旋流数对燃烧不稳定性及NOx生成的影响

石 黎， 付忠广， 王瑞欣， 沈亚洲

(1.湘潭大学 机械工程学院，湖南湘潭 411105；2.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)

旋流数对燃烧不稳定性及NOx生成的影响

石 黎1,2， 付忠广2， 王瑞欣2， 沈亚洲2

(1.湘潭大学 机械工程学院，湖南湘潭 411105；2.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)

采用大涡模拟方法分析了旋流数对燃气轮机燃烧室内预混燃烧不稳定性以及NOx生成特性的影响.结果表明：增大旋流数使得流场的扩张角增大，中心回流区范围扩大，对燃烧产物的卷吸能力增强，预混段内温度升高，高温区范围扩大，有利于燃料气流的着火与稳定燃烧，火焰长度也有所缩短；旋流数为0.7时，流场中仅存在一个进动涡核，旋流数较大时，则出现2个明显的进动涡核；增大旋流数使得涡旋周期性的脱落频率增加，破碎位置向上游移动，同时由于火焰长度缩短，热释放区域相对更为集中，从而导致燃烧室内压力脉动频率及其对应的压力峰值增大；增大旋流数也使得火焰宽度增大，峰值温度有所降低，有利于控制NOx排放体积分数.

燃烧不稳定性； 旋流数； NOx排放； 大涡模拟

干式低NOx(DLN)燃烧器通常安装有旋流器，作为火焰稳定机构[1-2].气流经过旋流器后发生旋转，从而在流动区域内形成回流区，回流的高温燃烧产物有利于实现燃烧稳定[2-3].

旋流数S较大时，中心回流区的边界上会形成进动涡核，进动涡核是导致燃烧室内出现热-声振荡的重要原因[3-6].Claypole等[4]对天然气旋流燃烧室进行实验研究，结果表明增大旋流数S，流场中出现2个等强度的进动涡核.Anacleto等[5]对贫燃预混燃烧室进行实验研究，结果表明当0.550.88时，则正好相反.Huang等[6]对贫燃预混旋流室进行数值研究，结果表明提高旋流数S会增大压力脉动振幅，但对脉动频率的影响较小.增大旋流数S会影响燃烧室内流动结构，进而影响温度分布以及污染物生成特性.赵黛青等[7]对CH4/富氧空气同轴扩散火焰进行实验研究，结果表明增大旋流数S可降低峰值温度及NOx排放浓度.邢双喜[8]对径向旋流预混燃烧室进行实验研究，也得出了相似的规律.周力行等[9]对甲烷/空气湍流火焰进行数值研究，结果表明增大旋流数S使得热力型NOx生成速率先增大后减小.因此，旋流数S对NOx生成的影响规律仍需进一步研究.

湍流数值计算方法主要有雷诺时均(RANS)、大涡模拟(LES)及直接数值模拟(DNS)，其中RANS方法的计算精度最差[10-12].DNS方法对计算机的运算速度及内存要求极高，目前只能求解较低雷诺数的湍流流动[13-15].LES方法介于两者之间，可通过详尽求解涡核破碎和进动涡核等流动现象，有效地研究热-声振荡等非定常过程[16-17].此外，LES方法可以更准确地求解燃烧室内速度和温度分布，从而提高污染物计算的准确性[18-20].笔者利用LES方法研究了旋流数S对燃烧室内预混燃烧不稳定性及NOx生成特性的影响，为DLN燃烧器的优化设计提供参考.

1 研究对象和计算方法

1.1模型燃烧室

研究对象如图1所示，其中z为轴向距离，D为预混段横截面的直径.该模型燃烧室采用回流型燃烧室设计，头部安装有DLN燃烧器，以径向旋流器作为一次配气机构，具有微、小型燃气轮机燃烧室的典型特征[13].空气由燃烧室尾部逆向进入，进气压力为0.15～0.6 MPa.径向旋流器的外径为190 mm，内部安装有12个楔形塞块，旋流数S为1.3[13-15].预混段横截面为圆形，内径为86 mm[13].为了便于安装观测设备，燃烧室横截面为带倒角的正方形，边长均为165 mm，轴向长度为275 mm.过渡段长度为188 mm，出口截面的内径为50 mm[14].燃料分为预混燃料和值班燃料2路，预混燃料由位于旋流器斜槽内的预混燃料喷口供给.值班喷嘴位于值班平面上，值班火焰采用扩散燃烧方式，在预混段内形成值班火炬，以提高低负荷条件下预混燃烧的稳定性[13].本文中值班燃料比为0%[15].

