石 黎, 付忠广, 沈亚洲, 王瑞欣
(华北电力大学 电站设备状态监测与控制教育部重点实验室, 北京 102206)
进口压力对预混燃烧不稳定性及NOx排放影响的大涡模拟
石 黎, 付忠广, 沈亚洲, 王瑞欣
(华北电力大学 电站设备状态监测与控制教育部重点实验室, 北京 102206)
采用三维全可压缩大涡模拟方法分析了不同进气/进口压力对预混燃烧不稳定性及NOx排放的影响.结果表明:由于内部剪切层的不稳定性,不同进口空气压力时,燃烧室内中心回流区的边界形成2个螺旋形的进动涡核;较高的进口空气压力时,燃烧室内更容易发生燃烧不稳定现象.增大进口空气压力使得燃烧室内温度升高,反应物浓度增大,NOx排放量升高.
进气压力; 燃烧不稳定性; 大涡模拟; 进动涡核; NOx生成
燃气-蒸汽联合循环发电技术是当前最清洁、最高效的火力发电技术.相比各种先进燃煤机组,在相同出力下,燃气轮机电厂的CO2排放量可以降低一半左右[1-3].燃气初温T及压比π是表征燃气轮机热效率的主要参数,提高压比π及流量以提高循环效率η及功率是燃气轮机重要的发展方向[4-5].
燃烧室是燃气轮机的核心部件,先进燃气轮机燃烧室普遍采用贫燃预混燃烧技术(LPM),以降低NOx排放量[6-8].相比扩散燃烧,贫燃预混燃烧过程更容易产生热声耦合振荡现象[9-10].进口空气压力p影响燃烧室内热声耦合振荡过程.Stopper等[6]对SGT-100燃烧室的研究表明,提高燃烧室进口空气压力p大幅增加了压力脉动幅度Δp,振荡频率f也有所增大.进口空气压力p对燃烧室内NOx的生成过程也具有重要影响.邢双喜[11]对旋流预混燃烧的研究表明,值班燃料比较高时,进口空气压力p对NOx排放量的影响明显.对于预混燃烧,NOx排放浓度正比于pn,-0.77 实际的燃气轮机燃烧室结构复杂,数值计算方法常被作为实验手段的有效补充[12-14].大涡模拟方法(LES)求解过滤后的瞬态纳维-斯托克斯方程(Navier-Stokes)具有空间分辨率高、普适性好的优点,被广泛应用于燃烧不稳定性及污染物生成的研究[12-14].某模型燃烧室采用贫燃预混燃烧技术,进口空气压力p为0.15~0.6 MPa,Stopper等[6]对该燃烧室进行实验,得到了p=0.3 MPa时燃烧室内速度及温度的分布规律.由于采用实验手段难以对燃烧室内燃烧及污染物生成状况进行细致观察,笔者采用大涡模拟方法进一步研究进口空气压力p对预混燃烧不稳定性及NOx生成特性的影响,为高压燃烧室优化设计提供参考. 为便于安装测试设备,所采用的实验装置对原型燃烧室的火焰筒及过渡段等结构进行了简化[6-10].燃烧室中心截面结构如图1所示.燃烧室横截面的长和宽均为0.165 m,过渡段的高h1=0.188 m,燃烧室出口直径d1=0.05 m[6-10],预混段的直径d2=0.086 m,高h2=0.046 m[6].径向旋流器安装于燃烧室头部,其结构如图2所示(其中,d3为径向旋流器入口直径).由图2可知,旋流器由12个固定塞块构成,旋流数为S=1.3[6-10].预混燃料喷口位于近旋流器进口的矩形流道内,燃料喷入矩形流道与空气充分混合后,再经预混段进入燃烧室,形成预混火焰.值班燃料喷口位于值班平面,值班火焰采用扩散燃烧方式,在预混段内形成值班火炬,低负荷时,起到稳定燃烧的作用. 图1 模型燃烧室结构示意图 图2 径向旋流器结构示意图 2.1 网格划分 计算域及网格如图3所示,利用CFD前处理软件Gambit进行建模及网格划分,计算域包括模型燃烧室及径向旋流器.根据计算域的特点,采用分区网格划分方法,以降低网格划分难度[14].旋流器及近壁面区域网格较细,以增加精度,燃烧室出口区域采用相对较粗的网格,以缩短计算时间,最终模型的网格数约为179万.旋流器的区域网格尺度小于1 mm,时间步长为2×10-6s,每个时间步长迭代20步,计算约250 000步. 图3 计算域及网格 2.2 数值方法 LES方法的第一步是过滤流体中的空间变量.滤波具体过程定义如下: (1) (2) 经过滤波后质量、动量以及能量守恒方程如下: (3) (4) (5) (6) 对于湍流燃烧,仍需建立湍流燃烧模型,求解组分方程及能量方程中的源项,使其封闭[20-21].采用文献[8]中给出的M4燃烧反应机理,该机理包含4步化学反应以及6种反应物(CH4、O2、CO、H2、CO2、H2O),具体反应机理如下: (7) (8) (9) (10) 具体反应速率表达式如下: (11) (12) (13) (14) 式中:kf为反应速率;A为指前因子;B为温度指数;Ea为活化能;R为气体常数;T为温度. 由于气体燃料中不含有N元素,因此燃烧室内生成的NOx主要为热力型NOx及快速型NOx.采用文献[8]中给出的3步NOx反应机理进行计算,具体反应机理如下: (15) (16) (17) 2.3 计算工况及边界条件 空气及燃料的入口截面定义为质量入口边界(Mass flow inlet).实验燃料为天然气[6].燃料中C2H6、C3H8等物质含量较少,为了简化计算,文献[8]中对天然气成分进行适当简化,并维持燃料的发热量不变.简化后,CH4的摩尔分数为98.97%,CO2和N2的摩尔分数则分别为0.27%和0.76%[8].进口空气压力p=0.30 MPa时,空气的质量流量qm,1为0.175 kg/s,温度T为685.3 K,燃料的质量流量qm,2为0.006 2 kg/s[6-10].