噴嘴安裝位置對(duì)燃燒室性能的影響

宋少雷，張 龍，戴日輝

（海裝沈陽(yáng)局，黑龍江 哈爾濱 150078）

噴嘴安裝位置對(duì)燃燒室性能的影響

宋少雷，張 龍，戴日輝

（海裝沈陽(yáng)局，黑龍江 哈爾濱 150078）

利用FLUENT軟件研究了噴嘴安裝位置L對(duì)重整氣燃燒室燃燒性能的影響。采用了Realizable k-ε湍流模型、PDF燃燒模型、污染物模型和SIMPLE算法對(duì)其進(jìn)行了數(shù)值模擬。結(jié)果表明，隨著L的增加，燃燒室出口溫度場(chǎng)的均勻性先提高后降低。當(dāng)L由30mm變化到40mm時(shí)，火焰筒內(nèi)壁面處燃?xì)庾罡邷囟认仍龃蠛鬁p小，但火焰筒內(nèi)壁面處燃?xì)馄骄鶞囟茸兓淮蟆．?dāng)L=40mm時(shí)，重整氣燃燒室出口處的NOX體積分?jǐn)?shù)僅為22×10-6。

重整氣；噴嘴安裝位置；出口溫度分布

0 引言

近年來，由于簡(jiǎn)單循環(huán)燃?xì)廨啓C(jī)的低熱效率和高污染物排放的問題，多種先進(jìn)循環(huán)技術(shù)應(yīng)運(yùn)而生。其中，化學(xué)回?zé)嵫h(huán)作為一種先進(jìn)技術(shù)具有解決這些問題的潛力[1]。在化學(xué)回?zé)嵫h(huán)燃?xì)廨啓C(jī)中，排氣余熱被燃油與水蒸汽間的吸熱反應(yīng)回收。同時(shí)，由于重整氣中含有大量的氫氣和水蒸汽，燃燒室內(nèi)燃用重整氣有助于降低NOX排放[1-3]。對(duì)于化學(xué)回?zé)嵫h(huán)燃?xì)廨啓C(jī)，首先采用燃油啟動(dòng)；當(dāng)重整器工作后，生成的重整氣會(huì)被噴入到燃燒室，此時(shí)燃燒室呈現(xiàn)油氣混燒狀態(tài)；最后，燃燒室會(huì)單獨(dú)燃用重整氣。顯然，用于化學(xué)回?zé)嵫h(huán)燃?xì)廨啓C(jī)的燃燒室應(yīng)具有燃用燃油和重整氣兩種燃料的能力。因此，為該燃?xì)廨啓C(jī)設(shè)計(jì)一個(gè)雙燃料燃燒室顯得尤為重要，尤其是雙燃料噴嘴。

為了擴(kuò)大燃?xì)廨啓C(jī)的燃料利用范圍，人們?cè)O(shè)計(jì)了多種雙燃料噴嘴。Neilson等人[4]為L(zhǎng)M2500燃?xì)廨啓C(jī)設(shè)計(jì)了燃用天然氣和低熱值生物氣的雙燃料噴嘴。西門子公司設(shè)計(jì)了西門子V94系列的雙燃料噴嘴，該噴嘴能夠燃用天然氣和合成氣[5]。然而，對(duì)于應(yīng)用于化學(xué)回?zé)嵫h(huán)燃?xì)廨啓C(jī)的雙燃料噴嘴的研究還不夠充分。楊洪磊等人[6]針對(duì)化學(xué)回?zé)崛細(xì)廨啓C(jī)設(shè)計(jì)了多種雙燃料噴嘴，但只是考慮了噴嘴安裝距離對(duì)于燃燒室出口溫度最大不均勻度的影響，沒有考察對(duì)于徑向和軸向不均勻度的影響。

