fluent2005文集 合成气燃气轮机燃烧室设计与试验研究

1、合成气燃气轮机燃烧室改造设计与试验研究徐纲 崔玉峰 俞镔 雷宇 聂超群 黄伟光(中国科学院工程热物理研究所北京 100080摘 要:煤炭联产系统要求燃气轮机燃烧室能够高效洁净地燃烧煤气化得到的合成气。本文采用数值方法对国内常用的某型号燃气轮机燃烧室进行了改造,随后在全尺寸中压试验台上对改造方案进行了试验研究。试验结果表明通过CFD数值模拟方法确定的喷嘴改造方案能够满足对燃烧室的性能、壁温、出口温度分布以及污染物排放的设计要求。改造过程说明对原先燃烧天然气的燃烧室改烧中热值合成气基本上可以不改变火焰筒的结构;燃料喷射孔的面积可以按照与原型喷嘴的燃料喷射速度相同的原则确定,但需要增加旋流器的旋流数

2、。总的来说,将数值模拟方法应用于燃烧室设计方案的筛选是一种可行的方法,能够缩短研究的周期,降低试验的风险;同时也是一种研究国外先进燃气轮机燃烧室的设计思想的有效方法。关键词:数值模拟合成气燃气轮机燃烧室改造模化试验1. 引 言我国是以煤炭为主要能源的国家,但是煤炭的直接燃烧带来严重的环境污染问题,煤炭联产系统和IGCC系统都是目前实现煤炭的洁净燃烧的重要解决方案。在煤炭联产和IGCC系统中都要求燃气轮机能够高效洁净地燃烧中低热值合成气。与常规燃气轮机的设计气体燃料天然气相比,合成气的热值和成分有很大的变化,其体积低热值为10046kJ/Nm3,约为天然气的1/3,主要可燃成分是CO和H2。当燃

3、气轮机燃烧这种中低热值燃料时,为了使燃气轮机燃烧室的出口温度达到原先的值,就要多燃烧几倍的燃料,如果仍然采用原先的燃料喷嘴,势必造成燃料喷射速度增大,对于燃烧室的稳定性和燃烧效率带来不利影响。此外,由于合成气的热值较低,并且合成气中的CO含量较高,而CO的化学反应速度较慢,造成燃烧稳定性比较差。且在低负荷工况下容易发生CO燃烧不完全的现象,致使燃烧效率明显下降(有时很难达到90%,排气中CO的含量则将超过环保标准的要求。为了解决这些问题,使得燃气轮机能够高效清洁稳定地燃烧合成气,必须对原来燃烧室进行改造或者重新设计。为此,本文首先提出了一个初步的改造方案,并采用数值模拟方法对其进行了不断地改进

4、和优化,最终选定了两个改造方案并在一个中压全尺寸试验台上对它们的性能进行了验证。2. 数值模拟方法简介本文采用比较成熟的商业CFD软件Fluent及其前处理软件Gambit对几个用于燃烧合成气的改造方案进行了研究。为了简化边界条件的指定并提高计算精度采用了燃烧室各个部件完全耦合的几何建模方法,计算域同时包括了燃料喷嘴(包括旋流器、火焰筒以及火焰筒与导流衬套之间的环形通道。由于冷却孔的数目太多,将其简化成了等面积的缝隙;忽略联焰管的影响,这样燃烧室结构沿圆周方向具有周期性,只计算燃烧室的四分之一,即90°扇形区域。尽管已经采用了很多措施来减少网格的数量,但是仍然高达600万。燃烧室的数

5、值模拟采用了涡团耗散模型(eddy-dissipation model,EDM,它是在Magnussen和Hjertager 提出的涡团破碎模型1的基础上进行改进后得到的。在该模型中,组分i在化学反应r中的净反应速率R i,r 取为下面两个表达式的最小值: (1 (2其中',r i v 和'',r i v 分别是组分i 在化学反应r 中的反应物和生成物化学恰当比系数;M w ,i 是组分i 的分子量;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;Y R 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。在模拟合成气的燃烧时