燃烧室入口流速为40.6 m/s[6-10].进口空气压力p=0.60 MPa时,保持燃烧室入口流速不变,空气和燃料的质量流量分别提高至0.352 kg/s和0.012 5 kg/s[6].实验条件下,值班燃料的质量流量为0[6-10].燃烧室出口则设为压力出口边界(Pressure outlet),燃烧室内压损率ε均设为1%[6-10]. 3.1 进口空气压力对速度分布的影响 图4给出了不同进口空气压力p时,中心截面的瞬态轴向速度u的分布.由图4可知,气流的旋转运动在燃烧室内形成环状主流区,主流区流速最高.涡旋破碎在中轴线附近形成中心回流区.由于通流面积突扩,在壁面附近形成外部回流区.由于存在速度梯度,回流区与主流区的边界形成内、外2个剪切层.不同进口空气压力p时,由于燃烧室入口流速保持不变,燃烧室内的气流结构基本不变. 轴向速度/(m·s-1)(a)p=0.3MPa轴向速度/(m·s-1)(b)p=0.6MPa 图5给出了中心截面上不同轴向位置处,沿径向的时均轴向速度u的计算值与文献[6]中实验值的对比.不同位置与值班平面之间的轴向距离l如图1所示,分别为0.104 m、0.124 m、0.143 m及0.172 m.由图5可知,主流区轴向速度u最大,速度峰值um关于中心轴对称,速度峰值点之间的间距随轴向距离z的增大而增大,峰值大小则正好相反.由于主流区的抽吸作用,中轴线附近轴向速度u<0,该区域为中心回流区,回流区的宽度随着轴向距离z的增大而增大,回流速度则正好相反.壁面附近轴向速度u<0,该区域为外部回流区,回流速度及回流区范围随轴向距离z的增大而减小,当轴向距离z>0.172 m时,外部回流区消失.计算得到的时均轴向速度峰值um、回流区的位置和大小等与实验值很接近,说明大涡模拟方法的精确性较好. (a) l=0.104 m (b) l=0.124 m (c) l=0.143 m (d) l=0.172 m 3.2 进口空气压力对温度分布的影响 图6给出了不同进口空气压力p时,中心截面的瞬态温度分布.由图6可知,预混段内温度较高,回流的高温燃烧产物可有效地加热燃料气流着火,有利于燃烧工况的稳定[6].燃烧室内,主流区及外部回流区温度相对较低,高温区位于中轴线附近.增大进口空气压力p使得反应物的浓度增大,燃烧反应速率加快,预混段内温度升高. (a)p=0.3MPa(b)p=0.6MPa 图7给出了中心截面上不同轴向位置处,沿径向的时均温度T计算值与文献[6]中实验值的对比.由图7可知,温度峰值Tm位于中轴线附近,随着轴向距离z的增大,高温区范围也有所增大,燃烧室内温度分布则趋于均匀,当轴向距离z>0.172 m时,温度则略有降低.计算结果较好地反映了燃烧室内温度的分布情况,计算得到的温度峰值Tm及高温区范围则略大于文献[6]中的实验值.增大进口空气压力p使得燃烧反应速率加快,高温区向上游移动,主流区温度升高,火焰长度缩短,同时使得燃烧器附近区域温度升高,温度的增幅ΔT则随轴向距离z的增大而降低. 3.3 进口空气压力对燃烧不稳定性的影响 为了平衡因周向速度导致的离心力,涡旋结构通常会产生局部低压区,因此一般用压力等值面来定性地描述进动涡旋结构[16-17].图8给出了用瞬态压力等值面描述的涡旋结构.对比图4与图8可知,由于内部剪切层的不稳定性,中心回流区的边界形成2个进动涡核.涡核呈螺旋形,迅速向下游发展,并破碎成随机的小尺度涡旋[16-17].进动涡核的特点在于其绕自身的涡轴旋转,且周围流体也绕其作旋转运动[16-17]. 图9给出了z=0.05 m横截面上的流线、瞬态压力和周向速度分布,如图1所示,横截面位置与值班平面之间的轴向距离z为0.05 m.由图9可知,截面上存在2个明显偏离中心轴的旋转中心,周围的流体围绕其旋转,漩涡所在位置压力较低,轴心附近区域的周向速度w=0.综上所述,不同进口空气压力p时,燃烧室内涡旋具有进动涡核的典型特征,属于进动涡核. (a) l=0.104 m (b) l=0.124 m (c) l=0.143 m (d) l=0.172 m (a)p=0.3MPa(b)p=0.6MPa 燃烧室内存在热释放脉动与声学脉动耦合的封闭反馈循环,当燃烧室内压力的振荡幅度Δp超过平均压力的5%时,发生燃烧不稳定现象[5].为了研究其相互作用,计算过程中,监测不同进口空气压力下燃烧室内的脉动压力,并采用傅里叶分析(FFT)方法对其进行频谱分析[5]. 图10给出了不同进口空气压力时燃烧室内压力脉动图.由图10可知,涡旋运动使得燃烧室内产生声压脉动,进口空气压力p=0.3 MPa时,燃烧室内压力的脉动幅值Δp约为2 000 Pa,与文献[6]中的实验值接近.当进口空气压力p=0.6 MPa时,压力脉动幅值Δp明显增大,且脉动幅值Δp的增长速率明显高于进口空气压力p的增长速率.这说明,增大进口空气压力p使得燃气的密度ρ增大,因速度脉动导致的动压脉动幅值Δp增大;进口空气压力p=0.3 MPa时,火焰相对较长,热量释放的区域相对分散,由于燃烧室的声学耗散作用较强,压力脉动幅度Δp相对较小;进口空气压力p=0.6 MPa时,火焰长度缩短,热释放区域更为集中,预混段内温度升高,从而激发了更大幅度的压力脉动,因此,较高的进口空气压力p条件下,燃烧室内更容易发生燃烧不稳定现象.