進(jìn)口壓力對(duì)預(yù)混燃燒不穩(wěn)定性及NOx排放影響的大渦模擬

石 黎， 付忠廣， 沈亞洲， 王瑞欣

(華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 102206)

進(jìn)口壓力對(duì)預(yù)混燃燒不穩(wěn)定性及NOx排放影響的大渦模擬

石 黎， 付忠廣， 沈亞洲， 王瑞欣

(華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 102206)

采用三維全可壓縮大渦模擬方法分析了不同進(jìn)氣/進(jìn)口壓力對(duì)預(yù)混燃燒不穩(wěn)定性及NOx排放的影響.結(jié)果表明：由于內(nèi)部剪切層的不穩(wěn)定性，不同進(jìn)口空氣壓力時(shí)，燃燒室內(nèi)中心回流區(qū)的邊界形成2個(gè)螺旋形的進(jìn)動(dòng)渦核；較高的進(jìn)口空氣壓力時(shí)，燃燒室內(nèi)更容易發(fā)生燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象.增大進(jìn)口空氣壓力使得燃燒室內(nèi)溫度升高，反應(yīng)物濃度增大，NOx排放量升高.

進(jìn)氣壓力； 燃燒不穩(wěn)定性； 大渦模擬； 進(jìn)動(dòng)渦核； NOx生成

燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)發(fā)電技術(shù)是當(dāng)前最清潔、最高效的火力發(fā)電技術(shù).相比各種先進(jìn)燃煤機(jī)組，在相同出力下，燃?xì)廨啓C(jī)電廠的CO2排放量可以降低一半左右[1-3].燃?xì)獬鯗豑及壓比π是表征燃?xì)廨啓C(jī)熱效率的主要參數(shù)，提高壓比π及流量以提高循環(huán)效率η及功率是燃?xì)廨啓C(jī)重要的發(fā)展方向[4-5].

燃燒室是燃?xì)廨啓C(jī)的核心部件，先進(jìn)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室普遍采用貧燃預(yù)混燃燒技術(shù)(LPM)，以降低NOx排放量[6-8].相比擴(kuò)散燃燒，貧燃預(yù)混燃燒過程更容易產(chǎn)生熱聲耦合振蕩現(xiàn)象[9-10].進(jìn)口空氣壓力p影響燃燒室內(nèi)熱聲耦合振蕩過程.Stopper等[6]對(duì)SGT-100燃燒室的研究表明，提高燃燒室進(jìn)口空氣壓力p大幅增加了壓力脈動(dòng)幅度Δp，振蕩頻率f也有所增大.進(jìn)口空氣壓力p對(duì)燃燒室內(nèi)NOx的生成過程也具有重要影響.邢雙喜[11]對(duì)旋流預(yù)混燃燒的研究表明，值班燃料比較高時(shí)，進(jìn)口空氣壓力p對(duì)NOx排放量的影響明顯.對(duì)于預(yù)混燃燒，NOx排放濃度正比于pn，-0.77

實(shí)際的燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)復(fù)雜，數(shù)值計(jì)算方法常被作為實(shí)驗(yàn)手段的有效補(bǔ)充[12-14].大渦模擬方法(LES)求解過濾后的瞬態(tài)納維-斯托克斯方程(Navier-Stokes)具有空間分辨率高、普適性好的優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于燃燒不穩(wěn)定性及污染物生成的研究[12-14].某模型燃燒室采用貧燃預(yù)混燃燒技術(shù)，進(jìn)口空氣壓力p為0.15～0.6 MPa，Stopper等[6]對(duì)該燃燒室進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，得到了p=0.3 MPa時(shí)燃燒室內(nèi)速度及溫度的分布規(guī)律.由于采用實(shí)驗(yàn)手段難以對(duì)燃燒室內(nèi)燃燒及污染物生成狀況進(jìn)行細(xì)致觀察，筆者采用大渦模擬方法進(jìn)一步研究進(jìn)口空氣壓力p對(duì)預(yù)混燃燒不穩(wěn)定性及NOx生成特性的影響，為高壓燃燒室優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考.

