宋少雷，张 龙，戴日辉

（海装沈阳局，黑龙江 哈尔滨 150078）

喷嘴安装位置对燃烧室性能的影响

宋少雷，张 龙，戴日辉

（海装沈阳局，黑龙江 哈尔滨 150078）

利用FLUENT软件研究了喷嘴安装位置L对重整气燃烧室燃烧性能的影响。采用了Realizable k-ε湍流模型、PDF燃烧模型、污染物模型和SIMPLE算法对其进行了数值模拟。结果表明，随着L的增加，燃烧室出口温度场的均匀性先提高后降低。当L由30mm变化到40mm时，火焰筒内壁面处燃气最高温度先增大后减小，但火焰筒内壁面处燃气平均温度变化不大。当L=40mm时，重整气燃烧室出口处的NOX体积分数仅为22×10-6。

重整气；喷嘴安装位置；出口温度分布

0 引言

近年来，由于简单循环燃气轮机的低热效率和高污染物排放的问题，多种先进循环技术应运而生。其中，化学回热循环作为一种先进技术具有解决这些问题的潜力[1]。在化学回热循环燃气轮机中，排气余热被燃油与水蒸汽间的吸热反应回收。同时，由于重整气中含有大量的氢气和水蒸汽，燃烧室内燃用重整气有助于降低NOX排放[1-3]。对于化学回热循环燃气轮机，首先采用燃油启动；当重整器工作后，生成的重整气会被喷入到燃烧室，此时燃烧室呈现油气混烧状态；最后，燃烧室会单独燃用重整气。显然，用于化学回热循环燃气轮机的燃烧室应具有燃用燃油和重整气两种燃料的能力。因此，为该燃气轮机设计一个双燃料燃烧室显得尤为重要，尤其是双燃料喷嘴。

为了扩大燃气轮机的燃料利用范围，人们设计了多种双燃料喷嘴。Neilson等人[4]为LM2500燃气轮机设计了燃用天然气和低热值生物气的双燃料喷嘴。西门子公司设计了西门子V94系列的双燃料喷嘴，该喷嘴能够燃用天然气和合成气[5]。然而，对于应用于化学回热循环燃气轮机的双燃料喷嘴的研究还不够充分。杨洪磊等人[6]针对化学回热燃气轮机设计了多种双燃料喷嘴，但只是考虑了喷嘴安装距离对于燃烧室出口温度最大不均匀度的影响，没有考察对于径向和轴向不均匀度的影响。

随着数值计算技术的发展，CFD技术在燃烧室设计方面的作用日益显著。崔玉峰等人[7]采用 FLUENT软件对用于IGCC系统的双燃料喷嘴进行了结构优化。Chui等人[8]采用CFD技术对两种不同结构的燃烧器进行了性能评估。Koyama等人[9]采用CFD技术对比了气体燃料的三种旋流喷射方式的优劣，结果表明与空气旋向相反的喷射方式有助于燃料与空气间的掺混。Arghode等人[10]采用FLUENT软件研究了空气和燃料的喷口直径对二者间掺混特性的影响。Xing等人[11]采用CFD技术研究了驻涡燃烧室内涡腔的高长比对于燃烧室内流场结构的影响。

本文针对化学回热循环燃气轮机燃烧室设计了一种双燃料喷嘴，并采用FLUENT软件研究了喷嘴安装位置对于重整气燃烧室性能的影响。该工作可以为重整气的合理利用以及双燃料喷嘴的优化设计提供理论支持。

1 几何模型

本文以环管燃烧室的一个火焰筒为研究对象，其几何结构如图1所示。图2为双燃料喷嘴的结构示意图。双燃料喷嘴共有3个通道，分别为外层气体通道，中间燃油通道和内层气体通道。其中在外层气体通道中布置了气体旋流片。

图1 燃烧几何模型图

图2 双燃料喷嘴

2 计算模型及数值模拟条件

2.1 计算模型

本文采用FLUENT软件对重整气燃烧流场进行了研究。其中湍流模型选用Realizable k-ε模型，近壁面采用标准壁面函数，燃烧模型采用了非绝热的PDF模型。对于 NOX排放的计算，本文考察了热力(thermal)NOX与快速(prompt)NOX两种形成机理[12]。

2.2 网格划分

由于燃烧室结构复杂，本文采用了混合网格对模型进行了划分。燃烧室网格生成总数约为350万，如图3所示。

图3 燃烧室网格图

2.3 边界条件

本文数值模拟的边界条件为：1）空气进口为质量流量进口，流量为2.7kg/s，温度为670K。2）燃烧室出口为压力出口，压力为1.01325MPa，并给定回流温度。3）重整气进口为质量流量进口，流量为0.3kg/s，温度为723K。重整气体积组分为：CO约 5.61%、H2约40.208%、CO2约9.979%、H2O约44.203%。4）壁面绝热，速度无滑移。

