何敏，楊靈，馮大強，屈成澤

（中國燃氣渦輪研究院，四川江油621703）

1 引言

世界能源格局不斷變化，天然氣價格不斷上漲，與此同時，焦化、煤炭等企業(yè)附帶產出了大量焦爐煤氣、煤層氣等一些中、低熱值可燃氣體。為了安全起見,對低熱值燃料大多采取放空和點燃排放的辦法，這不僅仍然給環(huán)境造成極大污染，也造成能源的巨大浪費。因此，開發(fā)以中、低熱值氣體為燃料的燃氣輪機必將產生巨大的社會效益和經濟效益，所以越來越受到廣泛的重視[1-3]。

氣體燃料的來源和產地不同，其熱值也就不同，一般稱小于7536.24 kJ/m3為低熱值，1800～15072.48 kJ/m3為中熱值，而大于15072.48 kJ/m3為高熱值[4]。黃磷尾氣是黃磷在生產過程中排放的尾氣，主要成分為CO，約占90%左右，其余為水蒸氣、粉塵、硫化氫（H2S）、磷（P）等組分。在燃機實際運行中，黃磷尾氣經除塵、干燥、凈化等工藝處理，最終進入燃燒室燃燒的基本上為純的CO，其熱值約為10000 kJ/kg，屬低熱值燃料。

本文對某型發(fā)動機低熱值燃料燃燒室進行了數值模擬和試驗研究，所采用的燃料為純CO氣體[5]。

2 數學模型

某型發(fā)動機燃燒室內的流動包含射流、混合流、強旋流及曲壁邊界層等一些復雜紊流流動，雷諾數Re較高，因此湍流模型選擇使用RNG k－ε模型。

RNG k－ε模型基于重整化群理論，把紊流視為受隨機力驅動的輸運過程；通過頻譜分析，消去其中的小尺度渦，并將其影響歸并到渦黏性中，從而得到所需尺度上的輸運方程。在高Re時，RNG模型的紊流動能k及其耗散率ε的輸運方程為

紊流渦旋黏性系數為

紊流動能產生項為

時均應變率為

5個模型系數為[6]

其中

耗散率ε方程源項系數Cε1引入了1個附加產生項，該項主要是考慮流動中的不平衡應變率，能及時反映主流流動情況，對具有大應變率的流動、強曲率影響和壁面約束的紊流分離流動都起著重要作用[7]。由于該模型在一定程度上考慮了紊流的各向異性效應，間接改善了對ε的模擬，增強了對較復雜紊流(旋流等)流動的預測能力。

本文研究的低熱值氣體燃料的燃燒與液態(tài)燃料的燃燒都屬于擴散燃燒，但氣態(tài)燃料的擴散燃燒與液態(tài)燃料的擴散燃燒不同，氣體燃料的燃燒中不包含氣液2相燃燒，不必先霧化、蒸發(fā)再與空氣混合。

雖然低熱值氣體燃料的燃燒不像氣液2相燃燒那樣復雜，但要對其進行數值計算，必須進行簡化，即利用燃燒模型模擬復雜的燃燒過程。由于低熱值氣體燃料燃燒室內的流動屬于湍流流動，其燃燒受湍流脈動的影響，各隨機變量如化學組分、氣流溫度、密度等都是時間和空間連續(xù)變化的函數。使用小火焰模型來描述湍流燃燒隨機過程，可以大大減少計算時間和計算量。文獻[8]采用小火焰模型對低熱值燃料的燃燒速率進行模擬，與試驗結果吻合得很好，因此，本文選擇小火焰模型。

混合分數表示為原子質量分數

式中:Zi為元素i的質量分數；下標ox表示氧化劑流入口處的值；f uel表示燃料流入口處的值。

如果所有組分的擴散系數相等，上式對所有元素都是相同的，且混合分數定義是惟一的。因此，混合分數等于燃料流元素質量分數。

混合分數與組分質量分數、密度及溫度之間的關系可表示為

式中：Le為路易斯數；wi為化學組分i的質量生成率；ε為耗散率；組分質量分數、密度和溫度與混合分數的函數關系細節(jié)依賴于對系統化學反應的描述。

對于小火焰模型來說，質量混合分數的計算由PDF概率密度函數得到。PDF密度函數為

式中：P(f,ε)為概率密度函數。

3 試驗

3.1 試驗裝置和方法

試驗裝置包括空氣系統、電加熱系統、燃料系統、冷卻水系統、測試系統及燃燒室試驗件等。

燃料系統的試驗原理如圖1所示。

試驗用的CO氣體純度大于99.5%，熱值約10000 kJ/kg，屬于低熱值燃料。CO氣體從儲存CO的標準鋼瓶引出，通過匯流排匯集到一起后，經減壓閥2、手動閥3進入DI25質量流量計，由其測量流量，再經電動閥7進入混合器，最后經電動閥11進入試驗件。為防止CO中混入空氣（進入試驗件會發(fā)生危險），在試驗中，于供CO之前，用氮氣通過電動閥11排出燃料氣管道內的空氣。

