空燃比對燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室燃燒不穩(wěn)定性影響的數(shù)值研究

王?瑋，肖俊峰，高?松，王?峰，李曉豐，胡孟起

空燃比對燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室燃燒不穩(wěn)定性影響的數(shù)值研究

王?瑋，肖俊峰，高?松，王?峰，李曉豐，胡孟起

(西安熱工研究院有限公司燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù)部，西安 710054)

針對某型燃?xì)廨啓C(jī)旋流燃燒室，建立了全尺寸三維燃燒室數(shù)值模型，數(shù)值研究了空燃比對其擴(kuò)散和預(yù)混燃燒穩(wěn)定性的影響．結(jié)果表明，擴(kuò)散燃燒模式下，保持燃燒室入口燃?xì)饪偭髁坎蛔?，空燃比變化對燃燒室壓力脈動主頻及燃燒穩(wěn)定性影響較?。A(yù)混燃燒模式下，保持燃燒室入口燃?xì)饪偭髁坎蛔儯{(diào)整空燃比，燃燒室壓力脈動振幅相對穩(wěn)定；但空燃比增大，燃燒室壓力脈動主頻減小，燃燒不穩(wěn)定增長時間縮短，燃燒穩(wěn)定性相對變差；而空燃比降低，燃燒室壓力脈動主頻增加，燃燒不穩(wěn)定增長時間增加，燃燒穩(wěn)定性相對增強(qiáng)．

燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室；燃燒不穩(wěn)定性；空燃比；燃燒不穩(wěn)定增長時間；燃燒調(diào)整

燃燒不穩(wěn)定是燃?xì)廨啓C(jī)重點(diǎn)關(guān)注的問題之一.燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定，輕者會導(dǎo)致污染物排放升高、高溫組件疲勞，重者直接導(dǎo)致高溫組件失效，甚至損毀燃燒室部件[1-3]．

Lieuwen等[3-5]發(fā)現(xiàn)極小的化學(xué)當(dāng)量比脈動會誘發(fā)較大的火焰熱釋放響應(yīng)；Huang等[6-7]表明旋渦破碎、旋進(jìn)渦核、燃燒火焰面變化等均會影響燃燒室的燃燒不穩(wěn)定；Altay等[8]發(fā)現(xiàn)火焰和渦團(tuán)之間的相互作用在特定條件下是影響燃燒動力學(xué)的主要因素；Kim等[9]和Lee等[10]則表明在安裝有多個旋流噴嘴的燃燒室內(nèi)噴嘴與噴嘴之間的相互作用是影響燃燒室燃燒穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素之一．在燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)際運(yùn)行中，一般通過調(diào)整燃燒室空氣流量和燃料流量實(shí)現(xiàn)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒穩(wěn)定性控制[11-12]．

何敏等[13]對某燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室流量分配實(shí)驗(yàn)，獲得了其流量分配特性曲線；Lee等[14]以燃燒室燃料流量、空氣流量等參數(shù)為控制變量對某小型燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)行了燃燒調(diào)整實(shí)驗(yàn)，成功降低了燃燒室NO排放；Xing等[15]針對某微型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室，采用一種可調(diào)燃料供給方法控制燃燒室燃料量，對其進(jìn)行了燃燒實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算，獲得了其污染物排放及燃燒室出口溫度變化等特性參數(shù)．雖然上述研究通過控制燃燒室燃料流量和空氣流量等參數(shù)，成功進(jìn)行了燃燒調(diào)整實(shí)驗(yàn)，但并未涉及燃?xì)饬髁颗浔鹊葏?shù)對燃?xì)廨啓C(jī)燃燒穩(wěn)定性的影響，其研究結(jié)果還需進(jìn)一步補(bǔ)充完善．

本文參考某型燃?xì)廨啓C(jī)單筒燃燒室，建立全尺寸數(shù)值模型，模擬其燃燒過程，探討空燃比等參數(shù)對燃燒穩(wěn)定性的影響，并重點(diǎn)分析空燃比變化對燃燒不穩(wěn)定形成過程的影響．

1?數(shù)值方法

1.1?物理模型

圖1是某型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的幾何模型示意，其包含燃料噴嘴、火焰筒、導(dǎo)流襯套、過渡段等部件．燃燒室的燃料噴嘴由5個旋流噴嘴構(gòu)成，具有擴(kuò)散和預(yù)混兩路燃料通道，在擴(kuò)散燃燒模式和預(yù)混燃燒模式下分別由擴(kuò)散及預(yù)混燃料通道向燃燒室注入天然氣．

