邵志强，王 赛，赵云科，任彤彤，褚泽丰，杨文涛，刘 潇

低排放塔式同轴分级旋流配比对燃烧流场的影响

邵志强1，王 赛1，赵云科1，任彤彤1，褚泽丰1，杨文涛2，刘 潇2

(1. 中国航发沈阳发动机研究所，沈阳 110015；2. 哈尔滨工程大学动力与能源工程学院，哈尔滨 150001)

以天然气-低排放塔式同轴分级燃烧室为研究对象，采用Realizable-湍流模型和FGM燃烧模型研究了旋流器旋流数对热态流场的影响．结果表明：随着二级旋流数增加，中心级和一级流量增加，二级流量减少，燃料掺混均匀性提高，均匀指数最大提高0.061；压力损失小幅增加，而CO排放显著减少，燃烧效率提高且超过99%；模拟的各工况温度分布均匀，均形成稳定的回流区，燃烧稳定；对16种不同的旋流器方案进行筛选，选出0.7/0.8旋流器方案为最佳方案．

同轴分级燃烧室；塔式旋流器；数值模拟；低排放

随着我国生态文明建设的推进，能源行业在排放方面的要求日渐提高．随着研究的不断深入，出现了实现燃机低排放要求的方案．旋流器是最能影响同轴分级燃烧室的结构[1]．在以低污染为设计目标的燃烧室中，旋流器既能够稳燃，也可以使燃料与空气掺混．而在旋流器的结构参数中，旋流数是一项极为重要的参数，采用适当的旋流数有利于改善燃烧室燃料与空气的掺混效果，有效提高火焰的稳定性[2]．所以，研究旋流器旋流数对热态流场的影响有重要意义．

国内外专家学者针对旋流器的种类对燃烧室热态流场的影响做了大量的研究．林宇震等[3]研究了旋流器类型对冷、热态流场的改变规律．结果显示旋流器类型对旋转的影响不大，主要参考旋流数来判断旋流的大小[4]．Raj等[5]通过实验和数值模拟发现，旋流器叶片角对形成的回流区的大小有较大影响，在15°到60°叶片范围内，45°为最佳旋流叶片角．闫东博 等[6]研究了某型轴流旋流器，得到一级旋流强度最能改善回流区尺寸．张群等[7]研究了低旋流条件下的流场特点，研究发现出口呈喷射式结构．武萍等[8]通过数值模拟和实验结合的方法，在结果中总结出结论：两级径向旋流器以同方向0.7旋流数为最佳参数，大于1.0旋流数会产生较大的总压损失，而旋流数为0.6时则过小．目前研究单级旋流器对流场的影响日渐成熟，但同时考虑一、二级旋流器旋流数的研究较少.

本文通过改变一级、二级旋流器的旋流数形成不同组合的旋流器方案，对天然气低排放塔式同轴分级燃烧室进行研究，得出旋流器旋流数对燃烧室流场和燃烧性能的影响．最后根据计算结果选出燃烧室燃烧性能最好的旋流器方案．

1 数学模型

1.1 Realizable k-ε湍流模型

在经过试验后，决定使用改进过的Realizable模型，能够减少不符合实际的正应力产生的现象发生.

1.2 FGM燃烧模型

本文采用FGM模型[9-10]进行计算．进程变量与混合分数定义为[11]：

式中：H为氢原子的质量分布，C为碳原子的质量分数．

混合分数与对流和扩散有关，它的输运方程为：

2 物理模型及边界条件

2.1 边界条件

进口总压为1MPa，总温600K；甲烷总流量为0.051175kg/s，进口温度300K；出口压力为大气压，进口边界条件见表1．燃烧模型使用FGM燃烧模型，甲烷反应机理使用GRI Mech3.0机理．