1 研究對(duì)象

為便于安裝測(cè)試設(shè)備，所采用的實(shí)驗(yàn)裝置對(duì)原型燃燒室的火焰筒及過渡段等結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡(jiǎn)化[6-10].燃燒室中心截面結(jié)構(gòu)如圖1所示.燃燒室橫截面的長(zhǎng)和寬均為0.165 m，過渡段的高h(yuǎn)1=0.188 m，燃燒室出口直徑d1=0.05 m[6-10],預(yù)混段的直徑d2=0.086 m，高h(yuǎn)2=0.046 m[6].徑向旋流器安裝于燃燒室頭部，其結(jié)構(gòu)如圖2所示(其中，d3為徑向旋流器入口直徑).由圖2可知，旋流器由12個(gè)固定塞塊構(gòu)成，旋流數(shù)為S=1.3[6-10].預(yù)混燃料噴口位于近旋流器進(jìn)口的矩形流道內(nèi)，燃料噴入矩形流道與空氣充分混合后，再經(jīng)預(yù)混段進(jìn)入燃燒室，形成預(yù)混火焰.值班燃料噴口位于值班平面，值班火焰采用擴(kuò)散燃燒方式，在預(yù)混段內(nèi)形成值班火炬，低負(fù)荷時(shí)，起到穩(wěn)定燃燒的作用.

圖1 模型燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 徑向旋流器結(jié)構(gòu)示意圖

2 數(shù)學(xué)模型及計(jì)算方法

2.1 網(wǎng)格劃分

計(jì)算域及網(wǎng)格如圖3所示，利用CFD前處理軟件Gambit進(jìn)行建模及網(wǎng)格劃分，計(jì)算域包括模型燃燒室及徑向旋流器.根據(jù)計(jì)算域的特點(diǎn)，采用分區(qū)網(wǎng)格劃分方法，以降低網(wǎng)格劃分難度[14].旋流器及近壁面區(qū)域網(wǎng)格較細(xì)，以增加精度，燃燒室出口區(qū)域采用相對(duì)較粗的網(wǎng)格，以縮短計(jì)算時(shí)間，最終模型的網(wǎng)格數(shù)約為179萬.旋流器的區(qū)域網(wǎng)格尺度小于1 mm，時(shí)間步長(zhǎng)為2×10-6s，每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)迭代20步，計(jì)算約250 000步.

圖3 計(jì)算域及網(wǎng)格

2.2 數(shù)值方法

LES方法的第一步是過濾流體中的空間變量.濾波具體過程定義如下：

(1)

(2)

經(jīng)過濾波后質(zhì)量、動(dòng)量以及能量守恒方程如下：

(3)

(4)

(5)

(6)

對(duì)于湍流燃燒，仍需建立湍流燃燒模型，求解組分方程及能量方程中的源項(xiàng)，使其封閉[20-21].采用文獻(xiàn)[8]中給出的M4燃燒反應(yīng)機(jī)理，該機(jī)理包含4步化學(xué)反應(yīng)以及6種反應(yīng)物(CH4、O2、CO、H2、CO2、H2O)，具體反應(yīng)機(jī)理如下：

(7)

(8)

(9)

(10)

具體反應(yīng)速率表達(dá)式如下：

(11)

(12)

(13)

(14)

式中：kf為反應(yīng)速率；A為指前因子；B為溫度指數(shù)；Ea為活化能；R為氣體常數(shù)；T為溫度.

由于氣體燃料中不含有N元素，因此燃燒室內(nèi)生成的NOx主要為熱力型NOx及快速型NOx.采用文獻(xiàn)[8]中給出的3步NOx反應(yīng)機(jī)理進(jìn)行計(jì)算，具體反應(yīng)機(jī)理如下：

(15)

(16)

(17)

