低排放燃燒室化學反應器網絡模型的參數化

劉　闖，李鵬飛，劉　勇，朱冬清，金仁瀚

（南京航空航天大學江蘇省航空動力系統重點實驗室，南京210016）

低排放燃燒室化學反應器網絡模型的參數化

劉闖，李鵬飛，劉勇，朱冬清，金仁瀚

（南京航空航天大學江蘇省航空動力系統重點實驗室，南京210016）

為了掌握低排放燃燒室的污染物排放情況，對其化學反應網絡器（CRN）模型的參數化進行研究。對爬升工況下燃燒室CFD數值模擬結果進行分析，劃分燃燒室的結構，得到燃燒室的CRN模型。再利用自編程軟件對燃燒室的結構參數和進口參數進行參數化定義，并把參數化的CRN模型在不同工況下的模擬結果與試驗結果分別比較。結果表明：在慢車工況下二者相差不大，在爬升工況下二者差異也在允許誤差范圍之內。驗證了該模型可行性較好，該參數化CRN模型可用于預測低排放燃燒室的污染物排放量和出口溫度。

化學反應器網絡模型；低排放燃燒室；CFD數值模擬；參數化；污染物排放；航空發動機

0　引言

目前，化石燃料的燃燒過程已經成為非?？煽康哪芰縼碓?。燃氣輪機燃燒室內的燃燒情況直接影響到燃氣輪機的性能和排放?；瘜W反應網絡（CRN）會定量地提供燃燒室中氮氧化物和一氧化碳的生成結果，對燃燒室的設計、優化環節以及燃燒系統污染物排放的減少非常有幫助。

在國外，Sturgess［1］運用區域建模的思想研究了貧油預混燃燒室內的貧油熄火情況；Steele［2］構建了HP-JSR反應器，應用2個PSR串聯的簡單網絡模型對污染物排放進行預測，預測結果與試驗數據吻合得很好；Nicol等［3］運用由1個PSR和一系列PFR組成的模型，研究了在甲烷和空氣預混燃燒情況下，不同的反應機理對NOX排放的影響；Sturgess和Shouse［4］運用CFD-CRN方法對燃燒室內污染排放進行了研究，CRN模型能夠較好地滿足流場以及化學反應計算的要求；Bengtsson［5-6］采用單個PSR和單個PFR的簡單網絡模型對燃氣輪機燃燒室內NOx排放進行了模擬，計算結果與試驗結果基本一致；Bhargava等［7］利用PSR和PFR構建了CRN模型，并研究了當量比以及壓力對NOx和CO排放特性的影響；Rutar［8-9］通過PSR模型，運用GRI Mech 3.0化學動力學反應機理，成功預測了高壓射流反應器下NOx和CO的排放量；Falcitelli等［10］運用通用算法構建了CRN模型，研究了影響污染物生成的因素；Mohamed和Rizk等［11-14］構建CRN網絡模型研究了當量比、停留時間以及溫度對CO 和NOx排放特性的影響；Novosselov［15］等對某燃氣輪機燃燒室污染物的形成機理進行了詳細分析，構建了復雜的CRN網絡模型，詳細介紹了CRN網絡模型的構建過程，計算結果與試驗結果高度吻合；Mancini等［16］采用同樣的步驟構建了化學反應網絡模型RNM，預測NOx的生成與測量結果誤差在5%以內。

本文采用自編程軟件實現了化學反應機理文件的解析、化學熱力學平衡計算、化學反應動力學計算、CRN網絡組建以及參數化計算，利用該軟件建立某低排放燃燒室的參數化反應器網絡模型，對燃燒室的不同工況進行模擬，并把模擬結果與試驗結果進行對比，確定模型的正確性。

1　燃燒室結構

本文研究的燃燒室為低排放燃燒室，為了研究方便，把該燃燒室簡化為單管圓筒燃燒室，其結構如圖1所示。

該低排放燃燒室裝有雙環預混旋流的燃燒室頭部，由主混合器、值班旋流器以及噴嘴系統等部分組成，如圖2所示。以雙環預混旋流（TAPS）為基礎，同時引入了多點燃油直接噴射技術（MLDI）。