图1 模型燃烧室及DLN燃烧器

1.2网格划分

通过前处理软件Gambit进行建模及划分网格，计算域包括模型燃烧室及DLN燃烧器.采用分区网格划分方法，以降低网格划分难度，并保证所有区域均可生成结构化六面体网格.LES方法对计算机的运算速度及内存要求依然较高，考虑到计算工况较多，因此在保证计算精度的前提下控制了网格数[13-15].燃烧室体积较大，在DLN燃烧器及其附近区域采用较细的网格，燃烧室出口区域则采用相对较粗的网格，以减少最终的网格数，节约计算时间.不同计算模型的网格数均约为179万.计算域及网格划分如图2所示.采用柯朗数Co=Δt·ui/Δxi作为时间步长的判定依据[10]，其中Δt为时间步长，Δxi为网格在水平方向的间距，ui为网格运动速度.计算过程中保证Co<0.5[10].经过多次数值实验，时间步长均取为2×10-6s.每个时间步长迭代20步，以达到计算收敛.模拟了0.5 s内的燃烧过程，每个工况计算约250 000步.

图2 计算域及网格划分

1.3计算工况

径向旋流器的旋流数S定义为流体切向动量的轴向通量与轴向动量通量之比.选择4个工况的旋流数S为0.7、1.0、1.3和1.6，分别进行数值计算.所有工况中，预混段及燃烧室结构相同，热功率均为335 kW，燃料质量流量为6.2 g/s，预热温度为483 K[13-15].燃料的主要成分为CH4，其体积分数为98.97%，CO2和N2的体积分数分别为0.27%和0.76%[13].径向旋流器入口设为质量入口，空气质量流量为175 g/s，预热温度为685.3 K，入口压力为0.3 MPa[14].气体为理想可压缩气体.燃烧室出口设为压力出口，燃烧室的压损率为1%[15].

1.4数学模型

LES方法的第一步是对流场进行滤波运算，滤波后的质量、动量及能量守恒方程为[10-12]：

(1)

(2)

(3)

为了对湍流燃烧过程进行模拟，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，以使其封闭[14-15].采用文献[15]中给出的基于GRI-Mech 3.0燃烧反应机理的M4简化机理进行计算[15].热力型NOx和快速型NOx是燃气轮机燃烧室内生成的2种主要的NOx类型，采用3步反应机理[15]进行计算.

2 结果与讨论

2.1模拟结果的验证与分析

图3给出了S=1.3时，时均轴向速度计算值与文献[15]中实验值的对比.Stopper等主要研究了进气压力p和雷诺数Re等运行参数对燃烧室性能的影响，因此仅给出了S=1.3时的实验数据[13-15].不同直线距值班平面的距离z如图1所示，分别为1.21D、1.44D、1.66D和2.00D.由图3可知，燃烧室内存在沿中心轴对称的时均轴向速度峰值，时均轴向速度峰值的大小和峰值点的间距随轴向距离的增加而增大，峰值点的间距则略大于实验值.中心轴附近的时均轴向速度为负值，该区域为中心回流区，回流区宽度略大于实验值.由于通流面积扩大，壁面附近形成外部回流区，回流区的范围随轴向距离的增加而减小，当轴向距离大于2.00D时，外部回流区消失.

(a) z=1.21D

(b) z=1.44D

(c) z=1.66D

(d) z=2.00D

Fig.3 Comparison of time-averaged axial velocity between calculated results and experimental data

时均速度通常用于描述某一时间段内速度的平均值大小，而均方根轴向速度则可以描述该时间段内速度波动的平均值大小[20].图4给出了S=1.3时，均方根轴向速度计算值与实验值的对比.由图4可知，均方根轴向速度峰值于剪切层附近，这说明该区域内速度的波动最为剧烈.其他区域均方根轴向速度相对较小，速度波动也相对较小[15].由图4还可知，均方根轴向速度峰值略低于实验值，而峰值点的间距则略大于实验值.

图5给出了S=1.3时，时均温度计算值与实验值的对比.由图5可知，时均温度峰值位于中心轴附近，主流区及壁面附近区域的时均温度则相对较低.随着轴向距离增加，时均温度有所升高，时均温度分布也更为均匀.模拟得到的时均火焰宽度及时均温度略大于实验值，最大误差小于10%.图6给出了S=1.3时，均方根温度计算值与实验值的对比.由图6可知，剪切层附近区域的均方根温度最高，这说明该区域温度波动最为剧烈.其他区域均方根温度则相对较低，其中中心轴附近的时均温度最高，而均方根温度则最低，温度的波动也最小.此外，均方根温度的大小随轴向距离的增加而降低，这说明温度波动随轴向距离的增加逐渐减小.由图6还可知，中心轴附近的均方根温度低于实验值，文献[15]中的计算也出现同样的计算偏差.综上所述，LES方法得到的计算值与实验值接近，可用于分析旋流数S对燃烧室内预混燃烧不稳定性及NOx生成特性的影响.