2.3 計(jì)算工況及邊界條件

空氣及燃料的入口截面定義為質(zhì)量入口邊界(Mass flow inlet).實(shí)驗(yàn)燃料為天然氣[6].燃料中C2H6、C3H8等物質(zhì)含量較少，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，文獻(xiàn)[8]中對(duì)天然氣成分進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，并維持燃料的發(fā)熱量不變.簡(jiǎn)化后，CH4的摩爾分?jǐn)?shù)為98.97%，CO2和N2的摩爾分?jǐn)?shù)則分別為0.27%和0.76%[8].進(jìn)口空氣壓力p=0.30 MPa時(shí)，空氣的質(zhì)量流量qm,1為0.175 kg/s，溫度T為685.3 K，燃料的質(zhì)量流量qm,2為0.006 2 kg/s[6-10].燃燒室入口流速為40.6 m/s[6-10].進(jìn)口空氣壓力p=0.60 MPa時(shí)，保持燃燒室入口流速不變，空氣和燃料的質(zhì)量流量分別提高至0.352 kg/s和0.012 5 kg/s[6].實(shí)驗(yàn)條件下，值班燃料的質(zhì)量流量為0[6-10].燃燒室出口則設(shè)為壓力出口邊界(Pressure outlet)，燃燒室內(nèi)壓損率ε均設(shè)為1%[6-10].

3 結(jié)果與分析

3.1 進(jìn)口空氣壓力對(duì)速度分布的影響

圖4給出了不同進(jìn)口空氣壓力p時(shí)，中心截面的瞬態(tài)軸向速度u的分布.由圖4可知，氣流的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)在燃燒室內(nèi)形成環(huán)狀主流區(qū)，主流區(qū)流速最高.渦旋破碎在中軸線附近形成中心回流區(qū).由于通流面積突擴(kuò)，在壁面附近形成外部回流區(qū).由于存在速度梯度，回流區(qū)與主流區(qū)的邊界形成內(nèi)、外2個(gè)剪切層.不同進(jìn)口空氣壓力p時(shí)，由于燃燒室入口流速保持不變，燃燒室內(nèi)的氣流結(jié)構(gòu)基本不變.

軸向速度/(m·s-1)(a)p=0．3MPa軸向速度/(m·s-1)(b)p=0．6MPa

圖5給出了中心截面上不同軸向位置處，沿徑向的時(shí)均軸向速度u的計(jì)算值與文獻(xiàn)[6]中實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比.不同位置與值班平面之間的軸向距離l如圖1所示，分別為0.104 m、0.124 m、0.143 m及0.172 m.由圖5可知，主流區(qū)軸向速度u最大，速度峰值um關(guān)于中心軸對(duì)稱，速度峰值點(diǎn)之間的間距隨軸向距離z的增大而增大，峰值大小則正好相反.由于主流區(qū)的抽吸作用，中軸線附近軸向速度u<0，該區(qū)域?yàn)橹行幕亓鲄^(qū)，回流區(qū)的寬度隨著軸向距離z的增大而增大，回流速度則正好相反.壁面附近軸向速度u<0，該區(qū)域?yàn)橥獠炕亓鲄^(qū)，回流速度及回流區(qū)范圍隨軸向距離z的增大而減小，當(dāng)軸向距離z>0.172 m時(shí)，外部回流區(qū)消失.計(jì)算得到的時(shí)均軸向速度峰值um、回流區(qū)的位置和大小等與實(shí)驗(yàn)值很接近，說明大渦模擬方法的精確性較好.

(a) l=0.104 m

(b) l=0.124 m

(c) l=0.143 m

(d) l=0.172 m

3.2 進(jìn)口空氣壓力對(duì)溫度分布的影響

圖6給出了不同進(jìn)口空氣壓力p時(shí)，中心截面的瞬態(tài)溫度分布.由圖6可知，預(yù)混段內(nèi)溫度較高，回流的高溫燃燒產(chǎn)物可有效地加熱燃料氣流著火，有利于燃燒工況的穩(wěn)定[6].燃燒室內(nèi)，主流區(qū)及外部回流區(qū)溫度相對(duì)較低，高溫區(qū)位于中軸線附近.增大進(jìn)口空氣壓力p使得反應(yīng)物的濃度增大，燃燒反應(yīng)速率加快，預(yù)混段內(nèi)溫度升高.

