在全球节能减排的背景下，低NOx排放成为燃烧系统的重要设计指标[1]。借助高效、准确的NOx生成预测模型辅助燃烧室设计有助于深入理解NOx的空间生成特性，实现NOx排放的精准控制[2-3]。
数值模拟作为一种重要的研究手段，在NOx生成特性的预测中表现出较好的经济性和适用性[3-4]。现有研究结果表明：当燃料中不包含N元素时，NOx生成路径主要为热力型路径、快速型路径、N2O中间体路径和NNH路径[5]。鉴于NOx生成机理的复杂性，耦合详细反应机理的数值模拟会消耗大量的计算资源，而耦合简化机理则会显著降低模拟精度[4]。考虑到组分场中的NOx含量相对较少、NOx生成反应的时间尺度远大于燃烧放热反应的时间尺度、NOx生成速率主要由反应动力学主导等因素，研究人员提出了一系列简化的NOx模拟模型，包括NOx后处理模型法[6]、解耦详细反应机理法[6]以及在FGM(flamelet generated manfold)燃烧模型中附加NOx输运方程法[7-10]等。
上述模型均避免了在湍流燃烧中直接求解复杂的化学反应，其基本思路均是在获得温度和重要组分浓度分布后单独求解NOx输运方程。其中，NOx后处理模型往往采用平衡假设[11]和部分平衡假设[12-13]来假定O和OH自由基浓度，并采用经验公式拟合法[6, 14]来模拟燃料类型对快速型NOx生成速率的影响。解耦详细反应机理法[6]假定NOx化学不会影响燃烧场的重要组分浓度，数值模拟工作首先不计算NOx化学而只求解动量、能量和C、H、O组分方程，在获得速度场、温度场和重要组分场(C、H、O)后保持速度、温度和重要组分浓度分布不变，单独求解NOx化学。相较于NOx后处理模型法，解耦详细反应机理法不需要对O、OH自由基浓度进行假设，可直接求解NOx的生成及消耗反应，但该模型并未考虑湍流对NOx生成的影响，且只可应用于稳态数值模拟[6]。FGM燃烧模型将温度与燃烧过程中的关键组分浓度映射到进程变量和混合分数上，并通过假定的联合概率密度函数模拟湍流对燃烧反应的影响[15]，该模型可在不牺牲太多计算精度的前提下大幅减少计算时间[16]。NOx生成反应的时间尺度远大于燃料燃烧反应的时间尺度，因此直接从概率密度函数表中读取的NOx质量分数与实际结果会有较大偏差。为此，研究人员提出向该模型中单独附加NOx的输运方程来求解NOx[7-10]。在附加的NOx输运方程中，除NOx质量分数需单独求解外，其他组分的质量分数可直接从概率密度函数表中获取。
大量数值模拟研究均论证了NOx后处理模型法和附加NOx输运方程法对NOx生成特性模拟的适用性，但针对解耦详细反应机理法的研究较少，该模型对NOx生成特性模拟的适用性缺乏验证。此外，现有研究往往只针对一种NOx数值模型分析其适用性，不同NOx数值模型之间的差异性尚不清晰。在针对NOx后处理模型法适用性的研究工作中，李威等[17]验证了NOx后处理模型法在预混旋流燃烧室中的适用性，结果表明：绝热火焰温度低于1 900 K时，NOx后处理模型法会略微低估燃烧室NOx排放；超过这一温度后，NOx后处理模型法会高估燃烧室NOx排放(误差超过25%)。文[18-19]的数值模拟结果同样表明: 当燃烧温度较低时，NOx后处理模型法会低估燃烧室的NOx排放量。但康尧等[20]指出，即使燃烧室中存在大于2 000 K的高温区，NOx后处理模型法依旧低估了19.10%~29.60%的NOx排放。可以看出，NOx后处理模型只可定性，而不可定量地预测NOx污染物排放量[6]，且该模型对NOx空间分布特性模拟的适用性尚不明确。在针对附加NOx输运方程法适用性的研究工作中，文[7-8]的研究结果均表明：相较于原始FGM燃烧模型，在FGM模型中附加NOx输运方程可显著提高NOx的计算精度。但Mallouppas等[21]在对某工业燃气轮机燃烧室的数值模拟工作中指出，即使在FGM燃烧模型中附加NOx输运方程，燃烧室出口NOx排放的计算误差仍大于170%。
可以看出，不同研究工作者针对不同NOx数值模型的适用性及差异性给出了一些相似或截然不同的结论，不同NOx数值模型的适用性及差异性仍不清晰，NOx数值模型的选择仍存在一定的复杂性。为此，本文以3种典型的燃烧模式(扩散燃烧Sandia Flame D[22]、旋流预混燃烧剑桥旋流火焰[23]及采用部分预混燃烧的燃气轮机燃烧室[21, 24-26])为研究对象，详细讨论了不同NOx数值模型对上述3种燃烧模式下NOx空间分布和生成特性模拟结果的差异性。