(a) z=1.21D

(b) z=1.44D

(c) z=1.66D

(d) z=2.00D

Fig.4 Comparison of RMS axial velocity between calculated results and experimental data

(a) z=1.21D

(b) z=1.44D

(c) z=1.66D

(d) z=2.00D

Fig.5 Comparison of time-averaged temperature between calculated results and experimental data

2.2旋流数S对温度分布的影响

图7给出了中心截面瞬时温度分布.由图7可知，不同旋流数S时，燃烧室内温度分布规律相似，由于采用预混燃烧方式，燃烧室内温度相对较低.由于中心回流区的存在，高温区延伸至预混平面，可有效加热燃料气流,使其着火与燃烧.燃烧室内，中心轴附近的温度较高，且温度随轴向距离的增加而升高，其他区域温度则相对较低.旋流数S对上游回流区的位置和范围产生影响，进而影响燃烧室内温度分布.增大旋流数S使得中心回流区范围增大，对燃烧产物的卷吸能力增强，预混段内温度升高，火焰宽度增大，低温区范围缩小，有利于燃料气流的着火与稳定燃烧.

(a) z=1.21D

(b) z=1.44D

(c) z=1.66D

(d) z=2.00D

Fig.6 Comparison of RMS temperature between calculated results and experimental data

(a) S=0.7

(b) S=1.0

(c) S=1.3

(d) S=1.6

Fig.7 Transient temperature distribution on central cross section of DLN burner

图8给出了不同轴向位置上的时均温度分布.由图8可知，不同旋流数S时，火焰宽度随轴向距离的增加而增大.增大旋流数S使得燃料气流的温度升高，化学反应速率加快，火焰长度缩短，使流场具有更大的扩张角，火焰宽度有所增大，时均温度峰值则有所降低，时均温度分布更为均匀，有利于控制NOx的生成.

(a) z=1.21D

(b) z=1.44D

(c) z=1.66D

(d) z=2.00D

Fig.8 Time-averaged temperature distribution at different axial positions

2.3旋流数S对涡旋结构及压力脉动的影响

当旋流数S超过临界值时，涡旋破碎表现出强烈的时间相关特性，形成进动涡核[12-14].由于涡旋结构通常会产生局部低压区，因此一般用等压面来表示涡核结构[13-15].图9给出了用瞬时等压面表示的进动涡核结构.由图9可知，上游流场中存在发源于值班平面的螺旋形进动涡核，进动涡核迅速向下游发展，破碎成随机的小尺度涡旋，并逐渐消失.由图9还可知，旋流数S影响进动涡核的结构，增大旋流数S会增大流场的剪切应力，流场的不稳定性增加，涡旋破碎位置向上游移动，结构也更加破碎.

剪切层内往往还会产生以一定角度绕中心轴作螺旋运动的螺旋涡[12-13].进动涡核与螺旋涡的主要区别在于：进动涡核绕中心轴旋转，涡核周围流体则绕其内部的涡轴旋转[14].图10和图11分别给出了z=0.05 m截面上的瞬时压力、切向速度及流线分布(z=0 m截面的位置如图1所示).由图10可知，不同旋流数S时，截面存在明显偏离燃烧器中心轴的低压区.由图11可知，进动涡核所在区域的压力相对较低，周围大部分流体绕其内部的涡轴旋转，涡轴处的切向速度为0，因此不同旋流数S时，燃烧室内涡旋具有进动涡核的典型特征，属于进动涡核，而非螺旋涡.由图11还可知，旋流数S影响切向速度分布，进而影响进动涡核结构，S=0.7时，截面上只出现一个明显的涡轴，这说明流场中只存在一个进动涡核.旋流数S较大时，截面存在2个明显的涡轴，且增大旋流数S使得涡轴的间距增大，这与文献[4]中观察到的现象类似，说明增大旋流数S使得切向速度与轴向速度的比值增大，流场的扩张角增大，从而导致进动涡核的间距增大.

(a) S=0.7

(b) S=1.0

(c) S=1.3

(d) S=1.6

(a) S=0.7

(b) S=1.0

(c) S=1.3

(d) S=1.6

Fig.10 Transient pressure and streamline distribution on cross section ofz=0.05 m

涡旋运动会与燃烧放热诱发的振动产生复杂的相互作用，从而导致燃烧室内出现热-声振荡现象[12-14].为了研究旋流数S对压力脉动的影响，计算过程中监测燃烧室内压力随时间的变化，并采用傅里叶分析(FFT)方法对压力进行频谱分析,结果见图12,其中f为压力脉动频率，Δp为压力脉动振幅.由图12可知，S=1.0时，在f=149.2 Hz的位置出现明显的特征峰.S=1.3时，则在f=194.4 Hz的位置出现特征峰，压力脉动频率的计算值与实验值接近，说明LES方法得到的压力脉动频率计算结果的准确性较好.增大旋流数S使得压力脉动频率及其所对应的压力峰值增大.这一方面是由于进动涡核是激发燃烧不稳定性的重要原因，增大旋流数S使得涡旋的进动过程增强，周期性脱落频率增加；另一方面是由于增大旋流数S使得火焰长度缩短，热释放区域更为集中，预混段内温度升高，从而进一步增大了燃烧室内压力脉动频率及其对应的压力峰值.因此，当旋流数S较大时，更容易发生燃烧不稳定性现象.