隨著數(shù)值計(jì)算技術(shù)的發(fā)展，CFD技術(shù)在燃燒室設(shè)計(jì)方面的作用日益顯著。崔玉峰等人[7]采用 FLUENT軟件對(duì)用于IGCC系統(tǒng)的雙燃料噴嘴進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化。Chui等人[8]采用CFD技術(shù)對(duì)兩種不同結(jié)構(gòu)的燃燒器進(jìn)行了性能評(píng)估。Koyama等人[9]采用CFD技術(shù)對(duì)比了氣體燃料的三種旋流噴射方式的優(yōu)劣，結(jié)果表明與空氣旋向相反的噴射方式有助于燃料與空氣間的摻混。Arghode等人[10]采用FLUENT軟件研究了空氣和燃料的噴口直徑對(duì)二者間摻混特性的影響。Xing等人[11]采用CFD技術(shù)研究了駐渦燃燒室內(nèi)渦腔的高長(zhǎng)比對(duì)于燃燒室內(nèi)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的影響。

本文針對(duì)化學(xué)回?zé)嵫h(huán)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室設(shè)計(jì)了一種雙燃料噴嘴，并采用FLUENT軟件研究了噴嘴安裝位置對(duì)于重整氣燃燒室性能的影響。該工作可以為重整氣的合理利用以及雙燃料噴嘴的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論支持。

1 幾何模型

本文以環(huán)管燃燒室的一個(gè)火焰筒為研究對(duì)象，其幾何結(jié)構(gòu)如圖1所示。圖2為雙燃料噴嘴的結(jié)構(gòu)示意圖。雙燃料噴嘴共有3個(gè)通道，分別為外層氣體通道，中間燃油通道和內(nèi)層氣體通道。其中在外層氣體通道中布置了氣體旋流片。

圖1 燃燒幾何模型圖

圖2 雙燃料噴嘴

2 計(jì)算模型及數(shù)值模擬條件

2.1 計(jì)算模型

本文采用FLUENT軟件對(duì)重整氣燃燒流場(chǎng)進(jìn)行了研究。其中湍流模型選用Realizable k-ε模型，近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，燃燒模型采用了非絕熱的PDF模型。對(duì)于 NOX排放的計(jì)算，本文考察了熱力(thermal)NOX與快速(prompt)NOX兩種形成機(jī)理[12]。

2.2 網(wǎng)格劃分

由于燃燒室結(jié)構(gòu)復(fù)雜，本文采用了混合網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行了劃分。燃燒室網(wǎng)格生成總數(shù)約為350萬，如圖3所示。

圖3 燃燒室網(wǎng)格圖

2.3 邊界條件

本文數(shù)值模擬的邊界條件為：1）空氣進(jìn)口為質(zhì)量流量進(jìn)口，流量為2.7kg/s，溫度為670K。2）燃燒室出口為壓力出口，壓力為1.01325MPa，并給定回流溫度。3）重整氣進(jìn)口為質(zhì)量流量進(jìn)口，流量為0.3kg/s，溫度為723K。重整氣體積組分為：CO約 5.61%、H2約40.208%、CO2約9.979%、H2O約44.203%。4）壁面絕熱，速度無滑移。

2.4 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文所用數(shù)值模型的合理性，本文對(duì)原型燃燒室進(jìn)行了數(shù)值研究，并與試驗(yàn)值進(jìn)行了對(duì)比。表1給出了燃燒室出口平均溫度Tt4、燃燒室出口溫度的最大不均勻度OTDF和徑向不均勻度RTDF的模擬值與試驗(yàn)值的比較。由表1可知，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)值間的誤差較小。這說明，本文所采用的數(shù)值模型合理。采用相同的模型對(duì)于燃燒室其他工況進(jìn)行計(jì)算，得到的相關(guān)數(shù)據(jù)具有很大的參考價(jià)值。