1 数值模型采用ANSYS Fluent进行数值模拟。本文的研究对象均为强湍流火焰，且燃烧反应满足火焰面假设，因此湍流模型选取标准k-ε模型[27]，所有壁面条件均为绝热条件下的无滑移壁面，燃烧模型选用FGM模型[7-10, 18-19]，化学反应动力学机理选取GRI- Mech 3.0[28]。压力-速度耦合算法选用SIMPLE算法，除压力项采用二阶差分格式外，其余物理量均采用二阶迎风差分格式。湍流模型、燃烧模型的验证结果见文[29]。
1.1 NOx后处理模型法在热力型NOx计算过程中，N自由基浓度近似符合准稳态假设[30]。对于热力型NOx、N2O中间体型NOx计算过程中涉及O和OH自由基浓度，采用部分平衡假设[12-13]，即
| $ {Q_{\rm{O}}} = 36.64\sqrt {T \cdot {Q_{{{\rm{O}}_2}}}} {{\rm{e}}^{ - 27123/T}}{\rm{. }} $ | (1) |
| $ {Q_{{\rm{OH}}}} = 212.9{T^{ - 0.57}}{{\rm{e}}^{ - 4595/T}}\sqrt {{Q_{\rm{O}}} \cdot {Q_{{{\rm{H}}_2}{\rm{O}}}}} . $ | (2) |
其中：Qi为组分i的浓度，mol/m3；T为温度，K。
对于快速型NOx，其生成速率可表示为[6]
| $ \begin{array}{c} \frac{{{\rm{d}}{Q_{{\rm{N}}{{\rm{o}}_x}}}}}{{{\rm{d}}t}} = 6.46 \times {10^6}{(RT/P)^{a + 1}} \cdot \\ f{Q_{{{\rm{O}}_2}}}^a{Q_{{{\rm{N}}_2}}}{Q_{{\rm{C}}{{\rm{H}}_4}}}{{\rm{e}}^{\frac{{ - {\rm{Ea}}}}{{RT}}}}. \end{array} $ | (3) |
其中：t为时间，s；反应活化能Ea=303 474.125 J/mol；当量比修正系数f=4.831 9-23.2ϕ+ 32ϕ2-12.2ϕ3，ϕ为局部当量比；R为气体常数；P为压力，Pa；O2的反应级数a可表示为[14]
| $ a = \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {1.0, }&{{X_{{{\rm{O}}_2}}} \le 0.0041;}\\ { - 3.95 - 0.9\ln {X_{{{\rm{O}}_2}}}, }&{0.0041 \le {X_{{{\rm{O}}_2}}} \le 0.0111;}\\ { - 0.35 - 0.1\ln {X_{{{\rm{O}}_2}}}, }&{0.0111 \le {X_{{{\rm{O}}_2}}} \le 0.0300;}\\ {0, }&{{X_{{{\rm{O}}_2}}} \le 0.0300.} \end{array}} \right. $ | (4) |
其中，XO2为O2的摩尔分数。
湍流对NOx生成速率的影响采用β-PDF(β-probability density function)概率密度函数进行描述[6]。
1.2 解耦详细反应机理法在获得稳态的燃烧场后，假定除含氮(N)组分外的其余组分的质量分数不变，求解时只求解包含N组分的基元反应。其中，C、O组分的质量分数从概率密度函数表中直接读取，含N组分的组分输运方程如下[6]：
| $ \frac{\partial }{{\partial t}}\left( {\rho {Y_i}} \right) + \nabla \cdot \left( {\rho v{Y_i}} \right) = - \nabla \cdot {J_i} + {R_i}. $ | (5) |
其中：ρ为密度，Yi为组分i的质量分数，v为速度，Ji为组分i的扩散通量，Ri为组分i的净生成速率。
1.3 附加NOx输运方程法在FGM燃烧模型中附加的组分输运方程的通用表达式如下[6-8]：
| $ \begin{array}{c} \frac{{\partial \left( {\rho {Y_i}} \right)}}{{\partial t}} + \nabla \cdot \left( {\rho v{Y_i}} \right) = \\ \nabla \cdot \left[ {\left( {\frac{k}{{{C_p}}} + \frac{\mu }{{{S_c}}}} \right)\nabla {Y_i}} \right] + \rho {S_{{Y_i}}}. \end{array} $ | (6) |