忽略燃燒室導(dǎo)流襯套冷卻孔、過渡段壁面冷卻孔以及火焰筒與導(dǎo)流襯套之間的夾層、過渡段內(nèi)外壁面之間的夾層等對燃燒室內(nèi)部流場的影響，僅對燃料噴嘴、火焰筒以及過渡段等部件的內(nèi)部流體通道建模．圖2是本文簡化后的全尺寸三維數(shù)值模型示意圖，其網(wǎng)格總量約700萬．

參考該型燃?xì)廨啓C(jī)燃料噴嘴的實(shí)際噴注方式，假設(shè)空氣先由燃料噴嘴的環(huán)形通道注入燃料噴嘴，再進(jìn)入火焰筒；以CH4代替天然氣；在擴(kuò)散燃燒模式下，CH4經(jīng)擴(kuò)散燃料通道注入火焰筒，并在火焰筒內(nèi)與空氣邊混合邊燃燒；在預(yù)混燃燒模式下，CH4由預(yù)混燃料通道注入燃燒室，并在燃料噴嘴的預(yù)混通道內(nèi)與空氣先混合，形成預(yù)混氣，再進(jìn)入火焰筒燃燒．

圖1?某燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室?guī)缀文Ｐ?/p>

圖2?簡化燃燒室全尺寸模型及其網(wǎng)格示意

1.2?數(shù)值方法

本文所采用的質(zhì)量守恒、動量守恒、能量守恒及組分守恒方程分別如下[16-19]：

計(jì)算過程中，假設(shè)所有固體壁面絕熱無黏；采用5步CH4/空氣反應(yīng)機(jī)理，各基元反應(yīng)見表1；采用有限速率/渦耗散模型模擬燃燒室組分輸運(yùn)過程．

表1?CH4/空氣5步化學(xué)反應(yīng)機(jī)理

Tab.1?Five-step CH4/air chemical reaction mechanism

1.3?邊界條件

為研究空燃比變化對燃燒不穩(wěn)定形成過程的影響，參考該型燃?xì)廨啓C(jī)的實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)，給定空氣和CH4的流量、溫度及壓力等參數(shù)，并逐次調(diào)整燃燒室空燃比．各工況的邊界條件參數(shù)見表2，表中空燃比AF表示進(jìn)入燃燒室空氣與CH4的質(zhì)量比，且AF＝62.873及AF＝39.050的數(shù)據(jù)為該型燃?xì)廨啓C(jī)的實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)．

為減小燃?xì)饬髁?、燃燒室壓力等參?shù)對燃燒不穩(wěn)定特性的影響，在擴(kuò)散燃燒模式下維持燃燒室入口燃?xì)饪偭髁亢蛪毫Σ蛔?，其?shù)值分別為18.722kg/s和0.711MPa；在預(yù)混燃燒模式下同樣維持燃燒室入口總流量和壓力不變，其數(shù)值分別為27.390kg/s和 1.361MPa．

表2?邊界條件

Tab.2?Boundaryconditions

2?數(shù)值結(jié)果和分析

2.1?擴(kuò)散燃燒

圖3是擴(kuò)散燃燒模式下燃燒室的壓力跡線．如圖所示，在擴(kuò)散燃燒方式下，燃燒室壓力跡線類似于幅值逐漸縮小的正弦曲線．保持燃燒室入口流量不變，調(diào)整燃燒室空燃比，燃燒室壓力脈動周期變化較小，維持在0.012s附近，其壓力脈動振幅介于0.03～0.04MPa．