表1 进口边界条件

Tab.1 Inlet boundary conditions

2.2 物理模型

本文对LETCC-GF进行数值模拟计算，其旋流器几何模型为两级轴向旋流器同向布置，具体旋流器和燃烧室结构如图1及图2所示．

旋流器流量分级比为1∶9，旋流数为0.6～0.9，在范围内选4个区域，取0.6、0.7、0.8、0.9．具体各头部旋流器参数由表2给出．

图1 塔式旋流器结构

对图2所示模型燃烧室结构进行网格划分，以中心回流区轴向参数为指标，进行网格无关性分析，见图3．

图2 模型燃烧室结构示意

表2 模型燃烧室模拟的头部结构参数

Tab.2 The head structure parameters simulated in the model combustion chamber

图3 不同网格尺度下轴向参数分布

3 结果分析

3.1 冷态场分析

3.1.1 对冷态场各级流量的影响

分析图4可知，设计与实际流量之间存在偏差，设定流量分级比为1∶9，模拟结果为1∶6.5．由于实际进气方式等因素会存在些许误差．二级旋流数对流量的影响较为主要．

3.1.2 对燃料与空气掺混均匀性的影响

本节主要判断模型燃烧室掺混度，其指数越大表明效果越佳．

图4 旋流器各级流量对比

Fig.4 Comparison of flow rates at all stages of the cyclone

从图5中可以看到二级旋流数对掺混影响最大，一级旋流数基本不发挥作用．掺混均匀性指数提高量最大达0.061．

图5 旋流器出口燃料掺混均匀性指数

Fig.5　　Index map of fuel blending uniformity at the outlet of the cyclone

图6展示了冷态状况下一级旋流数为0.7、二级旋流数不同的出口以及中截面的CH4浓度云图．分析可知，二级旋流数上升旋流器的掺混效果加剧，中截面上旋流器后方的甲烷浓度迅速降低，掺混效果越来越好．

图6 旋流器的出口及局部中截面的CH4体积分数分布

3.2 旋流器热态温度与速度分析

3.2.1 对温度场的影响

图7展示了燃烧室中截面温度云图，除一级/二级放流数0.8/0.6、0.9/0.6两种旋流器方案出现小范围的高温区外，其他方案的温度分布都很均匀．

从火焰角度考虑，火焰形态主要受二级旋流数影响较大．当旋流数降低，剪切层产生的锥角变小；一级旋流数为0.6、0.7时的温度相近，一级旋流数为0.8、0.9之间时温度相近，但在0.7、0.8时温度分布存在差异．

燃烧室温度分布均小于2000K，部分位置高于1900K，该温度下，热力型NO生成量较低，实现了低污染的预混燃烧．

3.2.2 对速度场的影响

图8展示了一级旋流数为0.7的模型燃烧室速度分布．通过分析，一级旋流数基本不影响速度场，二级旋流数对回流区中心位置影响不明显．燃烧室中心速度梯度变化大，增强了回流区强度．各工况均形成了稳定的回流区，利于稳定燃烧．

图7 燃烧室中截面温度分布

图8 模型燃烧室速度云图

3.3 对回流区的范围影响

图9、图10展示了一级旋流数为0.7时冷、热态回流区尺寸对比．回流区形态随着二级旋流数变化而周期性变化．从图中可以清晰看到冷态的回流区大小要比热态大．

由图9、图10可以看到，模型燃烧室的冷态的回流区的尺寸具有鲜明的特点，二级旋流数越大，冷态回流区越长．除一级/二级旋流数0.6/0.6和0.6/0.7工况外，冷态回流区尺寸和旋流器的流量规律相同．冷态条件下，流量为主要影响因素．0.6/0.6和0.6/0.7工况的回流区尺寸过小，因为值班级形成的回流区与主回流区之间没有联系.

图9 模型燃烧室冷态回流区的尺寸对比

图10 模型燃烧室热态回流区的尺寸对比

热态的回流区的大小与旋流器旋流数没有明显的线性关系．但由图11(b)、12(b)对比可知，当二级旋流数为0.8、0.9时，回流区强于0.6和0.7，0.8与0.9工况相差不大．

对比图11和12，发现气体因为温度升高而运动加剧．二级旋流数为0.6、0.7和0.8时，热态再循环区与冷态的变化趋势相近，把二级旋流数设置成0.9的情况下，冷态和热态场再循环区尺寸减小，综上所述，二级旋流数选取0.7或0.8更为合适．

3.4 对燃料的影响

3.4.1 对压力损失的影响

压力损失是表示装置消耗能量大小的技术指标，常作为燃烧室性能考量的标准之一．其计算公式：

图12 模型燃烧室回流区宽度变化

Fig.12　　Variation curve of the width of the recirculation zone of the model combustion chamber

由图13可以观察到，由于压力势能转化为动能，导致了出现高流速现象．压力损失、能量消耗会因为内外级气流流动、流道气流之间的剪切作用和流道结构的阻碍增加，但增加较少，压损系数最大增加量仅为1.118%．

图13 模型燃烧室压力损失

3.4.2 对NO排放的影响

在国际上，燃气轮机污染物排放通常使用氧浓度15%时氮氧化物排放的计算公式，能较好地把当量比影响氮氧化物排放的情况表现出来．氧浓度15%时氮氧化物排放可以通过公式(14)进行计算[12]：