6、考虑了三个化学反应:CO 和O 2、CH 4和O 2以及H 2和O 2。由于EDM 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Rose 和Cooper 2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。本文采用了这些修正后的常数来计算组分的比热。此外,计算中还采用了Shih 等人3提出的可实现k -(realizable k -湍流模型,该模型修正了标准k -模型存在的一些不足,比如在强湍流条件下标准k -模型会得到负的雷诺应力。压力速度耦合采用了SIMPLE 算法,其它变量的离散采用了二阶精度迎风插值格式。计算时给定燃料和空气的流量、温度

7、以及组分,在燃烧室出口给定静压。此外,假设燃烧室外套是绝热的,而在火焰筒壁面采用了耦合传热边界条件。 3. 燃烧室设计本文所研究的原型燃气轮机机组采用的是回流式分管型燃烧室,各分管燃烧室通过联焰管连接在一起沿圆周布置在机组的中轴周围,单个燃烧室的结构如图1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

8、管(或称为过渡段,把圆形的火焰筒出口转成扇形,后面再接燃气透平。火焰筒壁面开有两排主燃孔(每排8个孔、一排补燃孔(4个孔和一排掺混孔(4个孔,还有16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32个,最多的有230个;孔径最大的是6.3mm ,最小的只有1.4mm 。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。每个火焰筒上装有一个双燃料喷嘴,可以兼烧天然气和柴油,而且在机组运行过程中可以任意地自动切换。喷嘴的旋流器和天然气燃料进气孔如图4所示(由于本文的研究只关注气体燃料的燃烧,因此在图4以及后文的

9、其它喷嘴结构图都没有画出中心的油喷嘴结构。该喷嘴采用轴向旋流器在火焰筒头部产生的旋流和主燃孔射流的共同作用造成中心回流区来稳定火焰,旋流器的进气角为30°,旋流数为0.495。旋流器共有16个进气通道,每隔一个通道内开有一个直径为5.16mm 的燃料喷射孔。在进行燃烧室改造之前首先要对合成气燃料的性质进行研究。根据现场提供的数据,合成气的主要成分和性质如表1所示。合成气除了含有大量的CO 和H 2外,还含有一些CO 2,其它成分含量很少。合成气的体积热值不到甲烷的1/3。化学恰当比绝热火焰温度是燃料的一个重要参数,虽然在实际火焰中由于存在热损失不会达到这个温度,但是它可作为不同燃料之

10、间的对比基础。图5是用CHEMKIN 计算的合成气和甲烷在不同的燃料空气当量比下的绝热火焰温度的对比,燃料和空气的温度为300K ,压力为1atm 。由图可见,虽然合成气的热值要比甲烷低得多,但是当量比小于1.0时,合成气的绝热火焰温度却要略高于甲烷;当量比大于1.0时,合成气的绝热火焰温度要比甲烷高很多。此外,合成气的最高绝热火焰温度不是在化学恰当比下,而是在当量比为1.1附近。表1 合成气的成分和特性 体积百分数(V%质量百分数(%CO 47.79 65.01H 2 37.28 3.65CO 2 14.33 30.63CH 4 0.06 0.047Ar 0.09 0.1748N 2 0.4

11、1 0.558H 2S +COS16ppm 0.0024 成 分NH 3 0.03 0.025 平均分子量20.59 单位质量热值(kJ/kg 10920 单位体积热值(kJ/Nm 3 10046 表2 燃烧天然气和合成气的对比合成气 天然气 空气流量(kg/s 13.63 13.63 空气温度(K 629 615 空气总压(MPa 1.301 1.23 燃料质量流量(kg/s 1.222 0.22 燃料温度(K 413 338 燃料体积流量(m 3/h 564 112.8 总过量空气系数3.894 3.587 燃料空气当量比0.2568 0.2788原型燃烧室燃烧天然气以及改造后燃烧合成气时