圖3?擴(kuò)散燃燒模式下燃燒室壓力跡線

圖4是對擴(kuò)散燃燒模式下燃燒室壓力跡線進(jìn)行快速傅里葉變換(FFT)得到的燃燒室壓力脈動頻域信息，圖中縱坐標(biāo)代表燃燒室壓力脈動頻率的振幅．如圖4所示，在擴(kuò)散燃燒模式下保持燃燒室入口燃?xì)饬髁坎蛔?，調(diào)整燃燒室空燃比，燃燒室壓力脈動主頻均在83Hz附近，變化較??；其主頻的振幅介于0.0038～0.0062MPa，遠(yuǎn)小于燃燒室平均壓力；燃燒室燃燒穩(wěn)定性未發(fā)生明顯變化，燃燒相對穩(wěn)定．這主要是因?yàn)?，保持燃燒室入口質(zhì)量流量不變，調(diào)整燃燒室入口空燃比，燃燒室流場結(jié)構(gòu)以及燃燒室噴嘴出口湍流度及雷諾數(shù)等參數(shù)變化較小，燃燒室內(nèi)的渦旋脈動變化較小，不會引起明顯的壓力脈動變化；而且在擴(kuò)散燃燒模式下，火焰面的當(dāng)量比穩(wěn)定在1.0附近[20]，燃燒室的釋熱率相對穩(wěn)定；由于燃燒室釋熱率和壓力脈動均相對穩(wěn)定，兩者之間的相互作用之間也相對穩(wěn)定，燃燒室的燃燒穩(wěn)定性變化較小，燃燒相對穩(wěn)定．

圖4?擴(kuò)散燃燒模式下燃燒室壓力脈動

2.2?預(yù)混燃燒

圖5是預(yù)混燃燒模式下燃燒室壓力跡線圖．由于燃燒室壓力脈動和熱釋放率之間的相互作用，燃燒室壓力脈動的變化呈現(xiàn)穩(wěn)定、增長以及非線性極限循環(huán)3個階段[21-22]．如圖5所示，在初始時刻，由于湍流，燃燒室壓力出現(xiàn)低振幅脈動，其脈動幅值不超過燃燒室平均壓力的1.5%，處于穩(wěn)定燃燒階段；隨著壓力脈動和熱釋放率之間相互作用，觸發(fā)燃燒不穩(wěn)定，燃燒室壓力脈動振幅逐漸增長，直至達(dá)到某個極限值，形成非線性極限循環(huán)(簡稱循環(huán))．

圖5?預(yù)混燃燒模式下燃燒室壓力跡線

圖6是預(yù)混燃燒模式下，燃燒室壓力脈動數(shù)據(jù)的FFT轉(zhuǎn)化結(jié)果．保持燃燒室入口總流量不變，調(diào)整燃燒室入口空燃比，燃燒室壓力脈動主頻幅值變化較小，可以忽略不計(jì)．但調(diào)整空燃比，燃燒室壓力脈動頻率會發(fā)生明顯的變化，如圖6所示：空燃比由39.050增加至44.145時，燃燒室壓力脈動主頻由1970.9Hz降低至1770.9Hz，主頻降低了10.1%；而空燃比由39.050降低至34.991時，燃燒室壓力脈動主頻由1970.9Hz增加至1984.9Hz，主頻增加了0.7%．即在預(yù)混燃燒模式下，保持燃燒室入口總流量不變，增加燃燒室空燃比，燃燒室壓力脈動主頻率明顯減??；而減小燃燒室空燃比，燃燒室壓力脈動主頻率略有增加．這主要是由于在預(yù)混燃燒模式下，調(diào)整燃燒室的空燃比改變了火焰面等流場結(jié)構(gòu)，進(jìn)一步影響了燃燒室的釋熱率．由于釋熱率和壓力脈動之間的相互作用，釋熱率的變化進(jìn)一步影響了燃燒室的壓力脈動，改變了燃燒室的燃燒穩(wěn)定性，影響了燃燒室壓力脈動頻率[4, 17, 21,23]．

圖6?燃燒室壓力脈動FFT結(jié)果

通過短時傅里葉變換(STFT)可以獲得燃燒室壓力脈動頻率及其振幅隨時間的變化信息[24]．圖7是預(yù)混燃燒模式下燃燒室壓力脈動的STFT結(jié)果．

如圖7所示，燃燒室壓力脈動變化過程與壓力跡線所獲信息類似，主要呈現(xiàn)穩(wěn)定、增長以及非線性極限循環(huán)3個階段．其在穩(wěn)定燃燒階段的壓力脈動呈現(xiàn)不連續(xù)的低頻、低幅值脈動；隨后燃燒室壓力脈動頻率突然增高，進(jìn)入燃燒不穩(wěn)定線性增長階段，其頻率幅值隨時間逐漸增加，直至達(dá)到峰值，并最終形成非線性極限循環(huán)．在表2所示工況下，燃燒室穩(wěn)定燃燒時間介于0.029～0.035s，燃燒不穩(wěn)定增長時間介于0.016～0.025s，兩者均在毫秒量級，表明燃燒不穩(wěn)定形成過程極其迅速．

