0 引言
为更快更好地实现我国“碳达峰、碳中和”目标,大力发展氢能是实现我国能源战略转移的重中之重[1]。氢燃料燃气轮机是大规模氢燃料发电的关键设备。预混氢气燃烧有较高的回火和自点火的风险,通过微混燃烧的方式组织燃烧,能缩短反应物在高温区的停留时间,有效降低NOx排放,且小尺寸管径更接近氢气淬熄直径,降低预混氢气燃烧的回火风险。
微混燃烧是燃料与氧化剂在距离喷嘴出口较短的预混距离内,依靠燃料和空气较高的射流动量比实现均匀的混合效果。在实际燃气轮机运行时,依靠多个喷嘴之间的相互作用维持喷嘴出口火焰的稳定,研究单喷嘴火焰稳定的问题时,通过添加伴流为主燃的喷嘴提供一个热烟气环境,形成类似多喷嘴的值班燃烧条件,伴流的热环境能减少射流出口环境对中心喷嘴的影响,使中心喷嘴在一个恒温的烟气环境稳定运行,进而达到稳定燃烧的目的。
当前氢燃料燃烧多以掺氢的方式研究氢气燃烧的火焰特性,从我国“多煤少气”的能源结构和掺氢经济性角度考虑,本文燃料采用等体积比的CO和H2的富氢合成气（VCO∶VH2 = 1∶1）,在伴流条件下,结合微混燃烧的组织方法,分析不同流速和当量比下预混氢火焰的结构变化,以期丰富富氢燃料在伴流微混方面的研究,为我国氢燃料燃烧过渡提供数据支撑。
1 数值模拟
1.1 数值模型和物理模型
1.1.1 数值方法和数值模型
采用Fluent平台求解稳态N-S方程,利用压力基求解器,通过理想气体状态方程求解密度,压力和速度耦合方程通过Couple算法求解,模型设置及边界条件见表1,基于连续、动量、组分、能量、理想气体的守恒方程,主要的控制方程如下（假设为牛顿流体）。
Table 1 Models and boundary conditions表1 模型及边界条件设置 |
| 名称 | 模型参数 |
|---|---|
| 湍流模型 | Realizable k-ɛ模型 |
| 燃烧模型 | Eddy-dissipation concept（EDC）模型 |
| 燃料入口 | 速度入口 |
| 氧化剂入口 | 速度入口 |
| 伴流入口 | 速度入口 |
| 出口 | 压力出口 |
质量守恒方程：
$\nabla \cdot \left( \mathbf{u} \right)=0$ (1)
动量守恒方程：
$\nabla \cdot \left( \rho \mathbf{uu} \right)+\nabla p=\nabla \mathbf{\tau }$ (2)
组分守恒方程：
$\nabla \cdot \left( \rho {{Y}_{i}}\mathbf{u} \right)+\nabla \cdot {{\mathbf{J}}_{i}}=\rho \dot{w}$ (3)
${{\mathbf{J}}_{i}}=-\left( \rho {{D}_{i,m}}+\frac{{{\mu }_{\text{t}}}}{S{{c}_{\text{t}}}} \right)\nabla {{Y}_{i}}-{{D}_{\text{T},i}}\frac{\nabla T}{T}$ (4)
能量守恒方程：
$\nabla \cdot \left[ \left( \rho E+p \right)\mathbf{u} \right]=\nabla \cdot \left( \mathbf{u}\cdot \mathbf{\tau } \right)+\nabla \left( K\nabla T \right)-\rho q\dot{w}$ (5)
式中：u为速度;ρ为密度;p为压力;Yi为组分i的质量分数;Ji为组分i的质量扩散通量;$\dot{w}$为化学反应速率;Di,m为组分i在混合物中的质量扩散系数;DT,i为热扩散系数;${{\mu }_{\text{t}}}$为湍流黏度;Sct为湍流Schmidt数,为0.7;T为温度;E为比总能量;q为化学能释放;K为热导率;τ为黏性应力张量。
$\mathbf{\tau }=\rho v\left[ \left( \nabla \mathbf{u} \right)-{{\left( \nabla \mathbf{u} \right)}^{T}}-\frac{2}{3}\left( \nabla \cdot \mathbf{u} \right)\mathbf{I} \right]$ (6)
式中：v为运动黏度;I为单位张量。
$E=\frac{p}{\left( \gamma -1 \right)\rho }+\frac{1}{2}\left( \mathbf{u}\cdot \mathbf{u} \right)$ (7)
式中：γ为比热比。
1.1.2 物理模型及伴流参数设置
Fig. 1 Schematic diagram of the physical model图1 物理模型示意图 |
