燃气轮机燃烧室双燃料混合燃烧数值模拟

2021-08-23李雅军从文峰

动力工程学报 2021年8期

杨强，李雅军，从文峰，林枫

(中国船舶集团有限公司第七〇三研究所船舶与海洋工程动力系统国家工程实验室，海洋工程燃气轮机实验室，哈尔滨 150078)

燃气轮机从原来单一气/液燃料系统升级为双燃料系统后，燃料适用性得到了进一步拓宽。目前，双燃料燃气轮机工程应用主要集中在海洋油气开发[1-2]、车载能源电站、液化天然气(LNG)船[3-4]及原传统燃气轮机应用领域。双燃料燃气轮机由于其良好的燃料适应性已成为未来燃气轮机主要发展方向[5]。

燃料混合燃烧是燃气轮机双燃料燃烧室的独有特性。由于气液2种燃料的差异，二者的反应速率也不同；采用双燃料燃烧时燃烧室性能的变化规律与仅使用单一燃料时有较大差异；研究混合燃烧条件下双燃料燃烧室性能的变化规律是进行燃烧室燃料在线切换的前提。

Nijeholt等[6]对沼气与天然气混合时燃烧室性能进行了数值模拟，并给出了详细的反应机理，用来描述混合燃烧条件下的化学反应机理；权崇仁等[7]通过对某短环形燃烧室进行了氢气、裂解气与柴油燃料的混合燃烧研究，指出优化燃烧室头部结构、合理组织流场以及稳定回流区内当量比是保证燃烧室混烧性能的有效措施；刘瑞同[8]则给出了双燃料燃烧室混合燃烧的基本原则，指出燃料混烧时要保证一定的天然气喷嘴压降以防止燃烧脉动，且液体燃料占比过小时会导致燃油路循环量过大而损坏油泵；穆勇[9]对化学回热燃烧室进行了双燃料混合燃烧数值模拟，给出了裂解气与柴油混烧时的简化机理，并指出在低热值燃料燃烧时加入部分高热值燃料，可以提高火焰温度及火焰传播速度，从而提高燃烧效率；王增国等[10]通过双燃料切换试验，指出混合燃烧及燃料切换时需重点关注燃烧室出口平均温度和动态压力值的变化情况；此外，和宏宾等[11-15]也对燃气轮机双燃料燃烧室的燃烧特性进行了相关研究。

笔者通过对某型双燃料燃烧室混合燃烧进行数值模拟，得到双燃料燃烧室在混烧条件下的性能变化规律，可为工程应用提供理论指导。

1 研究对象

图1为某型双燃料燃烧室结构示意图，其采用逆流环管结构，气体与液体燃料均为扩散燃烧。燃料由喷嘴进入火焰筒后，与旋流器、主燃孔处进入的空气掺混后进行燃烧，掺混孔用来对高温燃气进行掺混,提高了出口温度分布均匀性，火焰筒壁上设有气膜冷却孔，用来保护火焰筒材料不被烧蚀。

图2给出了该燃烧室的喷嘴示意图。喷嘴分为液体燃料路和气体燃料路：液体燃料喷口位于喷嘴中心位置，采用压力旋流雾化，外部周向布置辅助空气路；气体燃料喷口位于外环，采用多孔式布置。天然气喷口与燃油喷口中增设一路防护气流用于冷却及吹扫喷嘴端面，增加喷嘴使用寿命，防止积炭的产生。

图1 双燃料燃烧室Fig.1 Dual fuel combustor

1-喷嘴壳体；2-燃油旋流器；3-雾化旋流器；4-旋塞；5-垫圈； 6-堵盖；7-止动环；8-滤器。图2 双燃料喷嘴结构方案Fig.2 Structure scheme of the dual fuel nozzle

2 数值计算

2.1 几何模型

利用UG软件建立含有一个完整火焰筒的1/16燃烧室几何模型，并用ICEM软件进行网格划分，全局采用非结构化网格，并对冷却孔、出口段等区域进行局部加密。在不影响计算精度的条件下，对燃烧室一些较小的外形结构进行适当简化，火焰筒固体域与流体域进行耦合处理；经网格无关性验证后最终网格数为2 049万，具体见表1。

为便于分析，给出燃烧室性能的相关指标定义。

总压损失δ的计算公式如下：

(1)

式中：p3、p4分别为燃烧室进、出口空气总压，MPa。

燃烧室出口温度分布指标分为温度分布系数(OTDF)θt和径向温度分布系数(RTDF)θr，二者表达式如下：

(2)

表1 网格敏感度分析Tab.1 Grid sensitivity analysis

(3)

式中：T4max、T4rmax分别为燃烧室出口温度最大值及沿周向出口径向温度平均值中的最大值，K；T3ave、T4ave分别为燃烧室进、出口平均温度，K。

2.2 数学模型

燃烧室内质量、动量、能量、组分输运方程及气体混合物热力学状态方程在参考文献[16]中给出了详细的定义及推导，本文不再赘述；对于上述基本控制方程及状态方程组成的方程组，只要其中的源项能够确定，再加上适当的定解条件，就可得出描述燃烧室整个燃烧过程的数值解。

