基于cfd的航改燃气轮机燃烧室数值模拟分析

基于cfd的航改燃气轮机燃烧室数值模拟分析

1cfd技术的应用缺陷近年来，随着计算流量动力学（cpd）的发展和计算燃烧科学的发展，计算机工作效率的显著提高，燃烧值模拟技术发展迅速。结果表明，二维和平面炮内的内流场具有较大的粘性，并以三维、定常和粘性流为特征。通过对燃烧室方案进行CFD数值模拟计算,可以预测燃烧室内流场和温度场分布的细节,进行燃烧室优化设计。总体上说,CFD数值计算技术的应用,使燃烧室设计逐步摆脱了经验设计方法,缩短了研制周期,减少了研制费用。燃气轮机燃烧室内的流动、相变、传热、传质和化学反应以及彼此间的相互作用,使得燃烧过程非常复杂。在燃气轮机燃烧室的传统设计中,主要依靠经验和半经验公式完成初步方案设计,然后,进行大量的流体和热态燃烧试验,以完成设计方案的选择和优化。这样的全尺寸试验通常花费高昂,并且很难模拟发动机真实的工作压力。而且,对高温高压的燃烧室,仅能测量其出口参数,无法测量其内部流场和温度场。本文应用CFD计算方法,对QD128航改燃气轮机燃烧室进行了三维数值模拟计算分析。2天然气喷嘴点火系统QD128燃气轮机是以某型航空发动机为原型机,自行研制的以天然气为燃料的具有中等功率水平的工业用燃气轮机。该燃气轮机燃烧室为环形结构(如图1所示),沿周向分布15个天然气喷嘴。对原型机燃烧室所做的主要改动,一是取消了液体燃料喷嘴,改为天然气喷嘴,二是将间接点火方式改为直接点火方式;对火焰筒的结构改动较小,空气流量分配未进行调整。在该燃气轮机研制过程中,由于当时没有天然气气源及相关储气设备,因此没有进行以天然气为燃料的燃烧室全环试验,也就未能录取燃气轮机燃烧室的燃烧效率和出口温度分布系数等方面的性能数据,这给燃烧室的优化和改进设计带来了一定的难度。3计算值的方法3.1燃烧结构的简化应用三维数值模拟方法对燃烧室进行了计算分析。三维CFD数值模拟的计算域为环形燃烧室24扇形段,即1个喷嘴的工作区域。计算域包括扩压器、内外二股腔道、火焰筒在内的全部区域,如图2所示;网格总数约为110万。为了减少计算工作量,并方便计算网格的划分,提高网格质量,在建模过程中,对燃烧室结构进行了适度简化:(1)火焰筒壁面上的气膜孔简化为周向分布的气膜环,按等面积进行折算。(2)火焰筒头部头锥外环上的进气孔简化为进气槽。(3)未模拟燃烧室进口卸荷腔通气管和喷嘴体等对燃烧室流场的影响。3.2湍流模型的选取及模型优化采用SIMPLE压力速度耦合算法,求解雷诺平均的N-S方程;应用了二阶迎风差分(secondorderup-wind)格式。燃烧模型采用非预混概率密度函数(PDF)燃烧模型;辐射计算采用P-1辐射模型;壁面函数采用标准壁面函数。湍流模型的选取对燃烧室内流场、温度场的准确性影响较大。在计算过程中,分别选择Standardk-ε以及改进的RNGk-ε和Realizablek-ε3种湍流模型来完成选取,并将3种湍流模型的计算结果与航机燃烧室的试验结果进行对比,选择适合计算的湍流模型。在对燃用航空煤油的航机燃烧室的CFD数值计算中,采用离散相模型,完成气、液两相掺混、蒸发和燃烧计算。对双油路离心式雾化喷嘴的工作,通过在离散相模型中设置喷雾锥来模拟。指定燃烧室空气和燃料进口为质量入口边界条件,给定质量流量和温度;燃烧室出口为压力出口边界条件,给定静压;固体壁面采用绝热壁面;指定燃烧室侧面为周期性边界条件。4计算结果和分析4.1燃烧性能对比对航机燃烧室的数值模拟计算,采用3种湍流模型来完成。