2.4 模型验证

为了验证本文所用数值模型的合理性，本文对原型燃烧室进行了数值研究，并与试验值进行了对比。表1给出了燃烧室出口平均温度Tt4、燃烧室出口温度的最大不均匀度OTDF和径向不均匀度RTDF的模拟值与试验值的比较。由表1可知，数值模拟结果与试验值间的误差较小。这说明，本文所采用的数值模型合理。采用相同的模型对于燃烧室其他工况进行计算，得到的相关数据具有很大的参考价值。

表1 原型燃烧室模拟值与实验值对比

3 计算结果与分析

3.1 喷嘴安装位置的影响

图4给出了喷嘴安装位置L的定义。L表示沿x轴方向旋流器左侧端面到喷嘴出口面的距离。本文中L的取值分别为30、35、40、45mm。

图4 燃烧室网格图

图5为燃烧室内的温度分布图。由图可知，喷嘴安装位置对燃烧室内的温度分布影响显著。当L在30mm～40mm间变化时，燃烧室内的高温区主要位于主燃区，这有助于燃料与空气混合物的点燃以及火焰的稳定。由图5(a)、(b)可知，燃烧室内的高温区靠近火焰筒的下壁面，这可能会导致火焰筒过热损坏。由图5(c)可知，由于L的增大，高温区远离火焰筒壁面，这有益于延长火焰筒的使用寿命。由图5(d)可知，随着L的进一步增大，重整气由喷嘴直接流向出口。同时，在主燃区内重整气与空气不能充分掺混燃烧，因此使得燃烧室内火焰拉长，高温区靠近燃烧室出口。这会造成燃烧室出口温度分布不均匀，不利于涡轮叶片的安全工作。由图5还可知道，火焰筒机匣的非对称性造成火焰筒上下表面进入到火焰筒内部的空气流量不同，从而导致火焰筒内部的温度场呈现非对称性分布。

图5 燃烧室内温度分布(K)

图6为燃烧室出口的温度分布图。如图6所示，不同的喷嘴安装位置会导致不同的燃烧室出口温度分布。由于燃烧室内温度分布的非对称性，燃烧室出口的温度分布也具有非对称性，并且燃烧室出口的高温区偏向出口上方。由图6(a)～(c)可知，当L在30mm～40mm间变化时，燃烧室出口的最大温度变化很小，这是因为重整气主要在主燃区内燃烧。由图6(d)可知，由于重整气主要在靠近出口的地方燃烧，因此，燃烧室出口的最高温度要远远大于前三种工况。

图6 燃烧室出口温度分布(K)

图7给出了燃烧室出口温度的最大不均匀度(OTDF)，径向不均匀度(RTDF)和周向不均匀度(CTDF)。OTDF，RTDF和CTDF的定义如下：

式中，Tt3为燃烧室进口平均温度；Tt4为出口燃气平均温度；Tt4max为出口燃气温度最大值；Tt4rmax为燃烧室出口径向温度分布沿周向的最大平均值；Tt4cmax为燃烧室出口周向温度分布沿径向的最大平均值。

由图7可知，OTDF，RTDF和CTDF随L的增大先减小后增大。当L=35mm时，OTDF，RTDF和CTDF的值最小，分别为6.4%,2.5%和0.8%。当L在30～40mm变化时，OTDF，RTDF和CTDF的值满足设计要求。然而，当L=45mm时，OTDF，RTDF和CTDF的值分别为54.2%，27.5%和21.9%，不能满足燃烧室的设计要求。

图7 燃烧室出口温度场不均匀度

为了确定最优的喷嘴安装位置，对火焰筒内壁面处的燃气温度进行了对比分析，如图8所示。当L=45mm时，燃烧室出口温度场的均匀性不能满足要求，因此仅对前三种工况进行了研究。火焰筒内壁面处的燃气温度大小可以反映出火焰筒热负荷的大小。由图8(a)可知，火焰筒内壁面处的燃气最高温度(Tmax)随L的增加先增大后减小。当L=40mm时，Tmax的值最小。然而，对于不同的喷嘴安装位置，火焰筒内壁面燃气的平均温度(Tave)变化不大，如图8(b)所示。由此可知，相对于前两种喷嘴安装位置，当L=40mm时更有利于延长火焰筒的使用寿命。因此，综合考虑以上因素，本文所研究的双燃料喷嘴的最佳安装位置为L=40mm。

图8 火焰筒内壁面处燃气温度

3.2 L=40mm时燃烧室性能

图9为火焰筒内的流线图。由图可知，来自旋流器的空气与来自喷嘴的重整气能够快速掺混燃烧。由于空气和重整气的共同旋转流动作用，火焰筒头部形成了一个中心回流区，回流区内有两个旋向相反的漩涡，这有助于燃料在火焰筒内的稳定燃烧。由于机匣的非对称性，使得经火焰筒上下壁面进入的空气流量不同，因此火焰筒头部的两个漩涡并不是轴对称的。由图9还可知，经喷嘴内层通道喷入的重整气抑制了高温燃气的回流，因此喷嘴下游存在一个低温区，这有益于防止喷嘴因过热而损坏。

图9 火焰筒内流线图(K)

