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1、中国工程热物理学会 2 0 0 6 年学术会议 湍流燃烧模 燃烧学 编号：0 6 4 0 1 0 型对合成气燃烧室 模拟结果的影响 崔玉峰徐纲聂超群黄伟光 ( 中国科学院工程热物理研究所北京1 0 0 0 8 0 ) T e l ：0 1 0 一6 2 5 8 1 4 3 6 E - m a i l ：塑i 迎鱼塑g ( 鱼曼垃照受g ：曼垃：堑：曼望 摘要；为了选出适用于合成气燃气轮机燃烧室数值模拟的湍流燃烧模型，本文分别采用涡团耗散 模型( E D M ) 、平衡混合物分数P D F 模型和层流小火焰面模型( L F M ) 对某个燃烧中热值合成气的 燃气轮机燃烧室进行了数值模拟，并对计算
2、结果进行了比较，结果表明：采用E D M 会低估H 2 的反应 速率，而高估C O 的反应速率，因此该模型不适合用于模拟合成气燃烧。与E D M 相比，平衡P D F 模 型与层漉小火焰萄模型更合理地预溅了C O 和H 2 的反应速率。对于所计算的工况下由于满足D a l 的条件，层流小火焰面模型与平衡P D F 模型的计算结果基本相同。 1 引言 目前最常用到的湍流燃烧模型有涡团耗散模型( E d d y , D i s s i p a t i o nM o d e l ，E D M ) ， 平衡混合物分数P D F 模型( E q u i l i b r i u mM i x t u r
3、eF r a c t i o n P D FM o d e l ) 以及考虑了部分 非平衡影响的层流小火焰面模型( L a m i n a rF l a m e l e tM o d e l ，L F M ) 。三种模型基于不同 的假设，适用于不同的条件，对于同样的燃烧室结构以及工作条件得到的计算结果会有 所不同。本文分别采用这三种模型对某个燃烧合成气的分管型燃烧室进行了数值模拟， 并对计算结果进行了比较，以期能对后面迸一步的数值计算工作在选择湍流燃烧模型方 面提供有意义的指导。 、 2 燃烧室结构 本文所研究的燃气轮机燃烧室是回流式分管型燃烧室，各分管燃烧室通过联焰管联 接在一起沿圆周布置在
4、机组的中轴周围，单个燃烧室的结构如图l 所示。每一个分管燃 烧室内有一个圆筒形火焰筒，火焰筒和外面的导流衬套形成环形通道。压缩空气从压缩 机流出之后经过扩压器的减速增压，首先从燃烧室后部进入环形通道，然后依次通过火 焰筒壁面的各种进气孔( 包括冷却孔、掺混孔、补燃孔和主燃孔等) 进入火焰筒，剩余 的空气最后由火焰筒头部的配气盖板锥罩装置以及燃料喷嘴上的旋流器进入燃烧室 头部。在火焰筒后接有燃气导管( 或称为过渡段) ，把圆形的火焰筒出口转成扇形，后 面雨接燃气透平。火焰筒壁面开有两排主燃孔( 每排8 个孔) 、排补燃孔( 4 个孔) 和 基金项目：国家自然科学基金项目( 5 0 3 0 6 0
5、 2 5 ) 2 9 6 一排掺混孔( 4 个孔) ，还有1 6 排冷却孔( 图2 ) 。盖板锥罩装置如图3 所示。每排冷 却孔的数目很多，最少的有3 2 个，最多的有2 3 0 个；孔径最大的是6 3 m m ，最小的只 有1 4 m m 。火焰筒头部两侧开有两个联焰孔，用于与其它火焰筒联接在一起和联焰。火 焰筒管壁采用气膜冷却，锥罩则采用鱼鳞孔冷却。喷嘴结构如图4 所示，采用了轴向旋 流器，进气角为5 0 0 ，旋流数为1 1 0 2 。燃料喷射孔分成三排布置。最外侧一排在旋流器 的通道内，另两排在喷嘴的端面上。外侧两排燃料孔的直径为5 2 m m ，每排有2 0 个 孔。最内侧8 个孔的