在数值计算时,伴流旨在隔离周围环境对主喷嘴燃烧的影响,因此伴流提供一个高于环境温度的适当温度,从节能的方面考虑,伴流选用当量比Φ为0.3的绝热火焰温度1 190 K作为伴流的初始温度。为更真实地模拟燃烧过程中主流喷嘴火焰与伴流火焰的热值交换,将对应当量比的氢气利用一维数值计算的燃烧烟气作为伴流的初始物质,氢气燃烧产物的摩尔分数见表2。
Table 2 Molar fractions of combustion products of hydrogen under an equivalence ratio of 0.3表2 当量比为0.3条件下氢气燃烧产物的摩尔分数 |
| 燃烧产物 | 摩尔分数 |
|---|---|
| H2 | 2.63 × 10-8 |
| O | 5.98 × 10-8 |
| O2 | 0.14 |
| OH | 8.26 × 10-6 |
| H2O | 0.115 |
| N2 | 0.744 |
1.1.3 化学动力学机理
Fig. 2 The equivalent ratio versus laminar flame speed图2 当量比与层流火焰速度的关系图 |
1.2 模型及网格无关性验证
为平衡计算资源和计算精度之间的矛盾,需寻求计算资源和计算精度两者之间的最优化解决方案。采用LUCKRING等[21]提出的网格收敛性指数（grid convergence index, GCI）,对网格无关性进行定量化评估。
根据文献[22],网格收敛误差的定义为ε：
$\varepsilon =\frac{{{f}_{1}}-{{f}_{2}}}{{{f}_{1}}}$ (8)
式中：f1为细网格的收敛解;f2为粗网格的收敛解;f为关注的物理量。
对于同一物理模型,计算域网格的节点数不同而计算域的总体积是相同的,网格的加密比简化为：
${{r}_{k}}=\sqrt[3]{\frac{{{N}_{k+1}}}{{{N}_{k}}}}$ (9)
式中：Nk+1为细网格节点总数;Nk为粗网格节点总数;k为不同节点数网格标号（标号越大网格越细）。
网格收敛指数IGCI定义为：
${{I}_{\text{GCI}}}={{F}_{\text{s}}}\frac{|\varepsilon |}{{{r}_{k}}^{a}-1}\times 100%$ (10)
式中：Fs为安全因子,当使用两套网格来估算IGCI时,Fs取值为3,当使用三套或者三套以上的网格估算IGCI时,Fs取值为1.25;a为收敛的精度,取值为1.97。
选择最高温度Tmax为计算GCI的参考物理量,计算结果见表3,2.0◊106、3.9◊106、7.4◊106连续三套网格计算的IGCI分别为2.1%、1.3%,均小于3%,满足网格收敛性准则,可认为当网格数大于2◊106以后,数值计算的结果不受计算网格数目的影响。
Table 3 GCI results of numerical simulation grids表3 数值模拟网格的GCI结果 |
| 网格数/个 | rk | Tmax/K | 𝜀 | IGCI/% |
|---|---|---|---|---|
| 5.0◊105 | 1.225 | 2 094 | 0.028 00 | 7.2 |
| 9.2◊105 | 1.295 | 2 153 | 0.034 00 | 6.4 |
| 2.0◊106 | 1.249 | 2 228 | 0.009 40 | 2.1 |
| 3.9◊106 | 1.238 | 2 249 | 0.005 27 | 1.3 |
| 7.4◊106 | — | 2 260 | — | — |
2 结果与讨论
燃烧是一个流动与化学反应耦合的过程,燃料与氧化剂在喷嘴出口预混段处混合,在燃烧过程中,掺混作用使局部当量比在空间上的分布发生变化,局部当量比不同导致局部释热率发生变化,引起火焰结构发生变化。火焰区分为预热区和反应区,通常采用化学反应过程中间产物OH或者OH* 表征火焰的反应区,用HCO表征火焰的预热区。
所有计算工况的雷诺数Re信息见表4,不同当量比条件下,出口混气密度发生变化,在喷嘴出口流速20 ~ 35 m/s范围内,Re从3 162增大到6 202,喷嘴出口Re大于2 500,火焰属于湍流燃烧状态。
Table 4 Reynolds number at the nozzle exit under different operating conditions表4 不同计算工况下喷嘴出口雷诺数 |
| Φ | 特征直径/mm | 出口流速/(m/s） | Re |
|---|---|---|---|
| 0.4 ~ 1.0 | 4 | 20 | 3 162 ~ 3 544 |
| 25 | 3 951 ~ 4 430 | ||
| 30 | 4 740 ~ 5 316 | ||
| 35 | 5 532 ~ 6 202 |
2.1 当量比对喷嘴火焰特性的影响