源项的确定则采用RNS雷诺平均方法，选用Realizablek-ε湍流模型、Finate Rate Chemistry and Eddy-disspation燃烧模型对方程组进行封闭。

2.3 反应机理

所研究的双燃料燃烧室采用燃料为天然气和轻柴油，天然气设定成分为CH4，-10#柴油利用C16H29进行物性替代。对于柴油燃料，采用简化的单步反应机理；对于天然气燃料，采用二步反应机理[17]。涉及到的基元反应以及相关参数见表2。

表2 反应机理参数Tab.2 Parameters of reaction mechanism

2.4 边界条件

在使用液体燃料及混合燃烧时，需要提前给定双燃料喷嘴燃油路喷雾炬的颗粒尺寸分布特性，额定工况下的喷雾分布见表3。在混合燃烧时，需要根据不同燃料量进行重复计算，可按文献[18]中给出的经验公式进行预估。

燃料输入方面，为便于对燃烧室性能计算结果进行比较分析，在2种燃料切换过程中，假定燃烧室出口平均温度保持不变，即2种燃料切换过程中，燃烧室输入净热量保持不变，则有：

qm,oilHoil,T0=qm,gasHgas,T0

(4)

式中：qm,oil、qm,gas分别为供入燃烧室的液体和气体燃料质量流量，kg/s；Hoil,T0、Hgas,T0分别为300 K时液体和气体燃料的低热值，kJ/kg，本文分别取42 700 kJ/kg 和50 050 kJ/kg进行计算。

利用上面的计算方法，在额定工况和35%额定工况下，可得出燃烧室2种燃料混合燃烧时各自占总燃料的比例关系，2个工况点的燃烧室入口参数由母型机整机试验结果给出。

应用Ansys Fluent R19软件，根据母型机整机试验结果校核，只计算稳态燃烧场，采用SIMPLE算法进行流场迭代计算。数值计算使用控制容积的离散方法，空间差分采用二阶精度的迎风格式。通过实施亚松弛以保证控制方程组的收敛；判定解的收敛标准是能量方程的相对残差小于10-4，以及空气进出口流量相对误差小于0.5%。最终模型设置边界条件见表3。

3 计算结果与分析

3.1 额定工况下的混合燃烧性能

图3给出了燃烧室额定工况下不同气体燃料占比下的燃烧室温度场变化情况。由图3可以看出，随着气体燃料占比的增加，燃烧室火焰形态逐步发生变化。

液体燃料工作时，高温区主要集中在主燃孔前部位置，且面积较大基本呈扇形；随着气体燃料占比的不断增加，高温区前部由于气体燃料喷射的影响，液体燃料喷雾锥角随着火焰筒轴向长度的延长不断被压缩，导致火焰长度延长，且随着气体燃料占比的增加不断延长；当燃烧室只使用气体燃料时，火焰长度缩短。

表3 数值计算边界条件设定值Tab.3 Boundary conditions of numerical calculation

气体燃料占比0%

气体燃料占比10%

气体燃料占比30%

气体燃料占比50%

气体燃料占比70%

气体燃料占比90%

气体燃料占比100%

图4给出了混合燃烧条件下的出口温度场云图。从图4可以看出，气液燃料占比的变化并不会改变出口温度场高低温区的分布位置；液体燃料占比越大，出口温度场的均匀性越差，具体表现为低温区面积增大，高温区面积收缩；混合燃烧条件下出口温度场均匀性都要差于单一燃料下的出口温度场均匀性。

气体燃料占比0%

气体燃料占比10%

气体燃料占比30%

气体燃料占比50%

气体燃料占比70%

气体燃料占比90%

气体燃料占比100%

图5给出了不同气体燃料占比下的燃烧室各性能参数的变化情况，对于不同工况间参数采用二次曲线进行拟合。从图5可以看出，随着气体燃料占比的增加，OTDF先缓慢上升，在气体燃料占比70%左右时达到最高值随后下降，并在只燃烧气体燃料时达到最低值。燃烧室出口平均温度的变化趋势则相反，随着气体燃料占比的增加，燃烧室出口平均温度不断下降，在气体燃料占比70%～90%时达到最低值。总压损失则一直在3.3%上下波动，无明显变化规律。

从以下几方面分析出现上述规律的原因：

(1) 随着气体燃料占比的增加，双燃料喷嘴燃油路供油压力不断降低；当气体燃料占比增加到一定程度时，供油压力不足使得雾化质量难以保证，燃油粒径不断增大。图6给出了燃油喷嘴无气动雾化时的理论粒径分布曲线，图7给出了燃烧室工作时燃油喷雾在不同气体燃料占比下的燃料蒸发时间及流动轨迹。从图6和图7可以看出，气体燃料占比为0%与10%时的燃烧室燃油液滴分布基本一致，基本在轴向掺混孔处可以蒸发完全，但随着燃油流量的不断减少，燃油粒径不断增加，最终导致燃油不能完全蒸发燃烧，并随着燃气排出燃烧室；燃烧室出口温度由于燃烧不充分而逐步降低，且变化趋势更加剧烈，由于入口空气参数不变，燃烧室温升的下降表明燃烧效率的下降趋势更明显。