进口空气压力p=0.3 MPa时,在频率f=194.4 Hz的位置出现特征峰,产生进动现象.进口空气压力p=0.6 MPa时,在频率f=211.8 Hz的位置出现特征峰,频率f的计算值与文献[6]中的实验值接近,可见大涡模拟方法的精确性较好.综上所述,增大进口空气压力p对燃烧室内压力脉动幅值Δp的影响明显,频率f的增幅则相对较小. (a)p=0.3MPa流线分布(b)p=0.6MPa流线分布 (c)p=0.3MPa压力分布(d)p=0.6MPa压力分布 图9 z=0.05 m横截面流线、瞬态周向速度及压力分布 (a) p=0.3 MPa (b) p=0.6 MPa (c) p=0.3 MPa (d) p=0.6 MPa 3.4 进口空气压力对NOx生成的影响 进口空气压力p=0.3 MPa时,NOx体积分数为12.9×10-6(15%φ(O2)),文献[8]中的实验值为12.1×10-6(15%φ(O2)),两者较为接近,大涡模拟方法的精确性较好.进口空气压力p=0.6 MPa时,NOx体积分数为17.6×10-6(15%φ(O2)),增幅明显. 图11给出了中心截面上瞬态NOx摩尔分数分布.对比温度分布(图6)与NOx摩尔分数分布(图11)可知,燃烧室内NOx摩尔分数与温度分布密切相关.NOx摩尔分数最高的区域位于中轴线附近,增大进口空气压力p,NOx摩尔分数明显升高.这说明,增大进口空气压力p使得燃烧反应速率增大,温度有所升高,同时反应物浓度增大,NOx生成速率增大,摩尔分数也相应升高. 图11 中心截面瞬态NOx摩尔分数分布 图12给出了中心截面上不同轴向位置处,沿径向的时均NOx摩尔分数分布.由图12可知,NOx摩尔分数随轴向距离z的增大而增大,增幅则逐渐减小,增大进口空气压力p使得不同轴向位置处时均NOx摩尔分数明显增大. (a) l=0.104 m (b) l=0.124 m (c) l=0.143 m (d) l=0.172 m (1) 由于内部剪切层的不稳定性,不同进口空气压力时,燃烧室内中心回流区的边界形成2个螺旋形的进动涡核,涡核中心明显偏离燃烧器中心轴. (2) 增大进口空气压力,燃气的密度增大,因速度脉动导致的动压脉动幅值增大,使得反应物的浓度增大,火焰长度缩短,热释放区域更为集中,预混段内温度升高,从而激发了更大的压力脉动,脉动频率也有所增大.压力脉动幅值的增长速率明显高于进口空气压力的增长速率,因此较高的进口压力条件下,燃烧室内更容易发生燃烧不稳定现象. (3) 增大进口空气压力使得燃烧反应速率增大,燃烧器附近区域温度升高;同时,使得反应物的浓度增大,NOx生成速率增大,排放量升高. [1] 付忠广, 张辉. 电厂燃气轮机概论[M]. 北京: 机械工业出版社, 2014: 14-15. [2] 蒋洪德, 任静, 李雪英, 等. 重型燃气轮机现状与发展趋势[J]. 中国电机工程学报, 2014, 34(29): 5096-5102. JIANG Hongde, REN Jing, LI Xueying, et al. Status and development trend of the heavy duty gas turbine[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(29): 5096-5102. [3] 蒋洪德. 加速推进重型燃气轮机核心技术研究开发和国产化[J]. 动力工程学报, 2011, 31(8): 563-566. JIANG Hongde. Promote heavy duty gas turbine core technology development and industrial application in China[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2011, 31(8): 563-566. [4] OBERLEITHNER K, STÖHR M, IM S H, et al. Formation and flame-induced suppression of the precessing vortex core in a swirl combustor: experiments and linear stability analysis[J]. Combustion and Flame, 2015, 162(8): 3100-3114. [5] 王海连. 贫燃预混旋流燃烧不稳定性的大涡模拟[D]. 