表1 原型燃燒室模擬值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 噴嘴安裝位置的影響

圖4給出了噴嘴安裝位置L的定義。L表示沿x軸方向旋流器左側(cè)端面到噴嘴出口面的距離。本文中L的取值分別為30、35、40、45mm。

圖4 燃燒室網(wǎng)格圖

圖5為燃燒室內(nèi)的溫度分布圖。由圖可知，噴嘴安裝位置對(duì)燃燒室內(nèi)的溫度分布影響顯著。當(dāng)L在30mm～40mm間變化時(shí)，燃燒室內(nèi)的高溫區(qū)主要位于主燃區(qū)，這有助于燃料與空氣混合物的點(diǎn)燃以及火焰的穩(wěn)定。由圖5(a)、(b)可知，燃燒室內(nèi)的高溫區(qū)靠近火焰筒的下壁面，這可能會(huì)導(dǎo)致火焰筒過熱損壞。由圖5(c)可知，由于L的增大，高溫區(qū)遠(yuǎn)離火焰筒壁面，這有益于延長(zhǎng)火焰筒的使用壽命。由圖5(d)可知，隨著L的進(jìn)一步增大，重整氣由噴嘴直接流向出口。同時(shí)，在主燃區(qū)內(nèi)重整氣與空氣不能充分摻混燃燒，因此使得燃燒室內(nèi)火焰拉長(zhǎng)，高溫區(qū)靠近燃燒室出口。這會(huì)造成燃燒室出口溫度分布不均勻，不利于渦輪葉片的安全工作。由圖5還可知道，火焰筒機(jī)匣的非對(duì)稱性造成火焰筒上下表面進(jìn)入到火焰筒內(nèi)部的空氣流量不同，從而導(dǎo)致火焰筒內(nèi)部的溫度場(chǎng)呈現(xiàn)非對(duì)稱性分布。

圖5 燃燒室內(nèi)溫度分布(K)

圖6為燃燒室出口的溫度分布圖。如圖6所示，不同的噴嘴安裝位置會(huì)導(dǎo)致不同的燃燒室出口溫度分布。由于燃燒室內(nèi)溫度分布的非對(duì)稱性，燃燒室出口的溫度分布也具有非對(duì)稱性，并且燃燒室出口的高溫區(qū)偏向出口上方。由圖6(a)～(c)可知，當(dāng)L在30mm～40mm間變化時(shí)，燃燒室出口的最大溫度變化很小，這是因?yàn)橹卣麣庵饕谥魅紖^(qū)內(nèi)燃燒。由圖6(d)可知，由于重整氣主要在靠近出口的地方燃燒，因此，燃燒室出口的最高溫度要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于前三種工況。

圖6 燃燒室出口溫度分布(K)

圖7給出了燃燒室出口溫度的最大不均勻度(OTDF)，徑向不均勻度(RTDF)和周向不均勻度(CTDF)。OTDF，RTDF和CTDF的定義如下：

式中，Tt3為燃燒室進(jìn)口平均溫度；Tt4為出口燃?xì)馄骄鶞囟?；Tt4max為出口燃?xì)鉁囟茸畲笾担籘t4rmax為燃燒室出口徑向溫度分布沿周向的最大平均值；Tt4cmax為燃燒室出口周向溫度分布沿徑向的最大平均值。

由圖7可知，OTDF，RTDF和CTDF隨L的增大先減小后增大。當(dāng)L=35mm時(shí)，OTDF，RTDF和CTDF的值最小，分別為6.4%,2.5%和0.8%。當(dāng)L在30～40mm變化時(shí)，OTDF，RTDF和CTDF的值滿足設(shè)計(jì)要求。然而，當(dāng)L=45mm時(shí)，OTDF，RTDF和CTDF的值分別為54.2%，27.5%和21.9%，不能滿足燃燒室的設(shè)計(jì)要求。

圖7 燃燒室出口溫度場(chǎng)不均勻度

為了確定最優(yōu)的噴嘴安裝位置，對(duì)火焰筒內(nèi)壁面處的燃?xì)鉁囟冗M(jìn)行了對(duì)比分析，如圖8所示。當(dāng)L=45mm時(shí)，燃燒室出口溫度場(chǎng)的均勻性不能滿足要求，因此僅對(duì)前三種工況進(jìn)行了研究?；鹧嫱矁?nèi)壁面處的燃?xì)鉁囟却笮】梢苑从吵龌鹧嫱矡嶝?fù)荷的大小。由圖8(a)可知，火焰筒內(nèi)壁面處的燃?xì)庾罡邷囟?Tmax)隨L的增加先增大后減小。當(dāng)L=40mm時(shí)，Tmax的值最小。然而，對(duì)于不同的噴嘴安裝位置，火焰筒內(nèi)壁面燃?xì)獾钠骄鶞囟?Tave)變化不大，如圖8(b)所示。由此可知，相對(duì)于前兩種噴嘴安裝位置，當(dāng)L=40mm時(shí)更有利于延長(zhǎng)火焰筒的使用壽命。因此，綜合考慮以上因素，本文所研究的雙燃料噴嘴的最佳安裝位置為L(zhǎng)=40mm。