(a)p=0．3MPa(b)p=0．6MPa

圖7給出了中心截面上不同軸向位置處，沿徑向的時(shí)均溫度T計(jì)算值與文獻(xiàn)[6]中實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比.由圖7可知，溫度峰值Tm位于中軸線附近，隨著軸向距離z的增大，高溫區(qū)范圍也有所增大，燃燒室內(nèi)溫度分布則趨于均勻，當(dāng)軸向距離z>0.172 m時(shí)，溫度則略有降低.計(jì)算結(jié)果較好地反映了燃燒室內(nèi)溫度的分布情況，計(jì)算得到的溫度峰值Tm及高溫區(qū)范圍則略大于文獻(xiàn)[6]中的實(shí)驗(yàn)值.增大進(jìn)口空氣壓力p使得燃燒反應(yīng)速率加快，高溫區(qū)向上游移動(dòng)，主流區(qū)溫度升高，火焰長(zhǎng)度縮短，同時(shí)使得燃燒器附近區(qū)域溫度升高，溫度的增幅ΔT則隨軸向距離z的增大而降低.

3.3 進(jìn)口空氣壓力對(duì)燃燒不穩(wěn)定性的影響

為了平衡因周向速度導(dǎo)致的離心力，渦旋結(jié)構(gòu)通常會(huì)產(chǎn)生局部低壓區(qū)，因此一般用壓力等值面來定性地描述進(jìn)動(dòng)渦旋結(jié)構(gòu)[16-17].圖8給出了用瞬態(tài)壓力等值面描述的渦旋結(jié)構(gòu).對(duì)比圖4與圖8可知，由于內(nèi)部剪切層的不穩(wěn)定性，中心回流區(qū)的邊界形成2個(gè)進(jìn)動(dòng)渦核.渦核呈螺旋形，迅速向下游發(fā)展，并破碎成隨機(jī)的小尺度渦旋[16-17].進(jìn)動(dòng)渦核的特點(diǎn)在于其繞自身的渦軸旋轉(zhuǎn)，且周圍流體也繞其作旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)[16-17].

圖9給出了z=0.05 m橫截面上的流線、瞬態(tài)壓力和周向速度分布，如圖1所示，橫截面位置與值班平面之間的軸向距離z為0.05 m.由圖9可知，截面上存在2個(gè)明顯偏離中心軸的旋轉(zhuǎn)中心，周圍的流體圍繞其旋轉(zhuǎn)，漩渦所在位置壓力較低，軸心附近區(qū)域的周向速度w=0.綜上所述，不同進(jìn)口空氣壓力p時(shí)，燃燒室內(nèi)渦旋具有進(jìn)動(dòng)渦核的典型特征，屬于進(jìn)動(dòng)渦核.

(a) l=0.104 m

(b) l=0.124 m

(c) l=0.143 m

(d) l=0.172 m

(a)p=0．3MPa(b)p=0．6MPa

燃燒室內(nèi)存在熱釋放脈動(dòng)與聲學(xué)脈動(dòng)耦合的封閉反饋循環(huán)，當(dāng)燃燒室內(nèi)壓力的振蕩幅度Δp超過平均壓力的5%時(shí)，發(fā)生燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象[5].為了研究其相互作用，計(jì)算過程中，監(jiān)測(cè)不同進(jìn)口空氣壓力下燃燒室內(nèi)的脈動(dòng)壓力，并采用傅里葉分析(FFT)方法對(duì)其進(jìn)行頻譜分析[5].