(a) S=0.7

(b) S=1.0

(c) S=1.3

(d) S=1.6

Fig.11 Transient tangential velocity and streamline distribution on cross section ofz=0.05 m

(a) S=0.7

(b) S=1.0

(c) S=1.3

(d) S=1.6

2.4旋流数S对NOx生成的影响

图13给出了旋流数S对NOx排放体积分数φ的影响.由图13可知，由于采用预混燃烧方式，燃烧室内温度相对较低，不同旋流数S时，燃烧室出口NOx排放体积分数φ均相对较低.S=1.3时，NOx排放体积分数φ的计算值为12.9×10-6(15%O2体积分数)，略高于实验值，两者的相对误差约为6%，NOx排放体积分数φ计算结果的准确性较好.对比图7可知，NOx排放体积分数φ的计算结果偏高是由于火焰宽度及温度值的计算结果偏大而造成的.由图13可知，NOx排放体积分数φ随旋流数S的增大而降低.当旋流数S由0.7增大至1.6时，NOx排放体积分数φ由14.5×10-6降低至12.4×10-6(15%O2体积分数)，降幅约为14.5%，因此适当增大旋流数S有利于降低NOx排放体积分数φ.

图13 旋流数S对NOx排放体积分数的影响

图14给出了燃烧室中心截面瞬时NOx摩尔分数分布.对比图7与图14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心轴附近，其他区域的NOx摩尔分数则相对较低.增大旋流数S使得火焰宽度增大，而峰值温度则有所降低，NOx摩尔分数随之下降.图15给出了不同轴向位置上的时均NOx摩尔分数分布.由图15可知，时均NOx摩尔分数随轴向距离的增加而升高，增幅则逐渐降低，增大旋流数S使得燃烧室内火焰宽度增大，峰值温度有所降低，时均NOx摩尔分数相应下降，即NOx排放浓度降低.

3 结 论

(a) S=0.7

(b) S=1.0

(c) S=1.3

(d) S=1.6

Fig.14 Transient mole fraction distribution of NOxon central cross section of DLN burner

(a) z=1.21D

(b) z=1.44D

(c) z=1.66D

(d) z=2.00D

Fig.15 Time-average NOxmole fraction distribution at different axial positions

(1)增大旋流数使得中心回流区范围扩大，对燃烧产物的卷吸能力增强，预混段内温度升高，高温区范围扩大，有利于燃料气流的着火与稳定燃烧，火焰长度也有所缩短.

(2)增大旋流数使得涡旋周期性的脱落频率增加，同时由于火焰长度缩短，热释放区域相对更为集中，从而导致燃烧室内压力脉动频率及其对应的压力峰值增大，较大旋流数时更容易发生燃烧不稳定性现象.

(3)增大旋流数使得流场具有更大的扩张角，火焰宽度增大，有利于控制燃烧室内峰值温度，降低NOx排放体积分数.

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Effects of Swirl Number on Combustion Instability and NOxFormation of a Gas Turbine

SHILi1,2,FUZhongguang2,WANGRuixin2,SHENYazhou2

(1.School of Mechanical Engineering, Xiangtan University, Xiangtan 411105, Hunan Province, China; 2. Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, Ministry of Education, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

Effects of swirl number on premixed combustion instability and NOxformation characteristics in combustion chamber of a gas turbine were numerically studied using large eddy simulation technology. Results show that increasing the swirl number would expand the divergence angle of flow field, enlarge the center recirculation zone, enhance the recirculation process of hot products, raise the temperature in premixing area and broaden the high-temperature zone, which are favourable for the ignition and stable combustion of fuel flow as well as for the shortening of flame length; there is a single processing vortex core (PVC) in the flow field under the swirl number of 0.7, and another PVC would occur under higher swirl numbers; increasing the swirl number would improve the periodic shedding frequency of vortex and make the crush position of PVC move towards upstream, when both the oscillation frequency and amplitude of pressure would be improved due to the shortened flame length and concentrated heat release region; increasing the swirl number would also expand the flame width and reduce the peak value of temperature, which are favourable for the control of NOxemission.

combustion instability; swirl number; NOxemission; large eddy simulation

2016-09-14

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，研究方向为湍流燃烧理论等. 电话(Tel.)：010-61772361； E-mail：hnulee@sina.com.

1674-7607(2017)09-0691-08

：TK227.1

：A

：470.30