使得改造后的燃燒室具有與原型 相似的性能。合成氣燃燒室設(shè)計的主要問題是火焰的穩(wěn)定 和保證燃燒室的性能。影響燃燒室的穩(wěn)定性和性能 參數(shù)的主要因素就是燃燒室的流量分配規(guī)律和燃 料噴嘴(包括旋流器)的結(jié)構(gòu)。在確定了不改變?nèi)紵?室

33、的火焰筒開孔規(guī)律的前提下，問題就主要集中在 噴嘴的燃料噴射孔和旋流器的設(shè)計上了。如表 1 所示，在額定負荷下燃燒合成氣時燃料 的體積流量將是甲烷的 5 倍，如果仍然采用原先的 噴嘴勢必導(dǎo)致燃料的噴射速度大大增加，一方面使 得燃料射流會直接噴射到火焰筒壁面上，導(dǎo)致燃料 燃燒不完全，燃燒效率下降；另一方面還使得燃料 在燃燒室內(nèi)的停留時間縮短，這也會導(dǎo)致燃燒效率 下降。因此，合成氣噴嘴設(shè)計的首要問題就是保證 合適的燃料噴射速度，為此需要擴大燃料噴射孔的 面積。GE 在對 LM2500 和 LM500 機組改燒中低熱 值燃料時采用這種方法獲得了令人滿意的性能16。 另一方面，由于燃燒合成氣時燃料流量大

34、大增2H2 +O2 2H2O (5)采用的其它模型與模擬原型燃燒室時的相同。給定的燃燒室入口的空氣和燃料參數(shù)如表 1 所示。 方案 1 的設(shè)計出發(fā)點就是對原型噴嘴的改動要 盡量小，并希望對火焰筒不加任何改動，因此方 案 1 的噴嘴(圖 9)具有和原型燃燒室的噴嘴相同的 外徑，可以與原型噴嘴互換。由于沒有更大的空間 采用更大的旋流器進氣角，旋流器的進氣角仍然保 持 30。燃料噴射孔面積增大，由 32 個直徑為 6mm 的孔組成，分成兩排布置。由于旋流器通道高度減 小，因此將其通道數(shù)從 16 增加到了 28，而旋流數(shù)增加到了 。圖 9 方案 1 噴嘴結(jié)構(gòu)Fig.9 Fuel injector of

35、 no.1 schemePDF 文件使用 pdfFactory Pro 試用版本創(chuàng)建 HYPERLINK :/ fineprint / 絕熱溫度/K中 國 電 機工程學(xué)報第 26 卷1141.500102數(shù)值模擬結(jié)果表明燃燒室頭部的中心回流區(qū)的半徑太小(圖 10)，不足以穩(wěn)定火焰。這表明旋流 器造成的旋流不夠強，一個原因是旋流器的進氣角 不夠大，另一方面原因是旋流器通道位于噴嘴之 內(nèi)，噴嘴出口壁面阻礙了旋流器射流的擴張，削弱 了旋流。為了建立更大的中心回流區(qū)，應(yīng)該增加旋 流器的旋流數(shù)。因此在方案 2 中，旋流器的進氣角 增大到了 45，為此增大了旋流器的內(nèi)外徑，火焰 筒頭部的蓋板/錐罩結(jié)構(gòu)內(nèi)徑

36、也作了相應(yīng)的修改。旋 流器具有 20 個通道，旋流數(shù)增加到 0.925。燃料噴 射孔分成了 3 排布置，其中一排位于旋流器通道之 內(nèi)，另兩排在噴嘴端面上，如圖 11 所示。外側(cè)兩 排的直徑為 mm，每一排有 20 個孔；最內(nèi)側(cè)一 排是 8 個直徑為 3mm 的孔，主要用于在低負荷下 穩(wěn)定火焰。0.0003.0006.0009.0001.200101.500101.800102.100102.400102.700103.000103.300103.600103.900104.200104.500104.800101.3851021.2701021.1551021.0401029.250106.1

37、00106.950105.800104.650103.500102.350101.200105.0001011.100102.250103.40010Y4.550105.70010X6.850108.00010圖 12Z方案 2 縱截面軸向速度分布Fig.12 Contour of axial velocity of no.2 scheme3.3401013.1731013.0061012.8391012.6721012.50510112.338102.1711012.0041011.8371011.6701011.5031011.3361011.1691011.0021018.3501026

