数值模拟在合成气燃气轮机燃烧室设计中的应用

1、2006 年 8 月Proceedings of the CSEE2006 Chin.Soc.for Elec.Eng.文章编号：0258-8013 (2006) 16-0109-08中图分类号：TK14文献标识码：A学科分类号：47020数值模拟在合成气燃气轮机燃烧室设计中的应用崔玉峰，徐纲，聂超群，黄伟光(中国科学院工程热物理研究所，北京市 海淀区 100080)Application of Numerical Simulation in the Design of GasTurbine Combustor for Burning SyngasCUI Yu-feng, XU Gang, N

2、IE Chao-qun, HUANG Wei-guang(Institute of engineering thermophysics, the Chinese Academy of Sciences, Haidian District, Beijing 100080, China)ABSTRACT: Numerical simulation was used to retrofit a gasturbine combustor with diesel oil and natural gas as fuel in order to burning medium-heating-value sy

3、ngas efficiently and clearly. The eddy-dissipation turbulent combustion model, realizable k- turbulent model, discrete ordinates radiation model, SIMPLE pressure-velocity coupling method and second-order upwind discretization scheme were adopted in the numerical simulation. Based on the numerical si

4、mulation research on the original combustor, analysis of the properties of the syngas and the comparison of the combustor inlet parameters for burning natural gas and syngas, the retrofitting principles were determined. Then the original combustor was retrofitted according to the principles and the

5、retrofitting schemes were optimized by the numerical simulations. Finally, two schemes were screened out for further laboratory tests. The retrofitting process shows that to retrofit the original combustor with natural gas as fuel for burning medium-heating-value syngas, the structure of the liner i

6、s hardly need to be changed, and the area of the fuel holes of the nozzle can be determined by keeping the same fuel jet velocity as that of the original combustor. However, the swirl number of the swirler should beincreased.度耦合算法以及二阶精度迎风插值格式。对原型燃烧室进行了数值模拟研究，分析了合成气燃料的性质，对比了燃烧天 然气和合成气 2 种燃料时燃烧室入口参数，由

7、此确定了燃烧 室改造原则。依照改造原则对原型燃烧室进行了改造，并根 据数值模拟的结果对改造方案进行了多次改进，最终得到了 合适的改造方案。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。关键词：燃气轮机燃烧室；中热值合成气；燃烧室改造；数值模拟；涡团耗散模型0引言我国是以煤炭为主要能源的国家，煤炭的直接燃烧带来了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洁净燃烧的重要解决 方案1-4。在煤炭联产和 IGCC 系统中都要求燃气轮 机能够高效洁净

8、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，其主要特点是热值较低，主 要可燃成分是 CO 和 H2。当燃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

9、过环保标准的 要求5。为了解决这些问题，使得燃气轮机能够高KEY WORDS: gas turbine combustor; medium-heating-valuesyngas; combustor retrofitting; numerical simulation; eddy- dissipation model摘要：采用数值模拟方法对设计燃料为天然气和柴油的某型号燃气轮机燃烧室进行了改造，使其能够高效洁净地燃烧中 热值的合成气。数值计算采用了涡团耗散湍流燃烧模型、可 实现 k-s 湍流模型和离散坐标系辐射模型，SIMPLE 压力速基金项目：国家 863 高技术基金项目(2004AA52

10、8020)。The National High Technology Research and Development of China863 Program(2004AA528020).中 国 电 机工 程 学 报第 26 卷110施，因此开展燃气轮机燃烧室的数值模拟工作并将计算结果应用于燃烧室的设计过程对于我国的燃 气轮机工业的发展具有很重要的意义，它使得了解 先进的燃烧室的设计思想并缩短与世界上先进水 平的差距成为可能。煤炭联产和 IGCC 系统对能够燃烧中低热值合 成气的燃气轮机的需求为开展我国的燃气轮机燃 烧室的研究提供了一个很好的机遇。为此本文就应 用数值模拟方法对燃气轮机燃烧室的

11、改造问题进 行了研究，首先对原型燃烧室进行了研究，并提出 了初步的改造方案，随后根据数值模拟的结果对改 造方案进行了多次改进，最后确定了要进行试验研 究的方案。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。在早期的燃气轮机燃烧室设计过程中，由于对 燃烧室的性能和污染物排放要求不高，并且计算机 能力有限，CFD 也没有发展起来，因此当时燃气轮 机燃烧室的设计主要借助于经验、半经验或者半分 析方法。随着燃烧室进出口温度和温升越来越高， 用于冷却火焰筒的空气量越来越少，同时对污染物 的排放要求越来越严格，这时仅凭经验设计燃烧室 就很难达到设计要求，需要采用更准确的方法来预 测燃烧室的