12、额定工况下进入燃烧室的空气和燃料参数如表2所示。表中的空气和燃料流量为一个分管燃烧室的值。如表所示,虽然合成气的热值和理论空气量与甲烷都相差甚远,但是在额定负荷下燃烧天然气和合成气时总体的过量空气系数却相差不大。这样如果采用和原型燃烧室相同的火焰筒就可以保证两者的流量分配规律基本不变,燃烧室内各区域的过量空气系数也基本相同。由于当量比小于1.0时相同的当量比下两种燃料的绝热火焰温度基本相同,如果再使得合成气与空气的在燃烧室头部的混合程度与燃烧天然气时的相似,就可以保证燃烧两种燃料时燃烧室内具有相似的温度分布,这样就可以使得改造后的燃烧室具有与原型相似的性能。合成气燃烧室设计的主要问题是火焰的稳

13、定和保证燃烧室的性能。火焰稳定意味着在任何运行工况下都不能发生回火或者吹熄。由于合成气中的高含氢量使得当采用预混喷嘴时容易导致回火,但对于采用扩散火焰的燃烧室来说不存在这样的问题。由于合成气和甲烷具有基本相同的绝热火焰温度,当机组在高负荷下运行时,主燃区内火焰温度较高,CO基本可以燃尽。当机组负荷降低时,喷入燃烧室的燃料减少,而空气量基本不变,使得燃烧室的主燃区内的燃料空气当量比下降,主燃区温度降低,由于CO的反应速率对于温度非常敏感,其燃烧速率会大大下降,导致燃烧效率降低,甚至熄火,同时CO的排放增加,造成环境污染。因此合成气燃烧室的设计需要特别关注低负荷下的火焰稳定问题。影响燃烧室的稳定性

14、和性能参数的主要因素就是燃烧室的流量分配规律和燃料喷嘴(包括旋流器的结构。在确定了不改变燃烧室的火焰筒开孔规律的前提下,问题就主要集中在喷嘴的燃料喷射孔和旋流器的设计上了。如表2所示,在额定负荷下燃烧合成气时燃料的体积流量将是甲烷的5倍,如果仍然采用原先的喷嘴势必导致燃料的喷射速度大大增加,一方面使得燃料射流会直接喷射到火焰筒壁面上,导致熄火或者火焰筒壁面过热;另一方面使得燃料在燃烧室内的停留时间缩短。由于合成气中的CO的燃烧速度比较慢,这两方面的原因都会导致有大量的CO燃烧不完全,使得燃烧室的燃烧效率下降。因此,合成气设计的首要问题就是保证合适的燃料喷射速度。关于这一点可以通过采用与原型燃烧

15、室的喷嘴相同的喷射速度的方法来解决。即使采用与原先的喷嘴相同的喷射速度,也会由于合成气燃料流量的大大增加,使得燃烧室头部燃料和空气的混合程度减弱。由于燃料和空气的混合程度直接决定着燃料的燃烧速度,因此需要采取措施增强燃烧室头部的燃料和空气的混合。Beebe等人45在设计低热值煤气喷嘴时通过采用增强旋流器旋流的方法实现了燃料和空气的快速混合。增强旋流还可以使燃料在燃烧室内的停留时间增加,有利于提高燃烧室的效率和改善低负荷下火焰的稳定性。综上所述,对于原型燃烧室改烧中热值合成气可以采取以下措施:原则上不改变火焰筒的结构;按照与原型喷嘴的燃料喷射速度相同的原则增大燃料喷射孔的面积;如果有必要则需要增

16、加旋流器的旋流数。根据这些原则,初步提出了一个改造方案一,随后根据CFD验算的结果对改造方案不断修改和完善,最后得到了性能比较好的方案二和三。方案一的喷嘴(图6具有和原型燃烧室的喷嘴相同的外径,这样就避免了修改火焰的盖板/锥罩结构。由于没有更大的空间采用更大的旋流器进气角,旋流器的进气角仍然保持30°。燃料喷射孔面积增大,由32个直径为6mm的孔组成,分成两排布置。由于旋流器通道高度减小,因此将其通道数从16增加到了28,而旋流数增加到了0.53。数值模拟结果表明燃烧室头部的中心回流区的半径太小(图7,不足以稳定火焰。这表明旋流器造成的旋流不够强,一个原因是旋流器的进气角不够大,另一