38、.6801025.0101023.3401021.6701020.000YXZ圖 13 方案 2 頭部速度向量和 CO2 質(zhì)量分數(shù)分布Fig.13 Contours of velocity vector and mass fraction of CO2 of no.2 scheme為此在方案 3 中采用了徑向旋流器(圖 14)，具有 24 個通道，徑向角為 34。燃料通過 16 個直徑為 mm 的孔噴入燃燒室。實際上，通過旋流器進入的空氣 和燃料在進入燃燒室之前已經(jīng)進行了部分混合，這 對于縮短火焰是有利的。圖 15 是方案 3 的縱截面上軸向速度的分布。 由于該噴嘴的軸向噴射速度很大，因此在燃

39、燒室主 燃區(qū)內(nèi)沒有形成中心回流區(qū)，而是在噴嘴射流外側(cè) 出現(xiàn)了 1 個環(huán)形低速回流區(qū)。Y5.100105.400105.700106.00010XZ圖 10 方案 1 回流區(qū)Fig.10 Central recirculation zone of no.1 scheme圖 11 方案 2 噴嘴結(jié)構(gòu)Fig.11 Fuel injector of no.2 scheme圖 12 是方案 2 軸截面上軸向速度的分布，并 標出了回流區(qū)的邊界。與方案 1 相比，由于旋流器 旋流作用的增強，燃燒室頭部的中心回流區(qū)半徑明 顯增大，相應(yīng)的外側(cè)回流區(qū)減小。圖 13 是燃燒室 頭部的速度向量和 CO2 質(zhì)量分數(shù)分布

40、圖。由于回流 區(qū)的增大，在回流區(qū)的邊界上，含有大量 CO2 的高 溫氣體進入回流區(qū)，并流向噴嘴出口位置，來點燃 新鮮的燃料空氣混氣。大量高溫氣體回流必然會增 強燃燒的穩(wěn)定性。圖 14 方案 3 噴嘴結(jié)構(gòu)Fuel Injector of no.3 schemeFig.142.5001022.3451022.1901022.0351021.6801021.7251021.5701021.4151021.2601021.105102109.5007.950106.400104.850103.300101.750102.00010Y1.350102.90010X4.450106.00010Z盡管方案

41、2 的流場結(jié)構(gòu)比方案1 有了明顯改圖 15方案 3 縱截面軸向速度分布善，但是總壓損失系數(shù)也從 9%增加到了 6.29%，F(xiàn)ig.15 Contour of axial velocity of no.3 schemePDF 文件使用 pdfFactory Pro 試用版本創(chuàng)建 HYPERLINK :/ fineprint / 第 16 期崔玉峰等： 數(shù)值模擬在合成氣燃氣輪機燃燒室設(shè)計中的應(yīng)用115參考文獻圖 16 是燃燒室頭部的速度向量和 CO2 質(zhì)量分數(shù)分布圖。如圖所示，由于噴嘴出口是收斂形式的， 因此射流在剛離開噴嘴時具有向心的徑向速度，并 且因為噴嘴射流的軸向速度很大，射流剛出噴嘴還 不

42、會向外側(cè)擴張；隨著離開噴嘴的距離增大，射流 在離心力的作用下，向心的徑向速度逐漸變成離 心，在主燃孔之前其徑向速度達到最大，于是射流 開始向外擴張，形成外側(cè)回流區(qū)。燃燒產(chǎn)生的高溫 煙氣以及從主燃孔進入的空氣都被帶入外側(cè)回流 區(qū)，流向燃燒室頭部，既可以起到穩(wěn)定火焰的作用， 又增強了空氣和燃料的混合。該設(shè)計方案的總壓損 失是 %，小于方案 2 的值。根據(jù)上面的分析，方案 1 由于中心回流區(qū)過小， 不利于火焰的穩(wěn)定，并且燃料和空氣的摻混較差， 因此不宜采用；從方案 2 和方案 3 的數(shù)值模擬結(jié)果 來看，這兩個改造方案基本可以滿足燃燒合成氣的 要求，但由于目前燃燒時的數(shù)值模擬還沒有達到定 量的精度，因