保持燃燒室入口總流量不變，調(diào)整燃燒室空燃比，燃燒室壓力脈動在穩(wěn)定燃燒階段出現(xiàn)不連續(xù)的低頻、低幅脈動特征，且在空燃比增加時，其在穩(wěn)定燃燒階段低頻脈動幅值相對增加，低頻、低幅值壓力脈動持續(xù)時間增加．

定義首次出現(xiàn)振蕩主頻信號時刻與壓力脈動幅值達(dá)到峰值時刻的時間差為燃燒不穩(wěn)定增長時間z．圖8是預(yù)混燃燒模式下調(diào)整燃燒室空燃比對燃燒不穩(wěn)定形成過程的影響規(guī)律．如圖8所示，保持燃燒室入口燃?xì)饪偭髁坎蛔儯{(diào)整空燃比燃燒室穩(wěn)定燃燒時間縮短10.6%～16.4%；由39.050增加至44.145時，燃燒室燃燒不穩(wěn)定性增長時間縮短了22.7%，燃燒穩(wěn)定性相對變差；空燃比由39.050降低至34.991時，燃燒不穩(wěn)定增長時間增加了18.7%，燃燒穩(wěn)定性相對增強(qiáng)．

圖8?空燃比對燃燒不穩(wěn)定形成過程的影響規(guī)律

綜上，在預(yù)混燃燒模式下，調(diào)整燃燒室空燃比，不僅影響燃燒室壓力脈動頻率特性，還影響燃燒室燃燒不穩(wěn)定的形成過程．這主要是因?yàn)槿紵铱杖急鹊淖兓淖兞巳紵翌A(yù)混旋流燃燒的釋熱率，進(jìn)一步影響了燃燒室釋熱率和燃燒室壓力脈動之間的相互反饋過程，改變了燃燒室渦旋脈動特性，導(dǎo)致燃燒室壓力脈動頻率以及燃燒室燃燒穩(wěn)定性的形成過程發(fā)生變化．

3?結(jié)?論

(1) 擴(kuò)散燃燒模式下，保持燃燒室入口流量不變，調(diào)整燃燒室空燃比，燃燒室壓力脈動主頻及其脈動幅值變化較小，燃燒相對穩(wěn)定．

(2) 預(yù)混燃燒模式下，保持燃燒室入口流量不變，調(diào)整空燃比，燃燒室壓力幅值變化較?。坏黾涌杖急?，燃燒室壓力脈動主頻及其倍頻均降低；減小空燃比，燃燒室壓力脈動主頻及其倍頻均增加．

(3) 調(diào)整燃燒室空燃比會影響預(yù)混燃燒不穩(wěn)定形成過程．增加空燃比，燃燒不穩(wěn)定性增長時間縮短；減小空燃比，其燃燒不穩(wěn)定性增長時間增加．

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Numerical Study on Influences of Air-fuel Ratio on Combustion Instability in Gas Turbine Combustor

Wang Wei，Xiao Junfeng，Gao Song，Wang Feng，Li Xiaofeng，Hu Mengqi

(Gas Turbine Department，Xi’an Thermal Power Research Institute Co.，Ltd，Xi’an 710054，China)

Based on one type of gas turbine swirl combustor，a full-size three-dimensional numerical model of combustor is established，and the influences of air-fuel ratio on the diffusion and premixed combustion stability are studied numerically．Results show that in the diffusion combustion mode，the adjustment of air-fuel ratio has less influences on the main frequency of pressure fluctuation in the combustor and the combustion stability when the total gas flow at the combustor inlet is kept constant．In the premixed combustion mode，as the air-fuel ratio varies，the amplitude of pressure fluctuation in the combustor changes slightly when the total gas flow at the combustor inlet is kept constant. However，as the air-fuel ratio increases，the main frequency of pressure fluctuation in the combustor is reduced，the combustion instability growth time is shortened，and the combustion stability weakens relatively. As the air fuel ratio decreases，the main frequency of pressure fluctuation in the combustor increases，its combustion instability growth time also increases，and the combustion stability is relatively strengthened．

gas turbine combustor；combustion instability；air-fuel ratio；combustion instability growth time；combustion tuning

TK121

A

1006-8740(2019)05-0439-06

10.11715/rskxjs.R201812008

2019-04-04.

華能集團(tuán)總部科技項(xiàng)目(HNKJ17-H17).

王?瑋（1985—??），男，博士，wangweia@tpri.com.cn.

肖俊峰，男，碩士，研究員，xiaojunfeng@tpri.com.cn.