17、方面原因是旋流器通道位于喷嘴之内,喷嘴出口壁面阻碍了旋流器射流的扩张,削弱了旋流。为了建立更大的中心回流区,应该增加旋流器的旋流数。因此在方案二中,旋流器的进气角增大到了45°,为此并增大了旋流器的内外径,火焰筒头部的盖板/锥罩结构内径也作了相应的修改。旋流器具有20个通道,旋流数增加到0.925。燃料喷射孔分成了三排布置,其中一排位于旋流器通道之内,另两排在喷嘴端面上,如图8所示。外侧两排的直径为5.2mm,每一排有20个孔;最内侧一排是8个直径为3mm的孔,主要用于在低负荷下稳定火焰。图9是方案二轴截面上轴向速度的分布,并标出了回流区的边界。与方案一相比,由于旋流器旋流作用的增强

18、,燃烧室头部的中心回流区半径明显增大,相应的外侧回流区减小。图10是燃烧室头部的速度向量和CO2质量分数分布图。由于回流区的增大,在回流区的边界上,含有大量CO2的高温气体进入回流区,并流向喷嘴出口位置,来点燃新鲜的燃料空气混气。大量高温气体回流必然会增强燃烧的稳定性。尽管方案二的流场结构比方案一有了明显改善,但是总压损失系数也从5.29%增加到了6.29%,为此在方案三中采用了径向旋流器(图11,具有24个通道,径向角为34°。燃料通过16个直径为8.1mm的孔喷入燃烧室。实际上,通过旋流器进入的空气和燃料在进入燃烧室之前已经进行了部分混合,这对于缩短火焰是有利的。图12是方案三的

19、纵截面上轴向速度的分布。由于该喷嘴的轴向喷射速度很大,因此在燃烧室主燃区内没有形成中心回流区,而是在喷嘴射流外侧出现了一个环形低速回流区。图13是燃烧室头部的速度向量和CO2质量分数分布图。如图所示,由于喷嘴出口是收敛形式的,因此射流在刚离开喷嘴时具有向心的径向速度,并且因为喷嘴射流的轴向速度很大,射流刚出喷嘴还不会向外侧扩张;随着离开喷嘴的距离增大,射流在离心力的作用下,向心的径向速度逐渐变成离心,在主燃孔之前其径向速度达到最大,于是射流开始向外扩张,形成外侧回流区。燃烧产生的高温烟气以及从主燃孔进入的空气都被带入外侧回流区,流向燃烧室头部,既可以起到稳定火焰的作用,又增强了空气和燃料的混合

20、。该设计方案的总压损失是5.7%,小于方案二的值。根据上面的分析,方案一由于中心回流区过小,不利于火焰的稳定,并且燃料和空气的掺混较差,因此不宜采用;从方案二和方案三的数值模拟结果来看,这两个改造方案基本可以满足燃烧合成气的要求,但最终需要通过试验验证。4. 试验研究4.1试验装置简介对原型燃烧室以及方案二和三在中科院工程热物理所的中压全尺寸燃气轮机燃烧室试验台上进行了性能试验。图14是实验室的系统简图。空气由一个两级离心式压气机提供,最大流量为3.2kg/s,最高排气压力为0.5MPa。如图14所示,空气被压缩机压缩之后,依次进入回热器和电加热器经过两级加热后进入燃烧室试验段参与燃烧,燃烧后

21、的高温烟气进入排气管路,在排气管路中喷入水进行降温,然后进入回热器对压缩机排气进行预热,最后进入消音塔排到实验室外。燃烧室入口的空气压力和流量的调节是通过进口调节阀和燃烧室出口排气阀的共同调节完成的。该试验台可以进行多种燃料的试验,包括轻柴油、丙烷和合成气。轻柴油储存在油罐中,丙烷由许多高压气瓶提供。合成气由高压气罐车从某化肥厂运到实验室,然后在实验室外通道上由进气管接入实验室燃料气系统。在燃料气管路上安装了流量喷嘴、防爆差压变送器和热电阻来测量燃料气的流量、压力和温度;燃油管路上安装了双路涡轮流量计来测量燃料油流量并相互校核。燃烧室入口空气流量通过安装在进气管线上的流量喷嘴、差压变送器3点梳