圖10給出了不同進(jìn)口空氣壓力時(shí)燃燒室內(nèi)壓力脈動(dòng)圖.由圖10可知，渦旋運(yùn)動(dòng)使得燃燒室內(nèi)產(chǎn)生聲壓脈動(dòng)，進(jìn)口空氣壓力p=0.3 MPa時(shí)，燃燒室內(nèi)壓力的脈動(dòng)幅值Δp約為2 000 Pa，與文獻(xiàn)[6]中的實(shí)驗(yàn)值接近.當(dāng)進(jìn)口空氣壓力p=0.6 MPa時(shí)，壓力脈動(dòng)幅值Δp明顯增大，且脈動(dòng)幅值Δp的增長(zhǎng)速率明顯高于進(jìn)口空氣壓力p的增長(zhǎng)速率.這說明，增大進(jìn)口空氣壓力p使得燃?xì)獾拿芏圈言龃螅蛩俣让}動(dòng)導(dǎo)致的動(dòng)壓脈動(dòng)幅值Δp增大；進(jìn)口空氣壓力p=0.3 MPa時(shí)，火焰相對(duì)較長(zhǎng)，熱量釋放的區(qū)域相對(duì)分散，由于燃燒室的聲學(xué)耗散作用較強(qiáng)，壓力脈動(dòng)幅度Δp相對(duì)較小；進(jìn)口空氣壓力p=0.6 MPa時(shí)，火焰長(zhǎng)度縮短，熱釋放區(qū)域更為集中，預(yù)混段內(nèi)溫度升高，從而激發(fā)了更大幅度的壓力脈動(dòng)，因此，較高的進(jìn)口空氣壓力p條件下，燃燒室內(nèi)更容易發(fā)生燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象.進(jìn)口空氣壓力p=0.3 MPa時(shí)，在頻率f=194.4 Hz的位置出現(xiàn)特征峰，產(chǎn)生進(jìn)動(dòng)現(xiàn)象.進(jìn)口空氣壓力p=0.6 MPa時(shí)，在頻率f=211.8 Hz的位置出現(xiàn)特征峰，頻率f的計(jì)算值與文獻(xiàn)[6]中的實(shí)驗(yàn)值接近，可見大渦模擬方法的精確性較好.綜上所述，增大進(jìn)口空氣壓力p對(duì)燃燒室內(nèi)壓力脈動(dòng)幅值Δp的影響明顯，頻率f的增幅則相對(duì)較小.

(a)p=0．3MPa流線分布(b)p=0．6MPa流線分布

(c)p=0．3MPa壓力分布(d)p=0．6MPa壓力分布

圖9 z=0.05 m橫截面流線、瞬態(tài)周向速度及壓力分布

(a) p=0.3 MPa

(b) p=0.6 MPa

(c) p=0.3 MPa

(d) p=0.6 MPa

3.4 進(jìn)口空氣壓力對(duì)NOx生成的影響

進(jìn)口空氣壓力p=0.3 MPa時(shí)，NOx體積分?jǐn)?shù)為12.9×10-6(15%φ(O2))，文獻(xiàn)[8]中的實(shí)驗(yàn)值為12.1×10-6(15%φ(O2))，兩者較為接近，大渦模擬方法的精確性較好.進(jìn)口空氣壓力p=0.6 MPa時(shí)，NOx體積分?jǐn)?shù)為17.6×10-6(15%φ(O2))，增幅明顯.

圖11給出了中心截面上瞬態(tài)NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布.對(duì)比溫度分布(圖6)與NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布(圖11)可知，燃燒室內(nèi)NOx摩爾分?jǐn)?shù)與溫度分布密切相關(guān).NOx摩爾分?jǐn)?shù)最高的區(qū)域位于中軸線附近，增大進(jìn)口空氣壓力p，NOx摩爾分?jǐn)?shù)明顯升高.這說明，增大進(jìn)口空氣壓力p使得燃燒反應(yīng)速率增大，溫度有所升高，同時(shí)反應(yīng)物濃度增大，NOx生成速率增大，摩爾分?jǐn)?shù)也相應(yīng)升高.

圖11 中心截面瞬態(tài)NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布

圖12給出了中心截面上不同軸向位置處,沿徑向的時(shí)均NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布.由圖12可知，NOx摩爾分?jǐn)?shù)隨軸向距離z的增大而增大，增幅則逐漸減小，增大進(jìn)口空氣壓力p使得不同軸向位置處時(shí)均NOx摩爾分?jǐn)?shù)明顯增大.

(a) l=0.104 m

(b) l=0.124 m

(c) l=0.143 m

(d) l=0.172 m

4 結(jié) 論

(1) 由于內(nèi)部剪切層的不穩(wěn)定性，不同進(jìn)口空氣壓力時(shí)，燃燒室內(nèi)中心回流區(qū)的邊界形成2個(gè)螺旋形的進(jìn)動(dòng)渦核，渦核中心明顯偏離燃燒器中心軸.