12、性能。最近几年随着计算机速度和内存 的迅速提高以及数值模拟方法的不断完善和改进， 数值模拟方法得到越来越多的人认可，并逐渐成为 燃气轮机燃烧室设计的重要工具6-11，燃气轮机工 业界也比以往更加重视燃烧室的数值模拟，比如 GE 提出的 ACC (Advanced Combustion Code)计划6 以及 Honeywell 的 ACT(Advanced Combustion Tools )计划7，这些研究都采用了参数化建模方 法8-9，在一定程度上实现了几何建模、网格生成和 指定边界条件的自动化，可以大大缩短燃烧室数值 模拟的求解周期。此外，还对湍流模型和湍流燃烧 模型等进行了不断的改进来

13、提高计算结果的精度。 虽然这些研究已经取得了一些进展，但仍然存在一 些不足，正在不断开发完善过程中，目前这种方法 还没有被应用于实际的燃烧室设计过程，仅仅处于 演示可行性阶段。目前由于受数值模拟所采用的各种物理模型 的精度以及计算机能力的限制，数值模拟方法还没 有达到定量的精度，并且还不能预测 CO、UHC 排 放和其它一些重要的现象，比如吹熄极限，高空再 点火高度，积碳的生成，液雾破碎和雾化，但是该 方法已经能够为燃烧室设计提供定性的指导，并可 以合理地预测燃烧室的出口温度分布、温度分布系 数以及 NOx 排放指数6,10。我国的燃气轮机工业与世界上发达国家之间 存在很大的差距，为了快速提升

14、我国的燃机制造技 术，推动大型燃机早日国产化，国家采用“市场换技术”的策略，将国内 23 台燃机进行了“打捆招标”，促使国外燃机公司向中国企业转让燃机的制造技术，然而制造技术的引进，只是解决了燃机的 产业化问题，仍然不能完成重型燃气轮机的自主设 计，不能摆脱落后和受制于人的局面，因此，在坚 持引进技术的同时还必须进行核心技术自主研发。 与燃烧室的试验研究相比，数值模拟比较容易实原型燃烧室结构简介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 1 个圆 筒形火焰筒，火焰

15、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，后面再接燃气透平。火焰筒壁面开有 2 排主 燃孔、1 排补燃孔和 1 排掺混孔，还有 16 排冷却孔 (见图 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 mm，最小

16、的只有 1.4mm。火焰筒 头部两侧开有 2 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 1 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 以及后文的其它喷嘴结构 图都没有画出中心的油喷嘴结构)。该喷嘴利用轴向 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 。旋流器共有 16 个进 气通道，每隔一个通道内开有 1 个直径为 mm

17、1PDF 文件使用 pdfFactory Pro 试用版本创建 HYPERLINK :/ fineprint / 第 16 期崔玉峰等： 数值模拟在合成气燃气轮机燃烧室设计中的应用111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，只计算了四分之 一圆周燃烧室，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，但是最终生成的网格 数量仍然很大，最多的达到了 600 万。数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12的基础上进行改进后得到的。在冷

18、却孔 火焰筒导流衬套燃烧空气反应区掺混区燃料喷嘴联焰管过渡段图 1 原型燃烧室结构Fig.1 Structure of the original combustor该模型中，组分 i 在化学反应 r 中的净反应速率 Ri, r掺混孔主燃孔配气盖板取为下 2 个表达式的最小值R v MAq s min (RYR)(1)i ,ri ,rw,ivR , r M w, R k P YPR v MAB q s(2)补燃孔i ,ri ,rw,i N v Mk j i ,rw, j 冷却孔其中： vi,r 和 vi,r 分别为组分 i 在化学反应 r 中的反应物和生成物化学恰当比系数；Mw, i 为组分 i

19、 的分 子量；q为混合物密度；N 为系统中化学组分的数 目；YP 为生成物 P 的质量分数；YR 为反应物 R 的 质量分数；A 和 B 为经验常数，分别取为 和 。 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 Cooper13 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14提出的可 实现 k-s(realizable k-s)湍流模型，该模型修正了标 准 k-s 模型存在的一些不足，比如在强湍流条件下 标准 k-s 模

20、型会得到负的雷诺应力。还采用了离散 坐标系辐射模型(discrete ordinates radiation model) 考虑了辐射的影响。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。图 2 原型燃烧室的火焰筒结构Fig.2 Structure of combustion liner of the original combustor燃料气流道图 3 原型燃烧室火焰筒的配气盖板/锥罩结构Fig.3 Structure