22、状热电偶来测量。燃烧室的入口总温和总压分布分别采用了2支8点梳状总温探针和2支8点梳状总压探针来测量。为了测量过渡段出口的温度分布,将一个15点梳状热电偶安装在摆动机构上,摆动机构带动热电偶摆动一次就得到了火焰筒出口的温度分布。燃烧室出口的平均总压采用两个水冷的5点总压探针测量。为了测量火焰筒壁面温度分布,在锥罩内侧、火焰筒和过渡段的外侧总共布置了96只K型热电偶。在火焰筒外侧和内侧分别布置了7只总压探针和9只静压探针来测量环腔中的总压分布和火焰筒内的静压分布。为了测量燃烧室效率及污染物排放,排气管路上布置了燃气分析设备来测量CO、H2、UHC、CO2、NO X等组分。在测量系统的后端采用了安

23、捷伦(Agilent公司生产的基于VXI总线技术的集成数据采集系统来进行数据的采集、在线分析处理和存储。2005 Fluent 中国用户大会论文集 4.2 试验条件 受气源能力的限制，燃气轮机燃烧室的性能试验一般都是在中低压下进行的模化试验。本文试验采用 的等容积流率模化准则，即 & P2 m2 = const (3 根据这个模化准则确定的试验条件是：采用与真实燃烧室相同的几何参数，相同的燃料，相同的过量 空气系数和相同的空气进口温度，空气总压和流量以及燃料的流量取为真实参数的 1/6。分别对原型燃烧 室、改造方案二和方案三在不同的负荷下进行了试验。由于缺少天然气气源，只对原型燃烧室进

24、行了燃烧 轻柴油的试验。试验条件如表 3 所示。由于在进行试验时，合成气实际的成分与表 1 中的值有所不同，因 此表 3 中的过量空气系数是根据实际测得的燃料成分计算出来的。 表 3 试验条件 燃料 原型 燃烧室 方案二 轻柴油 负荷(% 100 30 合成气 50 100 30 方案三 合成气 50 100 空气流量 (kg/s 2.034 1.99 1.98 1.98 2.024 2.013 2.013 空气总 压(kPa 199.4 190.8 203.9 200.4 184.2 201.7 202.7 表 4 试验结果 负荷 (% 设计要求 原型燃烧 室 方案二 100 30 50 1

25、00 30 方案三 50 100 4.3 试验结果分析 三个燃烧室的试验结果如表 4 所示。其中燃烧效率是根据燃气分析的结果计算出来的。 在图 15 中对三个燃烧室在不同负荷下的效率进行了比较。在 50%和 100%负荷下，原型燃烧室以及方 案二和方案三的燃烧效率都很高，超过了 99%；在 30%负荷下，两个改造方案的燃烧效率要略低于 50%和 100%负荷下的值，但是也超过了 98%。 图 16 是三个燃烧室在不同负荷下总压损失系数的比较，正如数值模拟的结果一样，三个燃烧室中方 179 空气总温 ( 340.2 330 341 345 333.6 349.4 353.7 燃料流量 (kg/s

26、 0.042 0.100 0.135 0.187 0.100 0.1345 0.1848 过量空气 系数 3.27 7.23 5.33 3.85 6.94 5.13 3.73 燃烧 效率 >0.98 0.996 0.986 0.991 0.991 0.988 0.994 0.993 压力 损失 (% <4 3.1 3.8 3.3 3.5 3.4 2.8 2.9 出口温 度分布 系数 <0.1 0.062 0.065 0.065 0.071 0.064 0.064 0.053 NOX (mg/Nm3 16%O2 <80 180 43 54 66 53 69 79 火焰筒壁