(2) 增大進(jìn)口空氣壓力，燃?xì)獾拿芏仍龃?，因速度脈動(dòng)導(dǎo)致的動(dòng)壓脈動(dòng)幅值增大，使得反應(yīng)物的濃度增大，火焰長(zhǎng)度縮短，熱釋放區(qū)域更為集中，預(yù)混段內(nèi)溫度升高，從而激發(fā)了更大的壓力脈動(dòng)，脈動(dòng)頻率也有所增大.壓力脈動(dòng)幅值的增長(zhǎng)速率明顯高于進(jìn)口空氣壓力的增長(zhǎng)速率，因此較高的進(jìn)口壓力條件下，燃燒室內(nèi)更容易發(fā)生燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象.

(3) 增大進(jìn)口空氣壓力使得燃燒反應(yīng)速率增大，燃燒器附近區(qū)域溫度升高；同時(shí)，使得反應(yīng)物的濃度增大，NOx生成速率增大，排放量升高.

[1] 付忠廣, 張輝. 電廠燃?xì)廨啓C(jī)概論[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 2014: 14-15.

[2] 蔣洪德, 任靜, 李雪英, 等. 重型燃?xì)廨啓C(jī)現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢(shì)[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2014, 34(29): 5096-5102.

JIANG Hongde, REN Jing, LI Xueying, et al. Status and development trend of the heavy duty gas turbine[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(29): 5096-5102.

[3] 蔣洪德. 加速推進(jìn)重型燃?xì)廨啓C(jī)核心技術(shù)研究開發(fā)和國(guó)產(chǎn)化[J]. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào), 2011, 31(8): 563-566.

JIANG Hongde. Promote heavy duty gas turbine core technology development and industrial application in China[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2011, 31(8): 563-566.

[4] OBERLEITHNER K, ST?HR M, IM S H, et al. Formation and flame-induced suppression of the precessing vortex core in a swirl combustor: experiments and linear stability analysis[J]. Combustion and Flame, 2015, 162(8): 3100-3114.

[5] 王海連. 貧燃預(yù)混旋流燃燒不穩(wěn)定性的大渦模擬[D]. 大連: 大連理工大學(xué), 2014.

[6] STOPPER U, MEIER W, SADANADAN R, et al. Experimental study of industrial gas turbine flames including quantification of pressure influence on flow field, fuel/air premixing and flame shape[J]. Combustion and Flame, 2013, 160(10): 2103-2118.

[7] BULAT G, JONES W P, MARQUIS A J. Large eddy simulation of an industrial gas-turbine combustion chamber using the sub-grid PDF method[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2013, 34(2): 3155-3164.

[8] BULAT G, JONES W P, MARQUIS A J. NO and CO formation in an industrial gas-turbine combustion chamber using LES with the Eulerian sub-grid PDF method[J]. Combustion and Flame, 2014, 161(7): 1804-1825.

[9] LIU K, SANDERSON V. The influence of changes in fuel calorific value to combustion performance for Siemens SGT-300 dry low emission combustion system[J]. Fuel, 2013, 103: 239-246.

[10] BULAT G, FEDINA E, FUREBY C, et al. Reacting flow in an industrial gas turbine combustor: LES and experimental analysis[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2015, 35(3): 3175-3183.

[11] 邢雙喜. 微小型燃?xì)廨啓C(jī)徑向旋流預(yù)混燃燒特性研究[D]. 北京: 中國(guó)科學(xué)院研究生院, 2012.

[12] BENGTSSON K U M, BENZ P, SCHREN R, et al. NyOxformation in lean premixed combustion of methane in a high-pressure jet-stirred reactor[J]. Symposium (International) on Combustion, 1998, 27(1): 1393-1399.

[13] DONGSIK Han, GYU Bo Kim, HAN Suk Kim, et al. Experimental study of NOxcorrelation for fuel staged combustion using lab-scale gas turbine combustor at high pressure[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2014, 58: 62-69.

[14] RUTAR T, MALTE P C. NOxformation in high-pressure jet-stirred reactors with significance to lean-premixed combustion turbines[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2002, 124(4): 776.