21、of the cap/cowl assembly of the combustion liner of the original combustor燃料孔旋流器通道图 4 原型燃烧室的喷嘴Fig.4 Structure of the nozzle of the original combustor的燃料喷射孔。2数值模拟方法简介本文的数值计算采用的是成熟的商业 CFD 软原型燃烧室的研究在进行改造之前，首先需要对原型燃烧室各方 面的性能参数有全面的了解，作为改型的基础数 据，并把握其燃烧室和喷嘴的设计思想，这样可以 为后面的改造工作提供很好的指导，鉴于此，本文 首先用数值模拟方法对原型燃烧室进

22、行了研究。3件 Fluent 及其前处理软件 Gambit。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PDF 文件使用 pdfFactory Pro 试用版本创建 HYPERLINK :/ fineprint / 中 国 电 机工 程 学 报第 26 卷112原型燃烧室的设计燃料是天然气和柴油，当燃烧天然气时，燃烧室进口的空气参数和燃料流量如 表 1 所示。其中的燃料和空气流量是单个分管燃烧 室的。由于各地的天然气成分并不相同，但是其主 要成

23、分是甲烷(CH4)，为简单起见本文的计算都是以 甲烷为燃料。这时，在表 1 所给定的燃料和空气流 量下，燃烧室的过量空气系数为a 87，相应的 燃料空气当量比$ 。表 1 额定工况下原型燃烧室以及改烧合成气后的 空气与燃料供给参数Tab.1 Fuel and air supply parameter on rated load图 6 是燃烧室头部 CO2 的质量分数的分布图，如图所示，燃料在顺流区内燃烧产生的高温烟气没 有直接流向燃烧室的中间区，而是进入回流区回到 喷嘴出口附近，这样高温烟气就会点燃新鲜的燃料 和空气混合气，达到稳定火焰的目的。图 7 是式(1) 所表示的化学反应的反应速率的分

24、布，其中的高速 反应区位于喷嘴射流内侧靠近中心回流区边界的 位置，这也正是火焰前锋的位置。11.436101.3641011.2921011.2211011.1491011.0771011.0051019.33410228.61610参 数天然气合成气7.8981027.1801026.462102空气流量/(kg/s)空气温度/K 空气总压/MPa 燃料质量流量/(kg/s) 燃料温度/K 燃料体积流量/(m3/h) 总过量空气系数 燃料空气当量比13.636151.230.22338112.83.5870.278813.636291.3011.2224135643.8940.25685.7

25、441025.0261024.30810223.590102.8721022.1541021.4361020.0007.180103图 6 原型燃烧室头部 CO2 质量分数分布Fig.6 Contour of mass fraction of COof the original combustor1.1631021.105101.046109.8839.3028.7208.1397.5586.9766.3955.8145.2324.6514.0703.4882.9072.3251.744如前所述，计算采用了涡团耗散湍流燃烧模型，当以甲烷作为燃料时假设化学反应分为两步进 行2CH4 +3O2 2

26、CO+4H2 O2CO+O2 2CO2(3)(4)1.1635.8141010.000图 5 是数值模拟得到的燃烧室头部轴向速度的分布图，在图中还标出了回流区的边界，也就是轴 向速度为 0 的位置。如图所示，在燃烧室的头部产 生了 2 个回流区，一个位于中心，另一个位于喷嘴 射流外侧靠近锥罩的位置。由于按照原型燃烧室的 旋流器的几何参数计算出的旋流数为 ，小于，属于中等强度的旋流，仅仅依靠旋流不会在燃 烧室头部造成中心回流区，因此中心回流区的产生 应该是旋流和主燃孔射流共同作用的结果。外侧回 流区则是由于喷嘴射流的突扩作用以及锥罩上鱼 鳞孔向心射流的共同作用产生的。图 7 原型燃烧室 CH4

27、和 O2 的反应速率分布Fig.7 Contour of rate of reaction of CH4 and O2原型燃烧室的改造44.1改造原则的确定在进行燃烧室改造之前首先对合成气燃料的性 质进行了研究。现场提供的合成气的主要成分如表 2 所示，体积热值为 10046kJ/(Nm3)。合成气的主要可 燃成分是 CO 和 H2，其中的惰性气体主要是 CO2， 其它成分含量很少，其体积热值不到甲烷的 1/3。表 2 中热值合成气成分Tab.2Composition of the syngas4.000103.500102.500102.000101.500101.000100.000105

28、.000其它气体CH4H2COCO2N20.0637.2847.7914.330.410.13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间的对比基1.000101.500102.500103.000103.500104.000104.500105.000105.500106.0001015础 。图 8 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 1kPa。由图可 见，虽然合成气的热值要比甲烷低得多，但是当量图 5 原型燃烧室轴向速度分布和回流