大连: 大连理工大学, 2014. [6] STOPPER U, MEIER W, SADANADAN R, et al. Experimental study of industrial gas turbine flames including quantification of pressure influence on flow field, fuel/air premixing and flame shape[J]. Combustion and Flame, 2013, 160(10): 2103-2118. [7] BULAT G, JONES W P, MARQUIS A J. Large eddy simulation of an industrial gas-turbine combustion chamber using the sub-grid PDF method[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2013, 34(2): 3155-3164. [8] BULAT G, JONES W P, MARQUIS A J. NO and CO formation in an industrial gas-turbine combustion chamber using LES with the Eulerian sub-grid PDF method[J]. Combustion and Flame, 2014, 161(7): 1804-1825. [9] LIU K, SANDERSON V. The influence of changes in fuel calorific value to combustion performance for Siemens SGT-300 dry low emission combustion system[J]. Fuel, 2013, 103: 239-246. [10] BULAT G, FEDINA E, FUREBY C, et al. Reacting flow in an industrial gas turbine combustor: LES and experimental analysis[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2015, 35(3): 3175-3183. [11] 邢双喜. 微小型燃气轮机径向旋流预混燃烧特性研究[D]. 北京: 中国科学院研究生院, 2012. [12] BENGTSSON K U M, BENZ P, SCHREN R, et al. NyOxformation in lean premixed combustion of methane in a high-pressure jet-stirred reactor[J]. Symposium (International) on Combustion, 1998, 27(1): 1393-1399. [13] DONGSIK Han, GYU Bo Kim, HAN Suk Kim, et al. Experimental study of NOxcorrelation for fuel staged combustion using lab-scale gas turbine combustor at high pressure[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2014, 58: 62-69. [14] RUTAR T, MALTE P C. NOxformation in high-pressure jet-stirred reactors with significance to lean-premixed combustion turbines[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2002, 124(4): 776. [15] 覃建果, 魏小林, 郭啸峰, 等. 甲烷高压富氧燃烧层流扩散火焰的数值研究[J]. 燃烧科学与技术, 2013, 19(5): 425-433. QIN Jianguo, WEI Xiaolin, GUO Xiaofeng, et al. Numerical study on oxygen-enhanced axisymmetric laminar methane diffusion flames at high pressures[J]. Journal of Combustion Science and Technology, 2013, 19(5): 425-433. [16] 张济民, 韩超, 张宏达, 等. 钝体绕流有旋流中回流区与进动涡核的大涡模拟[J]. 推进技术, 2014, 35(8): 1070-1079. ZHANG Jimin, HAN Chao, ZHANG Hongda, et al. Large eddy simulation of recirculation and precessing vortex core in swirling flow around a bluff-body[J]. Journal of Propulsion Technology, 2014, 35(8): 1070-1079. [17] 张济民, 张宏达, 韩超, 等. 分层旋流燃烧器冷态流场的大涡模拟[J]. 航空动力学报, 2014, 29(10): 2369-2376. ZHANG Jimin, ZHANG Hongda, HAN Chao, et al. Large eddy simulation of non-reacting flow fields in stratified swirl combustor[J]. Journal of Aerospace Power, 2014, 29(10): 2369-2376. [18] 王翰林, 雷福林, 邵卫卫, 等. 