通过比较燃烧室试验结果,选择合适的湍流模型。计算状态与燃用航空煤油的燃烧室的性能试验状态一致,其中燃烧室进口空气流量为1.389kg/s,进口温度为634K,进口总压为0.4769MPa,燃料流量为0.031kg/s。采用3种湍流模型完成的燃烧室速度场分布和根据水流试验模拟照片绘制的燃烧室流型如图3所示。从图中可以看出,3种湍流模型的速度场分布基本一致;由于受涡流器的强旋流作用,在主燃区内形成较大的低速回流区。主燃孔、掺混孔的射流深度、方向与水流模拟的试验结果相符。采用3种湍流模型得到的燃烧室喷嘴截面总温分布如图4所示。从图中可以看出,采用Standardk-ε湍流模型得到的和Realizablek-ε湍流模型得到的温度场计算结果比较接近,在外壁主燃孔后存在局部高温区;采用RNGk-ε湍流模型得到的温度场计算结果,特别是其中的主燃区和主燃孔后高温区的形状和位置,与采用其它2种湍流模型得到的有所不同。采用3种湍流模型得到的燃烧室出口截面总温分布如图5所示。从图中可以看出,在燃烧室出口截面上,采用3种湍流模型分别得到的计算结果彼此差别较大。这也说明,不同的湍流模型对计算结果的影响很大。为了定量比较采用3种湍流模型得到的计算结果的准确性,将采用3种湍流模型得到的温度场计算结果与燃烧室性能试验结果进行了对比,对比结果见表1,并如图6所示。从表1中可以看出,航机燃烧室试验测得的OTDF=0.249;采用RNGk-ε湍流模型计算的OTDF=0.489,远大于试验测量结果,与试验结果的偏差为88%;采用Standardk-ε湍流模型计算的OTDF=0.326,与试验结果的偏差为25.5%;采用Realizablek-ε湍流模型计算的OTDF=0.202,与试验结果的偏差为19%。相对而言,采用Realizablek-ε湍流模型得到的计算结果更为准确。从图6中可以看出,采用RNGk-ε湍流模型计算的燃烧室出口温度径向分布系数RTDF与试验结果相比,数值上更为接近,但在高温区位置的与试验结果差别较大;采用Standardk-ε和Realizablek-ε湍流模型得到的RTDF计算结果大于试验值,但在高温区位置的与试验结果相一致,位于叶片相对高度0.7处。相比较而言,采用Realizablek-ε湍流模型得到的计算结果与试验结果的符合性更好。将采用3种湍流模型完成的火焰筒空气流量分配计算结果,与采用一维计算程序得到的计算结果进行了对比,见表2。从表中可以看出,CFD数值计算结果与一维计算程序计算结果比较接近,其中,燃烧室涡流器进气量差别较大。经分析认为,在CFD计算模型中的涡流器建模过程中,未考虑涡流器浮动环和内环上的小孔进气,这可能是造成CFD计算的涡流器进气量相对较小的原因。总的来看,CFD计算的空气流量分配和一维计算程序的计算结果是可以接受的。将采用3种湍流模型得到的燃烧室数值计算结果,与燃烧室水流模拟试验、出口温度场试验以及采用一维程序得到的计算结果进行对比分析,确定了适合CFD计算的湍流模型为Realizablek-ε湍流模型。4.2燃料在天然气d128采用Realizablek-ε湍流模型计算,计算状态为燃气轮机基本负荷状态。其中,燃烧室进口空气流量为3.521kg/s,进口温度为634K,进口总压为1.18MPa,燃料流量为0.067kg/s。计算模型与航机燃烧室的区别为:将液体燃料喷嘴替换为天然气喷嘴;燃料由航空煤油改为天然气,天然气的热值为35.98MJ/Nm3,其成分见表3。燃烧室喷嘴截面速度分布如图7所示。