[15] 覃建果, 魏小林, 郭嘯峰, 等. 甲烷高壓富氧燃燒層流擴(kuò)散火焰的數(shù)值研究[J]. 燃燒科學(xué)與技術(shù), 2013, 19(5): 425-433.

QIN Jianguo, WEI Xiaolin, GUO Xiaofeng, et al. Numerical study on oxygen-enhanced axisymmetric laminar methane diffusion flames at high pressures[J]. Journal of Combustion Science and Technology, 2013, 19(5): 425-433.

[16] 張濟(jì)民, 韓超, 張宏達(dá), 等. 鈍體繞流有旋流中回流區(qū)與進(jìn)動(dòng)渦核的大渦模擬[J]. 推進(jìn)技術(shù), 2014, 35(8): 1070-1079.

ZHANG Jimin, HAN Chao, ZHANG Hongda, et al. Large eddy simulation of recirculation and precessing vortex core in swirling flow around a bluff-body[J]. Journal of Propulsion Technology, 2014, 35(8): 1070-1079.

[17] 張濟(jì)民, 張宏達(dá), 韓超, 等. 分層旋流燃燒器冷態(tài)流場(chǎng)的大渦模擬[J]. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào), 2014, 29(10): 2369-2376.

ZHANG Jimin, ZHANG Hongda, HAN Chao, et al. Large eddy simulation of non-reacting flow fields in stratified swirl combustor[J]. Journal of Aerospace Power, 2014, 29(10): 2369-2376.

[18] 王翰林, 雷福林, 邵衛(wèi)衛(wèi), 等. 合成氣燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室 CFD 模擬的模型選擇及優(yōu)化[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2015, 35(6): 1429-1435.

WANG Hanlin, LEI Fulin, SHAO Weiwei, et al. Screening and modification of CFD models for syngas turbine combustor[J]. Proceedings of the CSEE, 2015, 35(6): 1429-1435.

[19] GICQUEL L Y M, STAFFELBACH G, POINSOT T. Large eddy simulations of gaseous flames in gas turbine combustion chambers[J]. Progress in Energy and Combustion Science, 2012, 38(6): 782-817.

[20] 楊詔, 李祥晟. 燃燒模型對(duì)鈍體穩(wěn)燃非預(yù)混火焰數(shù)值模擬精度的影響[J]. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào), 2015, 35(10): 810-815.

YANG Zhao, LI Xiangsheng. Study on simulation accuracy of combustion models for stabilized non-premixed bluff-body flames[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2015, 35(10): 810-815.

[21] SILVA C F, LEYKO M, NICOUD F, et al. Assessment of combustion noise in a premixed swirled combustor via large-eddy simulation[J]. Computers & Fluids, 2013, 78: 1-9.

Large Eddy Simulation on the Effects of Inlet Pressure on the Premixed Combustion Instability and NOxEmission

SHILi,FUZhongguang,SHENYazhou,WANGRuixin

(MOE's Key Lab of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

Effects of inlet pressure on the combustion instability and NOxformation characteristics of premixed flame were studied using a three-dimensional full compressible large eddy simulation (LES) approach. Results show that, due to the instability of inner shear layers, two spiral-shaped precession vortex cores would form at different inlet pressures on the boundary of center recirculation zone in the combustion chamber, where instable combustion is easy to occur at higher inlet pressures. High inlet pressure helps to improve the temperature in combustion chamber and raise the mole concentration of reactants, which would result in high concentration of NOxemission.

inlet pressure; combustion instability; large eddy simulation; precession vortex core; NOxformation

2016-02-29

2016-04-27

中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2014ZZD04；2014XS17)；北京市自然基金面上資助項(xiàng)目(3162030)

石 黎(1987-)，男，湖南邵陽(yáng)人，博士研究生，主要從事動(dòng)力機(jī)械中的燃燒流動(dòng)、燃燒污染排放與控制方面的研究. 電話(Tel.)：010-61772361；E-mail：hnulee@sina.com.

1674-7607(2017)02-0111-08

TK227

A 學(xué)科分類號(hào)：470.30