出口NO排放量如图14所示，燃烧的主要趋势为预混燃烧，燃烧区的温度不够，热力型NO无法被激活，NO排放不太高，能够实现低污染物排放的要求．

图14 模型燃烧室出口NOx排放变化

3.4.3 对CO排放影响

CO的排放受工况参数与燃烧区当量比影响较大，究其原因是由于甲烷燃烧不充分所产生的．

从图15可以看出，燃烧状态中预混燃烧占据主导地位，部分条件下燃烧室的一氧化碳排放较高．一级旋流数对CO排放有影响，适当增加二级旋流数，排放会随之降低．其中，一级/二级旋流数0.8/0.9旋流器方案的CO排放量与0.8/0.6方案的CO排放量相比，降低了84.5%，减少量显著．其原因是旋流强度达到一定标准，会使尾部CO含量较高的气体重新带入再循环区进行反应，提高了氧化剂的停留时长，提高反应的进行度，减少了CO排放．

图15 模型燃烧室CO排放变化

3.4.4 对燃烧效率的影响

本文燃烧效率采用燃气分析法进行分析计算. 其公式[13]为

各工况燃烧室效率如图16所示，本文各条件下效率相近，均维持在99%以上，基本达到了完全燃烧的标准．

图16 燃烧效率对比

Fig.16 Comparison of combustion efficiency

3.5 对不同结构旋流器方案进行筛选

根据数值模拟的结果分析可知，筛选主要依据最高温度、燃料残留和一氧化碳等技术指标进行全面考量．

具体标准为①不超过1900K，防止热力型NO污染物的生成；②出口CO排放量不超过20×10-6，NO排放量不高于1×10-6；③出口天然气残留量不超过5×10-6，以免造成燃烧不完全；④尽量减小压力损失，从而提高性能(见表2)．

通过模拟结果与具体标准进行比较，淘汰不符合标准的旋流器方案，然后再对比剩余旋流器方案的燃烧室回流区大小．增强掺混度，会减少局部高温区的出现．因此，选取再循环区范围更大的旋流器方案(见表3及表4)．

表3 模拟热态结果表

Tab.3 Simulation results of thermal state

表4 模拟冷热态回流区结果

综上所述，一级/二级旋流数0.7/0.8的旋流器作为最佳旋流器是较为正确的选择．

4 结 论

本文基于不同旋流数的旋流器与方形火焰筒组成的模型燃烧室，采用数值模拟的方式对其进行研究，分析了冷态流场及热态流场的影响，并对数值模拟过程中展现出的规律进行概括总结．得到的结论如下：

(1)所设计的旋流器再循环区稳定，燃烧效率都高于99%，燃烧已经充分．

(2)旋流器各级流量变化受到二级影响大，燃料掺混均匀性主要受二级旋流数影响．二级旋流强度越大，燃料与空气掺混越均匀，均匀性指数最大提高0.061．

(3)随着二级旋流数增加，温度分布更均匀，CO排放显著减少，最大减小幅度达84.5%，火焰长度缩短，燃烧更稳定．

(4)针对不同旋流数组成的16种旋流器方案，依据参数指标进行筛选，最后选出一级旋流数为0.7，二级旋流数为0.8的旋流器作为最佳旋流器方案．

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Influence of Low Emission Tower-Type Coaxial-Staged Swirl Ratio on Combustion Flow Field

Shao Zhiqiang1，Wang Sai1，Zhao Yunke1，Ren Tongtong1，Chu Zefeng1，Yang Wentao2，Liu Xiao2

(1. AECC Shenyang Engine Research Institute，Shenyang 110015，China；2. College of Power and Energy Engineering，Harbin Engineering University，Harbin 150001，China)

The natural gas-low emission tower coaxial staged combustor taken as the research object, the effects of swirl number of the swirler on the combustion characteristics were studied by using the Realizable k-turbulence model and the FGM combustion model. The results show that, with the increase of the secondary swirl number, the flow rate of the central stage and the primary stage increases, the secondary flow decreases, and the uniformity of fuel blending increases, with 0.061 as the maximum increase of uniformity index. The pressure loss increases slightly, the CO emission decreases significantly, and the combustion efficiency increases and exceeds 99%. The temperature distribution of each simulated working condition is uniform, a stable recirculation zone is formed, and the combustion is stable. 16 different cyclone schemes are screened, and the 0.7/0.8 cyclone scheme is selected as the optimal plan.

co-axial staged combustor；tower-type swirler；numerical simulation；low emission

TK11

A

1006-8740(2023)04-0475-08

10.11715/rskxjs.R202305027

2022-06-01．

国家科技重大专项资助项目(2017-Ⅲ-0006-0031).

邵志强(1990—  )，男，硕士，工程师，690457524@qq.com.

刘 潇，男，博士，副教授，liuxiao_heu@163.com．

(责任编辑：隋韶颖)