圖1　低排放燃燒室結構

圖2　TAPS/MLDI燃燒室頭部

2　CFD數值模擬結果分析

本文數值模擬的進口工況為試驗工況（爬升），其參數見表1。

利用Gambit軟件對低排放燃燒室結構進行建模和網格劃分，生成3維網格節點總數為235萬，網格單元總數為855萬。

在低排放燃燒室燃燒流場計算過程中，燃燒室流場計算采用隱式的分離式求解器，近壁面采用標準的壁面函數處理，湍流模型為標準k-ε模型，燃料為航空煤油，分子式為C12H23，氧化劑為空氣。燃燒狀態為穩態燃燒過程，燃燒過程為擴散燃燒或非預混燃燒，化學反應初始條件通過PDF文件生成。求解所用的算法為SIMPLE算法，壓力方程采用2階精度進行離散，動量、湍流動能及其耗散率、能量、混合分數、混合分數脈動均方值等方程的離散采用QUICK格式離散；把火焰筒壁面假設為固壁，按照Fluent軟件的判斷收斂準則，所得的計算結果的進出、口流量相對誤差小于5%，全部殘差小于1.0×10-3。

表1　爬升狀態的計算工況

低排放燃燒室中心截面溫度分布如圖3所示。從圖中可見，在爬升狀態下燃燒室的高溫區可以分為2部分：值班級高溫區域和主級高溫區域。值班級的燃燒屬于擴散燃燒，燃油濃度較高，形成了值班級高溫區域。由于主混合器徑向進氣方向與噴嘴噴出的燃油噴射方向相反，有利于燃油的噴射、霧化與摻混，同時主混合器內大部分燃油沿圓周共8個單點直射式噴嘴進行噴射，周向供油比較均勻，導致主混合器出口油氣摻混均勻，基本上屬于預混和半預混燃燒。因此，主級燃燒溫度非常均勻，主級高溫區的面積較小。隨著冷卻空氣的進入，在沿燃燒室氣流的流動方向上，混合氣的溫度逐漸降低。

圖3　爬升狀態燃燒室中心截面溫度分布

圖4　爬升狀態燃燒室中心截面速度流線

低排放燃燒室中心截面速度流線如圖4所示。從圖中可見，回流區域可以分為2部分：主回流區（PRZ）和角回流區（CRZ）?？諝饬鹘?級軸向值班旋流器后形成旋流并與從徑向旋流器流出的旋轉射流相互作用，形成1個穩定的中心回流區又稱主回流區（PRZ），以提供點火源保證火焰穩定。在燃燒室頭部壁面附近角落處還出現角回流區（CRZ），這是燃燒室頭部突擴結構造成的。來自主混合器與值班旋流器的旋轉射流之間的速度差形成了剪切層，其存在有助于燃燒過程中的油氣摻混。由于低排放燃燒室頭部設計采用弱旋流，并且火焰筒上不存在主燃孔對回流區長度的限制，因此低排放燃燒室頭部主回流區比較長。

燃燒室中心截面NOx質量分數分布圖5所示，從圖中可見，由于值班級的燃燒屬于擴散燃燒，燃油濃度較高，燃燒溫度超過1900 K，因此形成了NOx的主要生產區域；而在主級燃燒區域后面，氮氧化物的生成量很小，這是由于主級旋流器和值班級旋流器的共同作用使得主級油氣摻混比較均勻，燃燒比較充分，另外，主級大量空氣的進入降低了主級高溫區后的反應區溫度，使得溫度高于1900 K的區域減小，造成NOx的生成量迅速減少。隨著軸向距離增加，大量冷卻空氣進入燃燒室，降低了燃氣的溫度，抑制了熱力NOx的生成，同時也稀釋了來流燃氣，降低了出口NOx的質量分數。

圖5　爬升狀態燃燒室中心截面NOx質量分數

燃燒室中心截面當量比分布如圖6所示。從圖中可見，主級和值班級進口處的當量比數值較大，其噴嘴噴出大小不同的油珠，形成1個油霧錐面，在油珠運動過程中不斷吸熱蒸發。值班級、主級的燃油油珠從噴出到完全蒸發時間約為毫秒級和微秒級，因此值班級噴入的燃油油珠的生命周期比主級的明顯長，值班級火焰為擴散火焰，而主級油珠在徑向旋流器空腔中就完全蒸發，進入燃燒室時已經接近預混燃燒或半預混燃燒過程。