从图中可以看出,在喷嘴下游存在较大的回流区,空气由涡流器流出后,由于切向分速度较大,空气沿头锥壁面流动,在中心形成较大的回流区,有利于燃烧室的稳定燃烧;主燃孔射流的深度较高,基本达到了火焰筒高度的50%,有效切断了头部回流区边界。燃烧室喷嘴截面总温分布如图8所示。从图中可以看出,在主燃孔后存在局部高温区,高温区贴近火焰筒外壁的壁面附近;高温区的存在可能造成火焰筒外壁超温,影响燃烧室的使用寿命。燃烧室出口截面总温分布如图9所示;燃烧室出口温度径向分布系数如图10所示。经比较可以发现,以天然气为燃料的QD128燃气轮机燃烧室出口温度径向分布与使用液体燃料的计算结果基本一致。但在基本负荷状态下,天然气燃烧室出口截面OTDF和RTDF均高于使用液体燃料的计算结果,其原因可能是液体燃料燃烧室的计算状态为中压模拟状态,燃料量远远小于基本负荷状态下的,因此,CFD计算得出的天然气燃烧室的OTDF和RTDF最大值高于液体燃料模拟试验的计算结果。4.3燃烧出口温度场改进措施的数值模拟计算对于工业燃气轮机来说,长寿命的使用要求较航机的更为苛刻。从前面的CFD模拟计算结果可以看出,QD128燃气轮机天然气燃烧室的出口温度场品质与航机燃烧室的基本相当,这对满足燃气轮机长寿命使用要求是不利的。因此,有必要对燃烧室进行适当修改设计,优化的重点是燃烧室出口温度场品质。从图8、9中可以看出,火焰筒内的高温区靠近火焰筒的外壁,特别是外壁主燃孔后存在局部高温区,火焰筒的内壁一侧没有明显的高温区。同时,燃烧室出口截面的温度径向分布也表明,靠近内壁的平均温度明显低于外壁面平均温度,因此,适当减少火焰筒内壁的进气量是改进燃烧室出口温度场品质的设计方向。为了减少改动工作量,采用的改进措施以不改变燃烧室结构为前提,主要通过修改火焰筒上的开孔规律,以调整燃烧室出口温度场品质。由于修改火焰筒的主燃孔对燃烧室的影响较大,因此,减少火焰筒内壁进气量主要通过减少内壁掺混孔的进气量来实现。将火焰筒内壁上对应喷嘴位置的1个掺混孔,由14.4mm×33.4mm的长条孔改为直径为12mm的圆孔,将两侧的11.3mm×27.1mm的长条孔改为直径为10mm的圆孔。修改前、后的内壁掺混孔如图11所示。为了验证改进措施的有效性,对内壁掺混孔尺寸改动后的燃烧室进行了数值模拟计算。计算状态为燃气轮机基本负荷状态。燃烧室喷嘴截面速度分布如图12所示。从图中可以看出,减小火焰筒内壁掺混孔的面积后,内壁掺混孔的射流深度变浅;由于未修改火焰筒主燃孔和涡流器,因此,火焰筒主燃区的流场结构基本未变。燃烧室喷嘴截面总温分布如图13所示。从图中可以看出,火焰筒内壁附近的温度有所提高。燃烧室出口温度分布如图14所示。从图中可以看出,燃烧室出口截面的温度分布更加均匀,计算得到的OTDF=0.20,明显低于QD128燃气轮机原型燃烧室的CFD计算结果(OTDF=0.258)。修改后的内壁掺混孔出口截面总温径向分布系数如图15所示。从图中可以看出,RTDF的分布更加合理,其最大值由原来的0.157下降至0.094,火焰筒外壁的平均温度与内壁平均温度更加接近,有利于提高火焰筒的使用寿命。5湍流模型对燃烧天然气的影响(1)采用3种k-ε湍流模型对使用航空煤油的航机燃烧室进行了CFD计算,并将计算结果与试验结果进行了对比。对比表明,采用Realizablek-ε湍流模型得到的计算结果与燃烧室试验结果更接近,因此,选择Realizablek-ε湍流模型作为计算的湍流模型。(2)采用Realizablek-ε