6、直径为3 m m ，主要用于在低负荷下稳定火焰。 a 该燃烧室是由最初的燃烧天然气和轻柴油的燃烧室改造而来【l 】。现在可以燃烧煤气 化后得到的中热值合成气。本文数值计算所采用的合成气的主要成分如表1 所示。合成 气的主要可燃成分为C O 和H 2 ，平均分子量为2 0 5 9 ，单位体积低位热值为1 0 0 4 6k J N m 3 ， 单位质量低位热值为1 0 9 2 0 k J k g 。 表l 数值模拟所采用合成气燃料的组分 I组分 C O H 2C 0 2N 2 N H 3 l 摩尔分数( ) 4 7 7 93 7 2 81 4 3 30 5 7 0 0 3 3 数值模拟方法 3 1
7、 几何建模与网格生成 几何建模与网格生成都是采用商业C F D 软件F l u e n t 的前处理软件G a m b i t 完成的。 由于计算机能力以及网格生成方法的限制，在1 9 9 0 年之前燃烧室的数值计算中几 乎没有同时包含火焰筒内外通道的，基本上都是采用非耦合的经验分析方法。随着计 算机能力的提高以及分块结构化和非结构化网格生成方法的出现，使得对燃烧室内外通 道以及其它部件( 比如燃料喷嘴、旋流器) 的耦合计算成为可能，许多耦合计算研究都 表明这种两步的非耦合方法存在许多不足。为此，本文采用了火焰筒的内外通道以及旋 流器通道完全耦合的几何建模方法，详细模拟了燃烧室内对流动和燃烧有
8、关键作用的复 杂几何，如气体燃料喷嘴、头部鱼鳞孑L 、主燃孑L 、补燃孔、掺混孔以及火焰筒外的导流 衬套等。这样做的好处就是只需要指定燃烧室的进口空气和燃料的参数以及燃烧室的出 口背压，而不需要给定火焰筒迸气孔的空气流量和温度等参数，并有利于提高计算精度。 然而这种内外流动完全耦合的几何建模方法不可避免地使几何模型复杂化，给网格生成 增加了难度，相应的网格数量也大大增加，对于计算机的速度和内存的要求也更高。 如前所述本文所研究的燃烧室火焰筒结构非常复杂。首先其壁面开有大量的冷却 孔，最多的一排有2 0 8 个，而最小孔径只有1 4 m m 。此外头部的锥罩还采用了结构比较 复杂的鱼鳞孔冷却，给
9、几何建模带来了一定的难度。实际上随着数值模拟所研究的燃烧 室的结构越来越复杂，越来越接近实际的燃烧室结构，几何建模和网格生成已经成为制 约燃烧室数值模拟成功与否的瓶颈，它在数值模拟过程中所占的时间比重很大，其难度 也是最大的。如果要对这样一个复杂的燃烧室完全按照其实际结构进行建模难度很火， 并且即使能够完成几何建模和网格生成也会由于生成的网格数目过于庞大，以致超出目 前的计算机所能提供的内存和计算能力，导致计算无法完成，因此几何建模时对燃烧室 进行了一定的简化。首先，忽略燃烧室两个联焰管的影响，这样燃烧室结构沿圆周方向 具有周期性。可以只计算燃烧窒的四分之一，即9 0 。扇形区域，人人减少了生
10、成的网格 2 9 7 的数量。其次，把冷却孔简化为等面积的缝隙，降低了几何建模过程和网格生成的难度。 图5 是在喷嘴与锥罩壁面上生成的网格，由于锥罩上鱼鳞孔的结构比较复杂，因此 在锥罩附近采用了非结构化的四面体网格。图6 是在火焰筒壁面上生成的网格，冷却孔 用等面积的冷却缝隙替代后缝隙的尺寸很小，因此对缝隙周围的网格进行了细化。总共 生成了4 7 0 万网格。 3 2 计算模型 数值计算采用商业C F D 软件F l u e n t 进行。由于旋流器会在燃烧室头部造成很强的 旋流，因此采用了S h i h 等人【2 】提出的可实现艇( R e a l i z a b l ek - E ，R K
11、 E ) 湍流模型i 该模 型修正了标准“模型存在的一些不足，比如在强湍流条件下标准“模型会得到负的 雷诺应力。 为了研究不同的湍流燃烧模型对合成气燃烧室数值模拟结果的影响，本文在其它模 型和参数基本不变的条件下分别采用了三种燃烧模型：涡团耗散模型( E D M ) ，平衡混 合物分数P D F 模型( 以下简称为平衡P D F 模型) 和层流小火焰面模型( L F M ) 。 E D M 是在M a g n u s s e n 和H j e r t a g e r 提出的涡团破碎模型【3 1 的基础上进行改进后得到 的。在该模型中，组分f 在化学反应，中的净反应速率R i r 取为下面两个表