圖6　爬升狀態下當量比分布

燃燒室Z=0截面Da分布如圖7所示。針對燃氣輪機燃燒室不同區域的模擬是用PSR還是用PFR，是由燃燒室內不同區域的化學反應尺度以及湍流尺度來決定的，即用Da（Da為特征流動時間與化學反應時間的比值）來決定。一般而言，針對多組分化學系統，因為化學反應時間的變化跨度很大，所以Da變化范圍也較大。一般規定若Da＜1的區域，用PSR來模擬，而Da＞1的區域，則用PFR來模擬。從圖中可見，燃燒室的前半部分Da＜1，因此，前半部分燃燒室的各部分區域大都可以用PSR來表示。燃燒室的后半部分Da＞1，因此，前半部分燃燒室的各部分區域大都可以用PFR來表示。

圖7　爬升狀態下Z=0截面Da分布

3　反應網絡模型的設計及參數化

3.1燃燒室區域劃分

在進行燃燒室區域劃分時，由于燃燒室已簡化為單管圓筒燃燒室，并且各工況為穩態工況，中心線上任意1個截面的流態都相同，并且該截面關于中心線對稱，因此可以使用截面的一半對燃燒室結構進行劃分。

從圖7中可見，燃燒室前面大部分區域Da＜1，所以可以用PSR來表示，而燃燒室尾部區域Da＞1，所以可以用PFR表示。從由圖3中可見，在燃燒室中部偏后的位置，溫度變化不大，并且從圖7、8中可知該部分的摻混比較均勻，大部分區域Da＜1。Da＞1的部分是由于大量的冷卻氣體進入并且不與混合物發生反應，為了簡化計算，把該區域統一分為PSR?？紤]到燃燒室的進口位置和流動曲線，燃燒室前部可以劃分為幾個反應器。從圖4中可見，進口的流動可以分為2種不同的氣流，分別為值班級和主級。在主級旋流器作用下，主級氣流沿著靠近壁面的位置向后流動，形成1個高溫區，該高溫區可以利用1個PSR表示。在主級高溫區的后面，氣流的溫度迅速降低，這樣造成了流動時間變長，Da＞1，該區域可以用1個PFR表示。從圖中可見，值班級的燃燒方式為擴散燃燒，燃燒區域內的當量比沿半徑方向逐漸變小，需要把該區域分為3部分。在該區域中值班級入口附近，Da＞1，這是由于燃料液滴的蒸發燃燒造成的，但該區域的混合比較均勻，反應比較劇烈，所以也可以用PSR反應器表示?；旌蠚庋剌S向流動時，燃油蒸汽和空氣逐漸摻混均勻。此時，混合氣的當量比趨于穩定，并且混合氣均來自于值班級上游的3個不同的反應器。燃燒室劃分的結果如圖8所示。

圖8　低排放燃燒室結構劃分

3.2網絡模型的生成

利用自編程軟件對燃燒室建模，生成低污染燃燒室所對應的CRN模型，通過對CFD模擬生成的云圖觀察對比，發現在燃燒室的頭部區域，NOx的質量分數很高，隨著氣流沿軸向運動，NOx的質量分數逐漸減小，這是由于冷卻氣體在回流和卷吸的作用下進入燃燒室的內部反應稀釋造成的。因此，需要在燃燒室中部PSR的進口處添加1個空氣進口，從而得到完整的低污染燃燒室CRN結構，如圖9所示。

圖9　低污染燃燒室的CRN結構

3.3網絡模型的參數化

網絡模型的參數化提供了1個快捷的途徑對燃燒室進行分區計算?？梢酝ㄟ^輸入一些初始參數得到燃燒室的出口溫度和各組分的質量分數。網絡模型的參數化包括空氣量、燃油量和燃燒室結構的參數化。