燃燒室試驗件由前后測量轉接段、單管燃燒室（如圖2所示）、雙燃料噴嘴（如圖3所示）、高能點火系統等主要部件組成。在前測量轉接段上，設置了進口氣流總壓、靜壓和總溫測點；在后測量轉接段上，設置了位移機構，用以測量燃燒室出口溫度和總壓。

模擬成分在試驗時，先向試驗件提供煤油，并在常壓下點火；著火后，調節(jié)試驗件進口空氣狀態(tài)；待試驗件進口空氣調節(jié)到試驗狀態(tài)后，向試驗件內供CO氣體進行燃燒，同時，減少燃油供應直至停止供油，再進行試驗狀態(tài)調節(jié)。

3.2 計算結果及分析

縱切面燃燒室內氣流的速度矢量如圖4所示。從圖中可以看到，從環(huán)腔內通過主燃孔進入火焰筒的氣流流速很高，在主燃孔附近處形成1個氣柱狀的射流，有著明顯的穿透深度，對經旋流器的氣流有著明顯的阻滯作用，這有利于回流區(qū)的形成；經主燃孔射入火焰筒的空氣有一小部分進入火焰筒頭部的回流區(qū)，大部分則順流流向下游；火焰筒內氣流的低速區(qū)主要是在火焰筒頭部，由旋流器進入火焰筒的氣流和經主燃孔進入火焰筒的氣流在火焰筒頭部形成1個明顯的回流區(qū)，回流區(qū)內氣流速度很低，而在摻混區(qū)的則速度較高。

縱切面燃燒室內的溫度如圖5所示。從圖中可以看到，火焰前鋒在回流區(qū)與順流區(qū)的過渡處，且隨著氣流流動向火焰筒中心處集中，且火焰拖長。燃燒室出口溫度分布與試驗結果比較，其燃燒室出口溫度分布趨勢基本相同,中心區(qū)域溫度較高，如圖6所示。

燃燒效率隨余氣系數的變化如圖7所示。對燃燒效率可采用溫升法（即實際溫升與理論溫升的比值）計算，其表達式為

式中：Tt4為實際燃燒室出口平均溫度；Tt3為燃燒室入口平均溫度；Tt4th為理論計算的(完全燃燒時)燃燒室出口平均溫度，利用燃燒過程前后的焓值守恒計算得到[9]。

當余氣系數約為8.5時，其火焰筒頭部為化學恰當比。從圖7中可以看到，數值計算求得的燃燒效率略高于試驗值，由于未考慮對外界環(huán)境的對流換熱，因此也會對計算結果產生一定的影響。

4 結束語

本文的數值計算結果有助于了解燃燒室內在燃燒低熱值氣體燃料時的燃燒流動情況，可為低熱值氣體燃料燃燒室設計和試驗提供參考。但數值計算模型是按照絕熱考慮的，未考慮機匣壁面與外界空氣的對流換熱，因此本文的研究方法還需進一步改進。

[1] 朱世瀾.國外中、低熱值氣體燃料開發(fā)及應用于燃氣輪機的概況[J].燃氣輪機技術,1991，4(2)：16-22.

[2] Gaseous fuels Capability of Industrial Gas Turbines[C].ASME Paper No 85-IGT-129.

[3] Development and Application of Industrial Gas Turbines for Medium-Bta Gaseous Fuels[C].ASME Paper No 85-GT-28.

[4] 焦樹建．燃氣-蒸汽聯合循環(huán)[M].北京:機械工業(yè)出版社,2000,

[5] 馮大強,等．中低熱值燃料燃燒技術研究[J].航空發(fā)動機,2010,36(1).

[6] Speziale C G,Thangam S．Analysis of an RNG Based Turbulence Model for Separated Flows[J].1nt．J．Engng．Sci．,1992．30(10)：l379～l388.

[7] 陳慶光，徐忠，張永建．RNG k-ε模式在工程紊流數值計算中的應用[J].力學,2003，24(1)：88-95.

[8] Takahisa Yamamoto,Low Heating Value Fuel Combustion：Flamelet Combustion Model and NO Formation[J].Journal of Propulsion and Power,2006,22(1).

[9] 金如山.航空燃氣輪機燃燒室[M].北京：宇航出版社,1988:17.