29、区Fig.5 Contour of axial velocity and central recirculation zone of the original combustorPDF 文件使用 pdfFactory Pro 试用版本创建 HYPERLINK :/ fineprint / 第 16 期崔玉峰等：数值模拟在合成气燃气轮机燃烧室设计中的应用113加，如果仅仅扩大燃料喷射孔的面积，燃料和空气的混合程度就会减弱，会降低燃烧室的燃烧效率， 为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17-18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

30、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。这些经验都值得借鉴。根据上面对原型燃烧室的性能的研究和合成 气燃料的性质的分析，并借鉴文献中的燃烧室改造 经验，本文采取了以下措施来实现原型燃烧室改烧 中热值合成气时对燃烧室的改造：基本不改变火焰 筒的结构并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 增加旋流器的旋流数。4.2 改造方案的选取根据上面的改造原则本文首先提出了一个初 步的改造方案(方案 1)，随后对其进行了数值模拟， 并根据数值模拟的结果对改造方案进行了多次改 进和完善。在模拟合成气的

31、燃烧时在燃烧模型中包括 3 个 化学反应，除了式(3)和(4)之外，还有 H2 和 O2 的反 应2400200016001200甲烷合成气800400012燃料空气当量比34图 8 甲烷与合成气的绝热燃烧温度的比较Fig.8 Comparison of adiabatic temperature of syngas and methane比小于 时，合成气的绝热火焰温度却要略高于 甲烷；当量比大于 时，合成气的绝热火焰温度 要比甲烷高很多。根据联产系统现场条件以及燃气轮机透平的 流通能力确定的燃烧合成气时燃料和空气的供给 参数如表 1 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

32、是在额定负荷下过量空气系 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 2 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 2 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定 和保证燃烧室的性能。影响燃烧室的稳定性和性能 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

33、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 1 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，导致燃料 燃烧不完全，燃烧效率下降；另一方面还使得燃料 在燃烧室内的停留时间缩短，这也会导致燃烧效率 下降。因此，合成气喷嘴设计的首要问题就是保证 合适的燃料喷射速度，为此需要扩大燃料喷射孔的 面积。GE 在对 LM2500 和 LM500 机组改烧中低热 值燃料时采用这种方法获得了令人满意的性能16。 另一方面，由于燃烧合成气时燃料流量大

34、大增2H2 +O2 2H2O (5)采用的其它模型与模拟原型燃烧室时的相同。给定的燃烧室入口的空气和燃料参数如表 1 所示。 方案 1 的设计出发点就是对原型喷嘴的改动要 尽量小，并希望对火焰筒不加任何改动，因此方 案 1 的喷嘴(图 9)具有和原型燃烧室的喷嘴相同的 外径，可以与原型喷嘴互换。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 。图 9 方案 1 喷嘴结构Fig.9 Fuel injector of

35、 no.1 schemePDF 文件使用 pdfFactory Pro 试用版本创建 HYPERLINK :/ fineprint / 绝热温度/K中 国 电 机工程学报第 26 卷1141.500102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 10)，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 2 中，旋流器的进气角 增大到了 45，为此增大了旋流器的内外径，火焰 筒头部的盖板/锥罩结构内径

36、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 3 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 11 所示。外侧两 排的直径为 mm，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。0.0003.0006.0009.0001.200101.500101.800102.100102.400102.700103.000103.300103.600103.900104.200104.500104.800101.3851021.2701021.1551021.0401029.250106.1

37、00106.950105.800104.650103.500102.350101.200105.0001011.100102.250103.40010Y4.550105.70010X6.850108.00010图 12Z方案 2 纵截面轴向速度分布Fig.12 Contour of axial velocity of no.2 scheme3.3401013.1731013.0061012.8391012.6721012.50510112.338102.1711012.0041011.8371011.6701011.5031011.3361011.1691011.0021018.3501026

38、.6801025.0101023.3401021.6701020.000YXZ图 13 方案 2 头部速度向量和 CO2 质量分数分布Fig.13 Contours of velocity vector and mass fraction of CO2 of no.2 scheme为此在方案 3 中采用了径向旋流器(图 14)，具有 24 个通道，径向角为 34。燃料通过 16 个直径为 mm 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 15 是方案 3 的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

39、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 1 个环形低速回流区。Y5.100105.400105.700106.00010XZ图 10 方案 1 回流区Fig.10 Central recirculation zone of no.1 scheme图 11 方案 2 喷嘴结构Fig.11 Fuel injector of no.2 scheme图 12 是方案 2 轴截面上轴向速度的分布，并 标出了回流区的边界。与方案 1 相比，由于旋流器 旋流作用的增强，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 13 是燃烧室 头部的速度向量和 CO2 质量分数分布