3.3.1空氣量的參數化

空氣量的多少對各反應器中燃料的燃燒和污染物的生成有很大影響。隨著空氣流量的減少，當量比增大，燃燒狀態會逐漸從貧油燃燒過渡到富油燃燒，而污染物的排放量會先增加后減少。值班級進口的燃燒方式為擴散燃燒，由于燃油與空氣沒有混合均勻，雖然整體的當量比小于1，但是局部的燃燒區域混合氣的當量比仍然要大于1。主級進口的燃燒方式為預混或半預混燃燒，相比較擴散燃燒來說，在當量比大于1時，預混燃燒的NOx轉化率會變成1個常數，而在擴散燃燒時，轉化率隨當量比的減小而增大。確定值班級燃燒區域的當量比大小，可以用于計算相對應燃油流量下的空氣量。

從圖9中可見，網絡結構中空氣量被分為6部分，分別是主級空氣量、值班級空氣量1～3、中部摻混空氣量和冷卻空氣量。初始參數給出了主級空氣流量和值班級空氣流量的百分比。中部摻混空氣量的百分比與油氣比有關。剩余空氣為冷卻氣量。值班級空氣量2、3可以通過燃油流量和相對應的當量比計算出來。而值班級空氣量1可以通過值班級總空氣量與值班級空氣量2、3相減得到。

3.3.2燃油量的參數化

在主級供油情況下（如爬升狀態），油量的分配根據初始參數確定。燃油進口有2個，分別是主級和值班級燃油進口。在主級不供油情況下（例如：慢車狀態），燃油進口為1個，即值班級燃油進口。根據圖9燃油量分為2部分，分別是值班級殘留油量和值班級燃油量。值班級殘留油量的分配與該狀態下的油氣比呈一定的函數關系。

2種情況都需要對網絡中值班級燃油量進行劃分。3個值班級燃油進口的燃油流量按照一定比例劃分，并且進口油量總和等于值班級燃油量。

3.3.3燃燒室結構的參數化

網絡模型中反應器的幾何尺寸可以從2個方面進行定義，即停留時間和反應器體積。在已知燃燒室的結構劃分時，很容易利用反應器體積和幾何尺寸進行定義。從圖8中可見，網絡模型中各反應器沿軸向的長度和沿徑向的寬度分別與燃燒室的總長和半徑有一定的比例關系，可以通過這些比例關系對網絡模型中各反應器的體積容量進行量化。

為了避免采用定量方式計算燃燒室各反應區域體積所帶來的誤差，對燃燒室各部分的體積進行修正。每個反應區域的體積都乘以1個修正系數，然后利用優化方案對某個區間內的修正系數按照一定的間隔進行計算，在各方案中找出1組修正系數使得在該組修正系數下的模擬結果與試驗結果吻合得很好。因此，對燃燒室中主級PSR1、主級PSR2、主級PFR、值班級PSR1、值班級PSR2、值班級PSR3和值班級PSR4的體積進行了修正。

由于定量假設主級PSR體積時所選用的長度比較合適，在假定修正系數時選取修正系數的范圍為0.8～1.2，變化間隔為0.1，因此，每個工況都有1024組計算結果可供篩選。各反應器的體積公式見表2。

通過表2中的計算公式可以得出每個反應器的體積，進而通過給定燃燒室的直徑和長度對各反應器的體積進行計算。試驗工況1的優化方案如圖10所示?？梢酝瑫r設置多個工況進行計算，本文對5個工況進行優化。

優化方案的已知欄中設置了進口壓力pi，進口溫度T，燃油總量ot，空氣總量at和主級燃油比例om。目標欄中設置了混合器。t代表混合器出口溫度和混合器，NO代表混合器出口NOx排放量。在輸入優化變量欄中，變量a1、a2、a3分別表示主級PSR1、PSR3和PFR的修正系數。由于在設置變量時，a4和a5已經用于表示其他變量，為了避免重復。用變量a6表示值班級PSR1、PSR2和PSR3的修正系數，用變量a7表示值班級PSR4的修正系數。

表2　各反應器的體積公式

圖10　各工況的優化方案

3.4運行參數以及結果

首先，對燃燒室的結構進行定性劃分，按比例計算出各反應器的體積。其次，對各反應器體積中的長度尺寸利用優化方案選項進行優化。最后，選擇與試驗值相近的優化方案作為該工況下的模擬方案。對比各工況的優化方案結果可得，當a1=0.9，a2=0.8，a3= 0.8，a6=1.1，a7=0.9時，各工況下的模擬結果與試驗結果相差較小。

