航改燃机燃烧室掺氢燃烧特性研究

摘要   

日益严格的碳减排要求对动力行业的发展产生了重要影响，厘清燃气轮机燃烧室掺氢燃烧特性成为亟待突破的研发重点。该文选用典型航改燃机燃烧室，在保持燃料总发热量不变的条件下，采用数值模拟探究掺氢体积比对燃烧室实 际工况下流场结构、燃烧产物等方面的影响规律，并分析流场动态特性的变化。结果表明，随掺氢比的提升，燃烧室前端温度升高，气体体积膨胀导致中心回流区缩小，CO2排放降低，高温回流产物逐渐远离燃料喷嘴。同时，喷嘴附近热释率增大，压力波动加剧，可能增强燃烧不稳定性进而影响结构安全性。结果可为现有燃机掺氢燃烧改造以及未来氢燃机设计提供一些指导。

模型与计算设置    1

1.1 燃烧室模型与网格划分

本研究采用典型的航改燃机环形燃烧室模化结构作为计算域，如图1(a)所示。

燃料从中心处的燃料喷孔喷入，与周围流经旋流叶片的部分空气混 合，经过下游文丘里后与剩余空气二次混合，形成稳定旋流火焰。考虑到计算效率，本研究针对环形燃烧室单头部喷嘴及下游区域展开模拟，选取周向12°区域作为计算域，周向边界设置为周期性边界。本文中以燃料喷嘴(内径 d = 16 mm)渐缩处截面中心为坐标系原点，以指向燃烧室内的中心线作为X 轴的正方向建立三维坐标系。网格如图1 (b)所示，采用poly-hexcore 划分方法，过渡区域为多面体网格，核心区域使用六面体网格进行填充，兼顾网格 质量与计算效率。体网格最大尺寸为2 mm，燃烧区加密到 1 mm，壁面设置边界层网格以确保第一层网格y+不超过5，网格总数约470万。

1.2 计算设置

本文首先采用SST k-ω模型进行湍流封闭，探究流场的稳态流动与燃烧特性；随后采用大涡模拟 (large eddy simulation，LES)捕捉流场动态特性，亚格子未封闭项选用WALE模型进行建模；采用火焰面生成(flamelet generated manifold，FGM)模型对湍流-燃烧相互作用进行建模。FGM 模型假设湍流火焰面是一系列低维小火焰层的系综，引入混合分数 f 和反应进程变量c，并将物质的焓h作为附加控制参数进行建表，从而建立流场中组分浓度、温度等物理量与以上变量之间的映射关系，可以有效降 低求解难度，提高计算效率。

火焰面建表过程中，采用 GRI-Mech 3.0 反应机理，共涉及53种物质组分和325个基元反应，涵盖了模拟过程中出现的所有元素(C、H、O、N)， 并且包含了详细的H2燃烧机制，可以满足甲烷 掺氢燃烧反应过程的建模需求。算例采用压力基求解器，控制方程采用二阶迎风算法进行离散，压力-速度耦合采用 Coupled 算 法。燃料为甲烷/氢气混合气体，掺氢比按摩尔分数 (即体积比)计算，氧化剂为空气；燃料温度为常温 (298 K)，空气温度为749 K；燃烧室工作压力约为 2.3 MPa。入口均采用质量流率入口，出口采用压力出口及无反射声学边界条件；燃烧室所有壁面均为 无滑移，并采用混合热边界条件(包含传导、对流和辐射换热)。其中，采用离散坐标(discrete ordinates， DO)模型表征燃气与壁面之间的辐射换热。根据设计值和经验，将燃烧室壁面的对流换热系数设为358.86 W/(m2·K)，自由来流温度设为空气温度，外 部发射率设为0.6。为保持燃机原有输出功率不变，按照总发热量不变的原则改变燃料的掺氢比范围为0-0.7，相应的当量比范围为0.36-0.39。

1.3 网格无关性验证与模型验证

对1.1 节中的网格进行网格无关性验证，三组网格划分的参数如表1所示。

选取纯甲烷热态工况，提取喷嘴出口截面径向温度分布，截面位置如图2所示。

稳态模拟结果中，该处各网格的径向温度分布如图3(a)所示，

其中稀疏网格与中等网格平均偏差为9.07%，中等网格与稠密网格平均偏差为4.04%。瞬态模拟结果中，该处各网格的径向温度分布(统计平均)如图 3(b)所示，

其中稀疏网格与中等网格平均偏差为10.80%，中等网格与稠密网格平均偏差为4.41%。中等网格基本可以满足反映流场稳态特性和捕捉流场动态变化的需求，为兼顾计算精度与效率，选用中等网 格进行数值模拟。

以数据库中的实验数据作为参照，使用中等网格对不同燃空比下燃烧室的温升幅度(出口截面 平均温度与空气入口温度之差)进行验证。如图4所示，平均绝对误差为4.77%，模拟结果与实验数据 较为接近，验证了前文所述的湍流燃烧模型应用于航改燃机环形燃烧室碳氢燃料燃烧的可靠性。

模拟结果与分析

2.1 冷态流场分析

纯甲烷冷态工况的计算结果如图5所示。

由图 5(a)可知，经过甲烷与旋流空气的2次混合后，下游组分场较均匀。图5(b)流线分布与图5(c)轴向速度分布均表明，在旋流器下游、燃烧室前端形成了中心回流区，有利于火焰稳定。气体经旋流器后在离心力作用下沿径向向外扩展，由动量平衡可知压力沿径向增大，而气流周向速度沿轴向逐渐减小(图 5d)，旋流减弱，故径向与轴向上均存在逆压梯度，促使了回流区的形成。