圖8 火焰筒內(nèi)壁面處燃?xì)鉁囟?/p>

3.2 L=40mm時(shí)燃燒室性能

圖9為火焰筒內(nèi)的流線圖。由圖可知，來自旋流器的空氣與來自噴嘴的重整氣能夠快速摻混燃燒。由于空氣和重整氣的共同旋轉(zhuǎn)流動(dòng)作用，火焰筒頭部形成了一個(gè)中心回流區(qū)，回流區(qū)內(nèi)有兩個(gè)旋向相反的漩渦，這有助于燃料在火焰筒內(nèi)的穩(wěn)定燃燒。由于機(jī)匣的非對(duì)稱性，使得經(jīng)火焰筒上下壁面進(jìn)入的空氣流量不同，因此火焰筒頭部的兩個(gè)漩渦并不是軸對(duì)稱的。由圖9還可知，經(jīng)噴嘴內(nèi)層通道噴入的重整氣抑制了高溫燃?xì)獾幕亓?，因此噴嘴下游存在一個(gè)低溫區(qū)，這有益于防止噴嘴因過熱而損壞。

圖9 火焰筒內(nèi)流線圖(K)

為了進(jìn)一步了解噴嘴的性能，本文對(duì)燃燒室內(nèi)的燃料分布進(jìn)行了研究。由于H2和CO是重整氣中的可燃成分，因此本文對(duì)H2和CO的分布進(jìn)行了研究。由圖10可知，重整氣經(jīng)噴嘴噴出后，能夠廣泛的分布在燃燒室頭部，這有助于重整氣與空氣間的摻混燃燒。同時(shí)，重整氣并未到達(dá)火焰筒壁面處，避免了重整氣在火焰筒壁面附近燃燒。由圖10還可知，重整氣的軸向分布距離短，主要位于主燃區(qū)，說明重整氣可在燃燒室內(nèi)充分燃燒。

圖10 燃燒室內(nèi)組分分布

圖11為燃燒室出口面的NOX體積分?jǐn)?shù)。由圖11可知，燃燒室出口處的 NOX體積分?jǐn)?shù)為22×10-6，該排放量水平與大多數(shù)DLE燃燒室[13]相似。這是因?yàn)橹卣麣鈨?nèi)含有大量水蒸汽。由圖還可知，熱力型和快速型NOX排放量分別為12和10×10-6。因此，為了進(jìn)一步控制燃燒室出口處的NOX排放量，對(duì)于抑制熱力型和快速型NOX生成的措施應(yīng)同時(shí)采用。

圖11 燃燒室出口面NOX體積分?jǐn)?shù)

4 結(jié)論

本文采用FLUENT軟件研究了雙燃料噴嘴安裝位置對(duì)重整氣燃燒室燃燒性能的影響，得到的主要結(jié)論如下：

1）隨著噴嘴安裝距離的增加，燃燒室出口溫度場(chǎng)的均勻性先提高后降低。當(dāng)L在30mm～40mm間變化時(shí)燃燒室出口溫度場(chǎng)的均勻性均滿足設(shè)計(jì)要求。當(dāng)L=35mm時(shí)，燃燒室出口溫度場(chǎng)均勻性最好。

2）當(dāng)L在30mm～40mm變化時(shí)，火焰筒內(nèi)壁面燃?xì)庾罡邷囟入S著L的增大先增大后減小。當(dāng)L=40mm時(shí)取得最小值，但燃?xì)馄骄鶞囟茸兓淮蟆?/p>

3）綜合考慮以上因素，本文研究的雙燃料噴嘴的最佳安裝位置為L(zhǎng)=40mm，此時(shí)燃燒室出口處的NOX體積分?jǐn)?shù)為22×10-6。

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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，工程師，主要從事熱力設(shè)計(jì)。