采用該自編程軟件對低排放燃燒室出口NOx排放特性進行模擬，模擬過程中所用燃料為航空煤油的替代燃料（C12H23），反應機理采用C12H23的骨干化學反應機理。本文在不同工況下對構建的化學反應器網絡模型進行驗證。其中工況5為中國燃氣渦輪研究院提供的試驗工況，其余為在南京航空航天大學能源與動力學院燃燒試驗室獲取的另外1組試驗數據。具體運行參數見表3，模擬結果與試驗結果對比見表4。

表3　燃料和空氣的進口參數

表4　模擬結果與試驗結果對比

工況1～4為慢車狀態下的工況，進口壓力、進口溫度和值班級燃油分配都相同，所以可以將這4種工況的出口溫度和出口NOx質量分數進行比較。出口NOx排放量的試驗值與模擬值都隨著油氣比的增大而增大，各工況下的模擬值都略大于該工況下的試驗值。但在工況3處，試驗值的曲線中有1個拐點，這可能是由于試驗誤差所造成的。除工況3外，在其他3個工況下，試驗值與模擬值的誤差都在6.3%以內。出口溫度的試驗值與模擬值都隨著油氣比的增大而升高，除工況1外，其他工況下的試驗值均大于模擬值，且二者的誤差都在6%以內，符合模擬要求。從表3中數據可見，處于爬升狀態工況5下的進口壓力和進口溫度都比較大，該工況增加了主級供油并且供油量占總油量的87%，所以工況5應該與工況1～4分開單獨比較。從表4中數據對比可知，工況5下NOx排放量的模擬結果與試驗值非常接近，而溫度的模擬結果與試驗值有一定偏差，但其誤差在允許范圍內。

由于初始狀態條件相同，比較了工況1～4的模擬值和試驗值。出口NOx的變化曲線如圖11所示。從圖中可見，模擬值與試驗值的誤差相差不大，并且隨著工況的變化，模擬值和試驗值都會隨著燃燒室的各工況變化逐漸遞增。出口溫度隨工況的變化曲線如圖12所示，模擬值與試驗值都隨著工況的變化呈上升趨勢。

圖11　出口NOx的排放量隨工況變化曲線

圖12　出口溫度隨工況的變化曲線

從圖11、12中的變化趨勢可以歸結出油氣比對出口NOx排放量和出口溫度的影響，油氣比增大，即是燃油比例增加，這時反應區域的當量比增大，并向最佳當量比靠近，反應更加劇烈，反應產生的溫度越來越高，NOx的生成與反應區的溫度有很大關系，溫度越高，NOx的生成量越大，即隨著油氣比的增大，出口的NOx排放量增加和出口溫度升高。

4　結論

對某低排放燃燒室建立參數化反應網絡模型，利用Gambit軟件建立3維模型，并采用CFD方法對燃燒室進行數值模擬，再用模擬結果對燃燒室結構進行劃分，得到低排放燃燒室的化學反應網絡模型。對模型中各反應器的體積、進口空氣流量和進口燃油流量進行參數化。建立各反應器的體積與燃燒室幾何尺寸之間的關系，可以使得體積隨燃燒室幾何尺寸的變化而變化，建立1套完整的參數化化學反應器網絡模型。

（1）參數化網絡模型的計算結果與試驗值相差不大，驗證了參數化網絡模型具有一定的實際意義和參考價值。

（2）利用驗證過的參數化網絡模型對慢車工況進行預測，預測結果可以用于指導燃燒室的優化設計。而在爬升工況下，需要較多的試驗數據才能進行驗證。

［1］Sturgess G J，Heneghan S P，Vangsness M D，et al.Lean blowout in a research combustor at simulated low pressures［J］.Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，1996，118（4）：773-781.

［2］Steele R C.NOx and N2O formation in lean-premixed jet-stirred reactors operated from 1 to 7 atm［D］.Washington：University of Washington，1995.

［3］Nicol D G，Steele R C，Marinov N M，et al.The importance of the nitrous oxide pathway to NOx in lean-premixed combustion［J］.Journal of Engineering for Gas Turbine and Power，1995，117：100-111.