如表2所示，对通过燃烧室各区域的空气流量进行统计，可见旋流器与主燃孔空气流量分别约占总量的1/3和1/8，用于稀释燃气、起冷却降温作用的掺混孔空气流量约占总量的一半。掺混空气在保 证主燃区燃料充分燃烧的同时，有利于降低高温燃气温度，减少热力型氮氧化物的生成。

2.2 热态流场分析

2.2.1 效率和负载灵活性

纯甲烷热态工况的计算结果如图6所示

可见高温区主要位于燃烧室前端和主燃孔后方。而在掺混孔下游，温度分布逐渐变得相对均匀。

由图6(b) 混合分数(f)分布可知，燃烧室前端近喷嘴出口处混合分数较高，为富燃状态。高温区域的混合分数均略高于0.05，所对应的当量比接近于1。

而OH基团的分布(图6c)说明火焰主要位于回流区头部及燃烧室中段上方两个区域。结合2.1节的分析可知，燃烧室前端近喷嘴出口处的高温主要来自于高温产物的回流。

2.2.2 掺氢工况

不同掺氢比(0-0.5)下，燃烧室温度场及热释率分布分别如图7和图8所示。

随掺氢比增大，燃烧室前端温度逐渐升高(图7箭头处明显可见)，这是因为增大掺氢比提高了燃料的反应活性，使主要的放热区域向上游移动(图8)。特别是掺氢比为0.5时，喷嘴附近的反应放热显著加剧(热释率提升了一个量级)，可能对燃烧室结构产生不利影响。燃烧室内部沿喷嘴轴向(y/d = 0)的温度及压力分布曲线如图9所示，

燃烧室前端x/d = 4.27处沿径向的速度分布如图 10 所示。

可见，随掺氢比增 大，燃烧室轴线上温度普遍升高(部分区域增幅超过 20%)，高温膨胀导致气流密度减小、流速增大。因此，在燃烧室前端的中心回流区，掺氢之后轴向速度明显增大，周向速度受空气旋流主导而差别较小，故旋流强度相对减弱，轴向方向逆压梯度降低 (如图9b所示)。这导致回流区范围缩小，回流强度削弱(如图11红圈所示)。

在2.2.1节中已经提及，燃烧室前端混合分数较高，处于富燃状态，因此中间产物CO含量较高 (如图12所示)。

由于氢气中不含碳元素，CO含量随着掺氢比的增大略有下降。图13表明，掺氢比的增大使完全燃烧产物CO2含量显著降低，体现了掺氢燃烧的低碳特性。

2.2.3 掺氢对燃烧场动态特性的影响

本节采用 LES 探究掺氢对流动与燃烧动态特性的影响。图 14 给出喷嘴附近温度场随不同掺氢 比的动态变化情况，相邻图片之间的时间间隔均为 0.1 ms。可见，高温的回流燃烧产物会周期性地向上游移动。

纯甲烷及掺氢比为0.1的工况下，红色高温区域会触及燃料喷嘴，且纯甲烷工况频率更高。相反，如2.2.2节所述，在总发热量不变的前提下，掺氢比较高(0.5、0.7)时，回流区强度减弱、范围缩小，高温产物距离喷嘴较远，周期性波动的高温区未触及喷嘴。此外，随含氢量的提升，燃料体积流量也逐渐增大(表3)，

喷嘴出口射流的径向速度及射流穿透深度亦随之增大(图 15，箭头处明显可 见)，向燃料喷嘴尖端聚集，抑制了高温产物向喷嘴 靠近。

为探究燃烧室前端的压力波动，在燃料喷嘴出 口附近设置采样点(图16)，其中轴向和径向方向的 起始点位于中心线上，离喷嘴前端最近。

掺氢比为 0.7 时，各采样点的压力脉动如图17所示，可见径向2处压力波动最为明显，不稳定性更强。

不同掺氢比下径向2处的压力脉动如图18所示，可见掺氢比的增大导致压力波动增强。

由喷嘴附近组分及流线分布(图19)可以看出，该点位于燃料射流、中心回流及通过旋流叶片的空气气流的剪切层处。强烈的剪切作用使得该处压力波动大幅增强，可能对外侧文丘里结构的安全性造成隐患。

结束语    3

本文基于数值模拟方法，在保持燃料总发热量不变的条件下，探究了掺氢体积比对典型航改燃机燃烧室的流场、温度场结构及燃烧产物的影响规律，并初步分析了掺氢后流场动态特性的变化，结论如下： 

1）燃烧室前端存在中心回流区，旋流器空气流量约占总量的 1/3，高温区主要位于燃烧室前端及主燃孔后方； 

2）随着掺氢比提升，喷嘴附近热释率增大，燃烧室前端温度升高，旋流减弱使得中心回流区范围缩小；同时，CO2含量逐渐降低； 

3）高温产物周期性地向上游移动，但随掺氢比提升逐渐远离燃料喷嘴； 

4）掺氢比提升会加剧燃烧室前端的压力波动；受多股气流剪切作用的影响，文丘里结构附近的压力波动幅度较大，可能对结构安全性造成影响。

资料来源于：航改燃机燃烧室掺氢燃烧特性研究

作者：李嘉斌 ，丁思宇 ，储旭 ，刘保侠 ，赵洪亮 ，杨阳 ，朱民 ，王兴建 

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