为了进一步了解喷嘴的性能，本文对燃烧室内的燃料分布进行了研究。由于H2和CO是重整气中的可燃成分，因此本文对H2和CO的分布进行了研究。由图10可知，重整气经喷嘴喷出后，能够广泛的分布在燃烧室头部，这有助于重整气与空气间的掺混燃烧。同时，重整气并未到达火焰筒壁面处，避免了重整气在火焰筒壁面附近燃烧。由图10还可知，重整气的轴向分布距离短，主要位于主燃区，说明重整气可在燃烧室内充分燃烧。

图10 燃烧室内组分分布

图11为燃烧室出口面的NOX体积分数。由图11可知，燃烧室出口处的 NOX体积分数为22×10-6，该排放量水平与大多数DLE燃烧室[13]相似。这是因为重整气内含有大量水蒸汽。由图还可知，热力型和快速型NOX排放量分别为12和10×10-6。因此，为了进一步控制燃烧室出口处的NOX排放量，对于抑制热力型和快速型NOX生成的措施应同时采用。

图11 燃烧室出口面NOX体积分数

4 结论

本文采用FLUENT软件研究了双燃料喷嘴安装位置对重整气燃烧室燃烧性能的影响，得到的主要结论如下：

1）随着喷嘴安装距离的增加，燃烧室出口温度场的均匀性先提高后降低。当L在30mm～40mm间变化时燃烧室出口温度场的均匀性均满足设计要求。当L=35mm时，燃烧室出口温度场均匀性最好。

2）当L在30mm～40mm变化时，火焰筒内壁面燃气最高温度随着L的增大先增大后减小。当L=40mm时取得最小值，但燃气平均温度变化不大。

3）综合考虑以上因素，本文研究的双燃料喷嘴的最佳安装位置为L=40mm，此时燃烧室出口处的NOX体积分数为22×10-6。

[1]Nakagaki L,Ogawa T,Hirata H,et al.Development of chemically recuperated micro gas turbine [J].J Eng Gas Turb Power,2003,125:391-397.

[2]Harvey S,Kane N D.Analysis of a reheat gas turbine cycle with chemical recuperation using aspen[J].Energ Convers Manage,1997,38:1671-1679.

[3]Luo C D,Zhang N,Lior N,et al.Proposal and analysis of a dual-purpose system integrating a chemically recuperated gas turbine cycle with thermal seawater desalination [J].Energy,2011,36:3791-3803.

[4]Neilson C E,Shafer D G,Carpentieri E.LM2500 gas turbine fuel nozzle design and combustion test evaluation and emission results with simulated gasified wood product fuels [J].J Eng Gas Turb Power,1999,121:600-606.

[5]Gadde S,Wu J F,Gulati A,et al.Syngas capable combustion systems development for advanced gas turbines [C]//Proceedings of ASME Turbo Expo 2006,2006:1-8.

[6]杨洪磊,郑洪涛.双燃料燃气轮机喷嘴结构设计与数值模拟 [J].热科学与技术,2010,9(3):262-269.

[7]崔玉峰,徐纲,聂超群,等.数值模拟在合成气燃气轮机燃烧室设计中的应用[J].中国电机工程学报,2006,26(16):109-116.

[8]Chui E H,Majeski A J,Douglas M A,et al.Numerical investigation of oxy-coal combustion to evaluate burner and combustor design concepts [J].Energy,2004,29:1285-1296.

[9]Koyama M,Fujiwara H.Development of a dual-fuel gas turbine engine of liquid and low-calorific gas [J].JSME Int J.,Ser.B,2006,49:224-229.

[10]Arghode V K,Gupta A K.Development of high intensity cdc combustor for gas turbine engines [J].Appl Energ,2011,88:963-973.

[11]Xing F,Wang P Y,Zhang S,et al.Experiment and simulation study on lean blow-out of trapped vortex combustor with various aspect ratios [J].Aerosp Sci Technol,2012,18:18-55.

[12]潘刚,郑洪涛,杨洪磊.蒸汽回注对重整气燃烧室燃烧性能的影响 [J].热科学与技术,2013,12(3):249-254.

[13]Huang Y,Yang V.Dynamics and stability of lean-premixed swirl-stabilized combustion [J].Prog Energ Combust,2009,35:293-364.

Effects of Nozzle Installation Position on Combustor Performance

SONG Shao-lei,ZHANG Long,DAI Ri-hui
(Bureau of Shenyang Military Representative,Naval Armaments Department,Harbin 150078,China)

The effects of nozzle installation position L on the combustion performance of reforming gas combustion chamber are researched by using the FLUENT software.It is numerically simulated by adopting the Realizable k-ε turbulence model,PDF (probability density function) combustion model,pollutant model and SIMPLE (semi implicit method for pressure linked equations) algorithm.The results show that the uniformity of combustor outlet temperature field improves first and then decreases with the increase of L.When L changes from 40mm to 30mm,the gas maximum temperature near inner wall of the combustor increases first and then decreases,while the gas average temperature near inner wall of the combustor has a little change.When L=40mm,the NOX volume fraction at combustor outlet is only 22×10-6.

reformed gas; nozzle installation position; outlet temperature distribution

TK 473; TK 16

A

10.16443/j.cnki.31-1420.2015.04.001

宋少雷（1982-），男，工程师，主要从事热力设计。