［4］Sturgess G，Shouse D T.A hybrid model for calculating lean blow-outs in practical combustors［R］.AIAA-96-3125.

［5］Bengtsson K U M.Experimental and numerical study of the NOx formation in high-pressure lean an premixed combustion of methane［D］. Zürich：Swiss Federal Institute of Technology，1998.

［6］Bengtsson K U M，Benz P，Schaeren R，et al.NyOx formation in lean premixed combustion of methane in a high-pressure jet-stirred reactor ［J］.Proc.Combust.Inst，1998，27：1393-1401.

［7］Bhargava A，Kendrick DW，Colket MB，et al.Pressure effect on NOx and CO emissions in industrial gas turbines［R］.ASME 2000-GT-97.

［8］Rutar T.NOx and CO formation for lean-premixed methane-air combustion in a jet-stirred reactor operated at elevated pressure［D］. Washington：University of Washington，2000.

［9］Rutar T，Malte P C，Kramlich J C.Investigation of NOx and CO formation in lean-premixed，methane-air，high-intensity，confined flames at elevated pressures［J］.Proceedings of the Combustion Institute，2000，28：2435-2441.

［10］Falcitelli M，Pasini S，Rossi N，Tognotti L.CFD+reactor network analysis：an integrated methodology for the modeling and optimisation of industrial systems for energy saving and pollution reduction［J］. Applied Thermal Engineering，2002，22（8）：971-973.

［11］Mohamed H，Ticha H，Hamed S.Simulation of pollutant emissions from a gas-turbine combustor［J］.Combustor Science and Technology，2004，176：819-834.

［12］Rizk NK，Mongia H C.NOx model for lean combustion concept［R］. AIAA-92-3341.

［13］Rizk NK，Mongia H C.Semi-analytical correlations for NOx，CO，and UHC emissions［J］.Journal of Engineering for Gas Turbine and Power，1993，115：612-619.

［14］Rizk N K，Mongia H C.Emissions predictions of different gas turbine combustors［R］.AIAA-94-0118.

［15］Novosselov I V，Malte P C，Yuan J，et al.Chemical reactor network application to emissions prediction for industrial DLE gas turbine［R］. ASME 2006-GT-90282.

［16］Tullin C J，Sarofim A F，Beer J M.Formation of NO and N2O in coal combustion：the relative importance of volatile and char nitrogen［J］. Journal of the Institute of Energy，1993，66：207-215.

（編輯：張寶玲）

Parameterized Chemical Reactor Networks Molds of Low-Emission Combustor

LIU Chuang，LI Peng-fei，LIU Yong，ZHU Dong-qing，JIN Ren-han
（Jiangsu Province Key Laboratory of Aerospace Power System，Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，Nanjing 210016，China）

In order to master the pollutant emission of a low-emission combustor，the parameters of the low-emission combustor Chemical Reactor Networks（CRN）models were studied.CFD numerical simulation on the combustor under climbing condition was carried out，the simulation results were analyzed，combustor structures were divided and the parameterized CRN models were obtained.Then the combustor structural parameters and inlet parameters were defined by self-programming software，and the simulation results and test results of the parameterized CRN models were compared under different conditions.The results under idle condition are similar，meanwhile，the comparison of results under climbing conditions are within the allowed error range，which verify the feasibility of the models.Therefore，the parameterized CRN models can be used to forecast the low-emission combustor pollutant emission and outlet temperature.

chemical reactor networks models；low-emission combustor；CFD numerical simulation；parameterized；pollutant；TAPS emission；aeroengine

V 231.2

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2016.02.003

2015-07-20

劉闖（1989），男，在讀碩士研究生，研究方向為航空發動機程序設計和編寫；E-mail：liuchuangsnail@163.com

引用格式：劉闖，李鵬飛，劉勇，等.某低排放燃燒室化學反應器網絡模型的參數化［J］.航空發動機，2016，42（2）：11-16.LIUChuang，LIPengfei，LIUYong，et al.Parameterizedchemicalreactornetworksmoldsof low-emissioncombustor［J］.Aeroengine，2016，42（2）：11-16.