27、 面温度( <750 <610 贫燃料吹 熄极限( >13 >13.2 <630 48 <650 28 2005 Fluent 中国用户大会论文集 案二的总压损失系数最大。然而与试验结果相比，数值模拟高估了燃烧室的总压损失。 图 17 是三个燃烧室的出口温度分布系数的对比。随着燃烧室负荷的增加，方案二的出口温度分布系 数略有增加 （出口温度分布均匀度下降） 而方案三的却稍微下降一点 ， （温度分布改善） 三个燃烧室在 100% 。 负荷下的燃烧室出口温度分布如图 18 所示。原型燃烧室的高温区比较靠近过渡段的内侧壁面，方案二出 口温度分布与原型燃烧室相似。这

28、是由于它们都是采用的轴向旋流器，依靠燃烧头部的中心回流区来稳定 火焰。而方案三则不同，其高温区比较靠近过渡段的外侧壁面，这对于延长透平叶片的寿命有利。第五章 数值模拟的结果表明，在方案三的头部不会出现中心回流区，因此它的流场分布与原型燃烧室和方案二的 差异比较大，流场的差异导致出口温度分布具有不同的规律。100%负荷下，三个燃烧室中方案三的出口温 度分布系数最小，因此它的出口温度分布质量最好。 三个燃烧室在 100%负荷下的火焰筒的壁面温度分布如图 19 所示。对于原型燃烧室，在掺混孔之前的 火焰筒壁面温度很低，但是对于方案二和方案三该区域的温度明显增加。这一方面是由于燃烧中热值的合 成气时由

29、于燃料流量的增加导致主燃区内烟气流速增加，增强了高温烟气与火焰筒壁面的对流换热；另一 方面由于燃烧合成气的方案二和方案三头部的回流增强并且合成气的燃烧不需蒸发时间，因此合成气的热 量释放更集中于燃烧室的主燃区，对于原型燃烧室由于燃烧的是轻柴油，在燃料燃烧之前先要蒸发，相应 的热量释放过程就有一个时间延迟4。这三个燃烧室的火焰筒壁面温度最高区都位于最后一排冷却孔之后 过渡段和火焰筒相连接的位置，因为该区域缺少冷却气膜的保护。尽管如此，方案二和方案三的热点温度 都在燃烧室长时间运行时火焰筒的材料所能承受的最高温度之下。 图 20 是三个燃烧室的 NOX 排放的对比。表 4 和图 20 中的 NOX

30、 排放值都是将测得的干基 NOX 摩尔分 数折算到 16%O2 下的值后，再按照 NO2 的分子量计算出的质量含量。如图 20 所示，两个改造方案的 NOX 排放都远远低于原型燃烧室， 这应该归因于燃烧的燃料不同， 通常燃烧轻柴油时 NOX 的排放要高于气体燃 料。此外图 20 还表明随着负荷的增加，NOX 排放增加。 如表 4 所示，当原型燃烧室改烧合成气后以过量空气系数表示的贫燃料吹熄极限比原型燃烧室燃烧柴 油时的值大大增加，说明燃烧室的稳定性增强，这一方面是由于燃料中 H2 含量比较大，燃料比较容易着 火；另一方面的原因是改造后喷嘴的旋流器的旋流增强了。 综上所述，对改造方案二和三在不同负荷下进行的性能试验结果表明，这两个改造方案的性能参数， 包括燃烧效率、总压损失、出口温度分布、火焰筒壁面温度分布、火焰的稳定性（贫燃料熄火极限）都达 到了设计要求。 4. 结论 本文采用数值模拟方法对原先燃烧天然气的燃气轮机燃烧室进行了改造，使其能够高效洁净地燃烧中 热值合成气，并对原型燃烧室和两个改造方案进行了试验研究。改造过程以及试验研究结果表明： （1）对原先燃烧天然气的燃烧室改烧中热值合成气，基本上可以不改变火焰筒的结构；燃料喷射孔 的面积可以按照与原型喷嘴的燃料喷射速度相同的原则确定，但需要增加旋流器的旋流数。 （2）两个改造方案的性能参数都达到了设计要求；两个改造