合成气燃气轮机燃烧室 CFD 模拟的模型选择及优化[J]. 中国电机工程学报, 2015, 35(6): 1429-1435. WANG Hanlin, LEI Fulin, SHAO Weiwei, et al. Screening and modification of CFD models for syngas turbine combustor[J]. Proceedings of the CSEE, 2015, 35(6): 1429-1435. [19] GICQUEL L Y M, STAFFELBACH G, POINSOT T. Large eddy simulations of gaseous flames in gas turbine combustion chambers[J]. Progress in Energy and Combustion Science, 2012, 38(6): 782-817. [20] 杨诏, 李祥晟. 燃烧模型对钝体稳燃非预混火焰数值模拟精度的影响[J]. 动力工程学报, 2015, 35(10): 810-815. YANG Zhao, LI Xiangsheng. Study on simulation accuracy of combustion models for stabilized non-premixed bluff-body flames[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2015, 35(10): 810-815. [21] SILVA C F, LEYKO M, NICOUD F, et al. Assessment of combustion noise in a premixed swirled combustor via large-eddy simulation[J]. Computers & Fluids, 2013, 78: 1-9. Large Eddy Simulation on the Effects of Inlet Pressure on the Premixed Combustion Instability and NOxEmission SHILi,FUZhongguang,SHENYazhou,WANGRuixin (MOE's Key Lab of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, North China Electric Power University, Beijing 102206, China) Effects of inlet pressure on the combustion instability and NOxformation characteristics of premixed flame were studied using a three-dimensional full compressible large eddy simulation (LES) approach. Results show that, due to the instability of inner shear layers, two spiral-shaped precession vortex cores would form at different inlet pressures on the boundary of center recirculation zone in the combustion chamber, where instable combustion is easy to occur at higher inlet pressures. High inlet pressure helps to improve the temperature in combustion chamber and raise the mole concentration of reactants, which would result in high concentration of NOxemission. inlet pressure; combustion instability; large eddy simulation; precession vortex core; NOxformation 2016-02-29 2016-04-27 中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(2014ZZD04;2014XS17);北京市自然基金面上资助项目(3162030) 石 黎(1987-),男,湖南邵阳人,博士研究生,主要从事动力机械中的燃烧流动、燃烧污染排放与控制方面的研究. 电话(Tel.):010-61772361;E-mail:hnulee@sina.com. 1674-7607(2017)02-0111-08 TK227 A 学科分类号:470.301 研究对象
2 数学模型及计算方法
3 结果与分析
4 结 论