40、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。图 14 方案 3 喷嘴结构Fuel Injector of no.3 schemeFig.142.5001022.3451022.1901022.0351021.6801021.7251021.5701021.4151021.2601021.105102109.5007.950106.400104.850103.300101.750102.00010Y1.350102.90010X4.450106.00010Z尽管方案

41、2 的流场结构比方案1 有了明显改图 15方案 3 纵截面轴向速度分布善，但是总压损失系数也从 9%增加到了 6.29%，Fig.15 Contour of axial velocity of no.3 schemePDF 文件使用 pdfFactory Pro 试用版本创建 HYPERLINK :/ fineprint / 第 16 期崔玉峰等： 数值模拟在合成气燃气轮机燃烧室设计中的应用115参考文献图 16 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

42、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。该设计方案的总压损 失是 %，小于方案 2 的值。根据上面的分析，方案 1 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 2 和方案 3 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，但由于目前燃烧时的数值模拟还没有达到定 量的精度，因

43、此改造方案的性能最终还需要通过试 验验证。3.3671013.1981013.0301012.8821012.6931012.5251012.3571012.1861012.0201011.8521011.6831011.5151011.3471011.1781011.0101018.4171021王逊，肖云汉串并联与并联形式的联产系统效率比较J中国电机工程学报，2005，25(2)：144-149Wang Xun，Xiao YunhanEfficiency comparison of serises-parallel co-productionsystem andparrallelco-pr

44、oductionsyste m JProceedings of the CSEE，2005，25(2)：144-149(in Chinese) 段立强，林汝谋，蔡睿贤，等整体煤气化联合循环(IGCC)底循 环系统变工况特性J中国电机工程学报，2002，22(2)：26-30 Duan Liqiang ， Lin Rumou ， Cai Ruixian ， et al Off-designcharacteristic of bottom cycle system in IGCCJProceedings of the CSEE，2002，22(2)：26-30(in Chinese) 宋之平，张光

45、试论联产电厂热电单耗分摊中的人为规定性与客 观实在性J中国电机工程学报，1996，16(4)：180-185Song Zhiping，Zhang GuangCritical remark on personal judgments and objective realities in cost allocations for cogeneration plants JProceedings of the CSEE，1996，16(4)：180-185(in Chinese) 段立强，徐钢，林汝谋，等IGCC 系统热力与环境性能结合的评 价准则J中国电机工程学报，2004，24(12)：263-

46、267Duan Liqiang，Xu Gang，Lin Rumou，et alNew evaluation criterion of igcc system performance integrating thermodynamics with environmentJProceedings of the CSEE，2004，24(12)：263-267(inChinese)焦树建燃气轮机燃烧室(修订本)M北京：机械工业出版社，1990Mogia H C Aero-thermal design and analysis of gas turbine combustion systems：cur

47、rent status and future directionC34th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit， Cleveland，OH，USA，1998Lai M，Reynolds R R，Armstrong JCFD-based，parametric，design tool for gas turbine combustors from compressor deswirl exit to turbine inletC Proceedings of ASME Turbo Expo 2002 ， Amsterda

48、m，Netherlands，2002Tangirala V E，Topaldi A K，Danis A M，et alParametric modelingapproach to gas turbine combustion designCProceedings of ASME Turbo Expo 2000，Munich，Germany，2000Dudebout R，Reynolds B，Molla-Hosseini KIntegrated Process for CFD modeling and optimization of gas turbine combustors CProceed

49、ings of ASME Turbo Expo 2004：Power for Land，Sea and Air，Vienna，Austria，20042345676.7331025.0501023.3671021.6831020.000YXZ图 16 方案 3 头部速度向量和 CO2 质量分数分布Fig.16 Contours of velocity vector and mass fraction of CO2 of no.3 scheme结论（1）原型燃烧室通过旋流和主燃孔形成的中859心回流区来稳定火焰。（2）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

50、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。（3）燃烧合成气时采用轴向旋流器来稳定火 焰时，如果增大旋流器的进气角虽然可以改善流场 结构和燃烧室燃烧效率，但是会导致总压损失增 大；通过采用径向旋流器既可以起到稳定火焰的目 的，又可以降低总压损失。（4）通过数值模拟方法选定的燃烧室改造方案最终需要通过试验来进行验证。10 Mogia H CGas turbine combustion design，technology and research：current status and future directionC33rd AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit ，AIAA Paper 97-3369