12、达式的最小 值： 耻吃p k w h n 异( 壶 ， ( 1 ) 驴v I , , M w , i A B p 昙蔑。 其中t ，和t ，分别是组分i 在化学反应，中的反应物和生成物化学恰当比系数：帆，是 组分i 的分子量；p 是混合物密度；N 是系统中化学组分的数目；y P 是生成物P 的质量 分数：是反应物R 的质量分数；A 和B 是经验常数，分别取为4 0 和0 5 。由于E D M 忽略了化学反应的中间产物影响，会导致预测的高温区的温度偏高，因此R o s e 和 C o o p o r 4 】对计算组分比热的多项式( 温度的函数) 常数进行了修正，这样可以得到比较 合理的温度值。本
13、文采用了这些修正后的常数来计算组分的比热。 在模拟合成气的燃烧时在燃烧模型中包括了两个化学反应， 2 C O + 0 2 2 C 0 2 ( 3 ) 2 H 2 + 0 2 ；一2 H 2 0 +( 4 ) 平衡P D F 模型通过采用一些假设将所有组分的输运方程简化为一个没有源项的混 合物分数厂( 来自于燃料的某种原子的质量分数) 的输运方程，并采用假定某种形状的 概率密度函数( P D F ) 的方法米考虑湍流脉动对厂的影响。通过求解厂的时均值厂及其 2 9 8 二阶矩厂n 的输运方程( 在非绝热系统中还要求解焓的时均值输运方程) ，并假设化学 反应足够快、化学反应总能够在分子水平上达到平
14、衡就可以得到各种组分的质量分数、 密度和温度等其它标量。本文在用平衡P D F 模型计算时考虑的组分既包括燃烧的反应 物和最终产物C O 、H 2 、N 2 、0 2 、I - 1 2 0 、C 0 2 ，还包括了些中间产物如H 、0 和O H 。 + 以上两种模型都是假设了化学反应速度非常快，总能达到化学平衡，没有考虑化学 反应机理对反应速率的影响。与E D M 和平衡P D F 模型不同，L F M 可以把详细的化学 反应机理包括到湍流反应流动中。该模型把湍流火焰看作嵌入在湍流流场中的很薄的局 部一维的层流小火焰面的集合，假定每一个小火焰面都具有和层流火焰相同的结构，并 且可以通过实验或者
15、计算来得到。对于扩散火焰，可以用稳态的层流对冲扩散火焰来近 似代替非稳态的湍流扩散火焰。通过忽略一些次要因素，层流对冲扩散火焰的控制方程 可以从物理坐标系转换到混合物分数坐标系。通过采用这种方法，小火焰面轴上韵各种 组分数、密度以及温度都由两个参数唯一确定，即混合物分数，和化学恰当比混合物分 数下的标量耗散率( s c a l a rd i s s i p a t i o n ) 融。通过引入参数，L F M 可以预测湍流火焰中 由丁二湍流动力剪切( a e r o d y n a m i cs t r a i n i n g ) 造成的中等程度的化学非平衡的影响。由于 在该模型中假定火焰能够
16、瞬间对空气动力学应变作出响应，因此它不能捕捉到更深程度 的非平衡的影响，比如点火、熄火和较慢的化学反应( 比如N O x 的生成) 。 由于合成气的主要可燃成分是C O 和H 2 ，因此本文在使用L F M 计算时使用了D r R k e 等人针对C O H 2 - N 2 系统提出的详细化学反应机理【，J ，该反应机理包括了2 2 种组分和6 7 个可逆反应，并考虑了压力对化学反应机理的影响。 计算还采用了P 1 辐射模型来考虑辐射换热带来的影响。计算气体的吸收系数时采 用了F l u e n t 提供的灰气体加权平均模型( w e i g h t e d s u m - o f - g r a y g a s e sm o d e l ，W S G G M ) 1 6 1 ， 该模型对简单的灰体模型和考虑气体辐射光带影响的模型进行了折衷，根据压力以及对 辐射有吸收能力的气体组分的浓度来计算气体的吸收系数。 压力速度耦合采用了S I M P L E 算法，