Fig. 3 Flame temperature distribution map under different equivalence ratios at the outlet velocity of 35 m/s图3 出口流速为35 m/s时不同当量比下火焰温度分布图 |
Fig. 4 Axial flame temperature distribution under different equivalence ratios at the outlet velocity of 35 m/s图4 出口流速为35 m/s时不同当量比下的轴向火焰温度分布图 |
Fig. 5 Distribution of OH mass fraction under different equivalence ratios at the outlet velocity of 35 m/s图5 出口流速为35 m/s时不同当量比下OH质量分数分布 |
Fig. 6 Distribution of heat release rate under different equivalence ratios at the outlet velocity of 35 m/s图6 出口流速为35 m/s时不同当量比下的释热率分布图 |
2.2 喷嘴出口流速对火焰特性的影响
Fig. 7 Mass fraction distribution cloud map of radicals at different velocities when the equivalence ratio is 1.0: (a) OH; (b) OH*; (c) HCO图7 当量比为1.0时不同流速下自由基的质量分数分布云图：（a）OH;（b）OH*;（c）HCO |
HCO的分布可以表征火焰预热区的厚度,随着喷嘴出口流速的增大,HCO的分布高度先增长后基本保持不变,当喷嘴出口流速达到30 m/s时,继续增加喷嘴出口流速,HCO的分布范围基本保持不变,表明此时预热区的厚度不随喷嘴出口流速的增加而发生变化。随流速增加,火焰整体厚度减小,预热区厚度不变,表明化学反应区范围收窄,完成化学反应所需时间较短。
Fig. 8 H and OH distribution at 10 mm from nozzle outlet图8 喷嘴出口10 mm处H和OH的质量分数分布图 |
2.3 伴流对火焰特性的影响
Fig. 9 Distribution of OH (a) and OH* (b) under conditions with and without coflow at the outlet velocity of 30 m/s and an equivalence ratio of 0.8图9 出口流速为30 m/s、当量比0.8为时有无伴流条件下OH（a）和OH*（b）分布图 |
Fig. 10 Mass fraction distribution of primary radicals along the axial direction under conditions with and without coflow at the velocity of 30 m/s and an equivalence ratio of 0.8: (a) high concentration of free radicals; (b) low concentration of free radicals图10 出口流速为30 m/s、当量比为0.8时有无伴流条件下自由基沿轴向质量分数分布图：（a）高质量分数自由基;（b）低质量分数自由基 |
在无伴流条件下,OH和OH* 开始产生的轴向位置基本相等,添加伴流后,伴流中的OH在与主流通过热质交换后迅速形成OH*,因此添加伴流后OH* 的质量分数显著增加。HO2与H2O2的形成位置靠近喷嘴出口,由于伴流温度较高,与中心主流温差较小,使主流向环境散热较少,单位时间内消耗的热量较少,释热率降低。
3 结论
对等体积比的CO和H2伴流单喷嘴的火焰结构进行研究,利用化学反应中间产物的自由基分布表征火焰的反应区和预热区变化,分析在伴流作用条件下,火焰结构随当量比和喷嘴出口流速的变化情况。
（1）OH分布与高温区域基本重合,并且化学反应释热率的分布与OH高浓度的区域重合。随当量比的增加,空气侧流速降低,火焰前缘逐渐相连,且火焰向喷嘴出口移动并附着在喷嘴出口,利于火焰稳定。
（2）喷嘴出口流速增加,射流夹带作用增强,携带环境中的HO2和O2与H自由基结合生成OH,化学反应区厚度收窄,降低化学反应的时间尺度。
（3）与无伴流条件相比,热伴流环境能为CO形成HCO的过程提供能量,促进CO在更短的时间内燃尽,并且伴流的保温作用可降低主燃火焰向环境散热,使主燃火焰化学反应释放的热量尽可能供给中心火焰稳燃,使火焰能在更广的轴向范围内稳定燃烧。