43、此改造方案的性能最終還需要通過試 驗驗證。3.3671013.1981013.0301012.8821012.6931012.5251012.3571012.1861012.0201011.8521011.6831011.5151011.3471011.1781011.0101018.4171021王遜，肖云漢串并聯(lián)與并聯(lián)形式的聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)效率比較J中國電機工程學(xué)報，2005，25(2)：144-149Wang Xun，Xiao YunhanEfficiency comparison of serises-parallel co-productionsystem andparrallelco-pr

44、oductionsyste m JProceedings of the CSEE，2005，25(2)：144-149(in Chinese) 段立強，林汝謀，蔡睿賢，等整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)(IGCC)底循 環(huán)系統(tǒng)變工況特性J中國電機工程學(xué)報，2002，22(2)：26-30 Duan Liqiang ， Lin Rumou ， Cai Ruixian ， et al Off-designcharacteristic of bottom cycle system in IGCCJProceedings of the CSEE，2002，22(2)：26-30(in Chinese) 宋之平，張光

45、試論聯(lián)產(chǎn)電廠熱電單耗分攤中的人為規(guī)定性與客 觀實在性J中國電機工程學(xué)報，1996，16(4)：180-185Song Zhiping，Zhang GuangCritical remark on personal judgments and objective realities in cost allocations for cogeneration plants JProceedings of the CSEE，1996，16(4)：180-185(in Chinese) 段立強，徐鋼，林汝謀，等IGCC 系統(tǒng)熱力與環(huán)境性能結(jié)合的評 價準則J中國電機工程學(xué)報，2004，24(12)：263-

46、267Duan Liqiang，Xu Gang，Lin Rumou，et alNew evaluation criterion of igcc system performance integrating thermodynamics with environmentJProceedings of the CSEE，2004，24(12)：263-267(inChinese)焦樹建燃氣輪機燃燒室(修訂本)M北京：機械工業(yè)出版社，1990Mogia H C Aero-thermal design and analysis of gas turbine combustion systems：cur

47、rent status and future directionC34th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit， Cleveland，OH，USA，1998Lai M，Reynolds R R，Armstrong JCFD-based，parametric，design tool for gas turbine combustors from compressor deswirl exit to turbine inletC Proceedings of ASME Turbo Expo 2002 ， Amsterda

48、m，Netherlands，2002Tangirala V E，Topaldi A K，Danis A M，et alParametric modelingapproach to gas turbine combustion designCProceedings of ASME Turbo Expo 2000，Munich，Germany，2000Dudebout R，Reynolds B，Molla-Hosseini KIntegrated Process for CFD modeling and optimization of gas turbine combustors CProceed

49、ings of ASME Turbo Expo 2004：Power for Land，Sea and Air，Vienna，Austria，20042345676.7331025.0501023.3671021.6831020.000YXZ圖 16 方案 3 頭部速度向量和 CO2 質(zhì)量分數(shù)分布Fig.16 Contours of velocity vector and mass fraction of CO2 of no.3 scheme結(jié)論（1）原型燃燒室通過旋流和主燃孔形成的中859心回流區(qū)來穩(wěn)定火焰。（2）對原先燃燒天然氣的燃燒室改燒中熱值 合成氣，基本上可以不改變火焰筒的結(jié)構(gòu)；燃料

50、噴 射孔的面積可以按照與原型噴嘴的燃料噴射速度 相同的原則確定，但需要增加旋流器的旋流數(shù)。（3）燃燒合成氣時采用軸向旋流器來穩(wěn)定火 焰時，如果增大旋流器的進氣角雖然可以改善流場 結(jié)構(gòu)和燃燒室燃燒效率，但是會導(dǎo)致總壓損失增 大；通過采用徑向旋流器既可以起到穩(wěn)定火焰的目 的，又可以降低總壓損失。（4）通過數(shù)值模擬方法選定的燃燒室改造方案最終需要通過試驗來進行驗證。10 Mogia H CGas turbine combustion design，technology and research：current status and future directionC33rd AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit ，AIAA Paper 97-3369