(2) 随着气体燃料占比的增加，其对火焰筒内流场的影响增强；由于双燃料喷嘴的气体燃料路位于外环位置，气体燃料的喷射在火焰筒轴向上压缩了液体燃料的喷雾锥角。为了观察燃烧室燃烧区的变化情况，建立2 000 K以上高温区纵剖面温度场(见图8)。由图8可知，随着气体燃料占比的不断增加，高温区在径向不断收缩；同时气体燃料的加入导致高温区前部边缘位置温度下降。高温区延伸至燃烧室出口，在图4出口温度场表现为高温区面积的不断收缩。

(a) 燃烧室出口温度场分布指标

(b) 燃烧室出口平均温度

图6 无气动雾化时的燃油粒径理论计算分布曲线(额定工况)

气体燃料占比0%

气体燃料占比10%

气体燃料占比30%

气体燃料占比50%

气体燃料占比70%

气体燃料占比90%图7 不同气体燃料占比下的燃料蒸发时间(额定工况)Fig.7 Fuel evaporation time under different gas fuel ratios (rated condition)

气体燃料占比0%

气体燃料占比10%

气体燃料占比30%

气体燃料占比50%

气体燃料占比70%

气体燃料占比90%

气体燃料占比100%

(3) 气体燃料较好的扩散性可以改善燃烧室温度分布的均匀性，理论上在不考虑液体燃料时，燃烧室工况不变且气体燃料占比增加时火焰长度应有一定程度地缩短，但由于液体燃料占比下降时燃油液滴粒径增大，蒸发时间增加，导致燃烧滞后，高温驻点位置在火焰筒轴向位置不断后移，反而又延长了火焰长度。对于本型燃烧室，额定工况下2种因素相互影响的计算平衡点在气体燃料占比70%左右。

(4) 当气体燃料占比大于等于90%时，液体燃料不完全燃烧，部分燃油随燃气从燃烧室出口排出，高温区驻点温度下降，导致燃烧室出现了OTDF、出口平均温度以及总压损失同时下降的现象。

因此，混合燃烧条件下，液体燃料非额定工作点的雾化特性、双燃料喷嘴气/液路结构以及气/液燃料的燃烧场差异决定了双燃料燃烧室的混合燃烧性能。特别指出的是，穆勇[9]对柴油和裂解气的混合燃烧进行了计算，指出当Arrhenius数相同时，燃烧场温度分布会影响燃料反应速率，造成燃烧效率出现差异。由于柴油、天然气的燃料特性，二者的组分并非固定不变，数百个中间反应过程及较大的计算量导致利用现有硬件进行数值模拟还难以对燃料切换状态下的燃烧室性能进行很好地模拟。双燃料燃烧室若能根据燃料实际组分建立详细的化学反应步，计算精度将会有极大提高。

3.2 35%额定工况下的混合燃烧性能

在3.1节中分析了额定工况下燃烧室的混合燃烧性能，由于双燃料燃烧室在低工况下仍有燃料切换及混合燃烧的需求，故在35%额定工况下研究混合燃烧条件下的燃烧室性能。

图9和图10分别给出了35%额定工况下燃烧室的纵截面温度场及出口温度场。从图9可以看出，对比额定工况，无论气/液燃料单独燃烧还是混合燃烧，高温区已全部收缩至主燃孔前部；经计算，35%额定工况下燃烧室总的过量空气系数由2.78增大至3.99，增大过量空气系数改善了火焰筒头部的燃烧情况，混合燃烧时，出口温度均匀性比额定工况下有了较大改善。从图10可以看出，随着气体燃料占比的增加，35%额定工况下的出口温度场与额定工况下基本一致，在同等温度梯度下，其高温区不断缩小；混合燃烧气/液占比的变化并不会导致高低温区位置发生明显变化。

图11给出了35%额定工况下高温区内高温驻点的移动与变形状况，由于高温区位于喷嘴前部，不受主燃孔射流影响，高温区形状变化更为明显。在燃料总热值不变的前提下气体燃料占比增加，气体燃料喷射对液体燃料的压缩变形现象仍然存在，同时由于燃油粒径增大与气体燃料射流的综合影响，高温驻点位置仍然明显地向火焰筒出口位置移动；但由于过量空气系数增大，混合燃烧条件下燃烧室出口温度均匀性恶化情况比额定工况下有了明显好转。

图12为35%额定工况下燃烧室性能参数的变化情况。从图12可以看出，35%额定工况下燃烧室性能参数变化规律与额定工况下基本相同，不同之处在于：