其中：k为热导率，Cp为定压比热容，湍流Sc=0.7，μ为湍流黏度，SYi为组分i的净生成速率，其计算方法如下[6]：
| $ {S_{{Y_i}}} = {S_{{Y_i}, {\rm{ fwd }}}} - {S_{{Y_i}, {\rm{ rev }}}}\frac{{{Y_i}}}{{{Y_{i, {\rm{PDF}}}}}}. $ | (7) |
其中：SYi, fwd为组分i的生成速率，SYi, rev为组分i的消耗速率，Yi, PDF为联合概率密度函数表中存储的组分i的质量分数。
2 结果分析与讨论 2.1 射流扩散火焰以开放空间的射流扩散火焰Sandia Flame D[22]为研究对象，图 1所示为Sandia Flame D喷嘴的三维物理模型示意图，考虑到模型的对称性，将坐标原点设置在喷嘴出口的中心位置，数值模拟网格采用如图 1b所示的二维计算网格。网格划分细节、网格无关性验证结果见文[31-32]，计算边界条件见表 1。
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| 图 1 射流扩散火焰Sandia Flame D物理模型及网格划分 |
图 2为射流扩散火焰对称轴上温度和NO质量分数的计算结果，其中Z/D为距离喷嘴的相对距离，Z为纵坐标(单位mm)，射流入口喷嘴的直径D=7.2 mm，Z/D=0为喷嘴出口位置。由图 2可知，采用标准k-ε湍流模型和FGM燃烧模型可较好地预测甲烷射流火焰的温度分布。对于NO，NOx后处理模型法和解耦详细反应机理法在所有位置均低估了NO的质量分数；附加NOx输运方程法可以较好地预测火焰位置(25.0 < Z/D < 45.0)的NO分布，但低估了火焰后方(Z/D> 45.0)的NO浓度。原因是，在火焰后方，大量冷空气参与掺混，稀释了火焰后方的组分浓度。数值模拟工作未能准确地再现这一过程，导致火焰后方NO浓度误差较大。在Z/D>71.5时，NOx后处理模型法的计算精度最好，但计算值与实验值之间仍存在较大误差。
为深入分析NOx数值模型的差异性，图 3给出NO净生成速率沿火焰对称轴的分布情况。结合图 2、3可知，采用解耦详细反应机理法时，NO生成速率的峰值位于火焰后方(Z/D>45.0)，该位置温度低于NO大量生成的温度范围(T>1 800 K)，因此解耦详细反应机理法不能准确预测本算例的NO生成速率。采用NOx后处理模型法和附加NOx输运方程法时，NO生成速率峰值位置位于最高温度点附近，认为这两种模型可更为准确地预测NO的生成位置。与附加NOx输运方程法相比，NOx后处理模型法和解耦详细反应机理法对火焰位置(25.0 < Z/D < 45.0)的NO净生成速率的计算值较低。对于火焰后方，NOx后处理模型法和附加NOx输运方程法的计算结果均显示在火焰后方(Z/D>50.0)NO生成速率显著降低，这是因为火焰后方温度较低，限制了NO的生成。
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| 图 3 射流扩散火焰中NO净生成速率 |
图 4给出了火焰对称轴上N2O、NO2质量分数计算结果。由于Fluent的NOx后处理模型并未对NO2建模，因此在NO2质量分数分布图中并未给出NOx后处理模型法的计算结果。
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| 图 4 射流扩散火焰中N2O和NO2质量分数分布 |
对比图 2和4可知，采用解耦详细反应机理法时，对称轴上的NO2含量很低，几乎可以忽略，在Z/D>60.0的火焰后方N2O浓度有所升高。采用NOx后处理模型法和附加NOx输运方程法对N2O质量分数有着类似的计算结果，但采用NOx后处理模型法会获得更高的N2O浓度结果。对比图 2和4还可知，N2O质量分数峰值位置在NO峰值位置的下游，而NO2质量分数的峰值位置位于NO质量分数峰值位置。相较于NO，NO2和N2O的生成量较少，火焰后方NOx排放中, NO占比超过95.00%。
2.2 旋流预混火焰以开放空间的剑桥旋流火焰SW3(火焰编号)[23]为研究对象，图 5给出剑桥旋流火焰喷嘴的结构示意图及计算域网格划分，其中网格为六面体结构网格，网格划分细节及网格无关性验证结果见文[31]。由于本研究不关注喷嘴内的流动状态，并且考虑到模型的对称性，因此将坐标原点设置在喷嘴出口的中心位置。计算边界条件见表 2，其中燃料为甲烷，空气和燃料的温度均为300 K。
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| 图 5 旋流预混火焰示意图及网格划分 |
图 6给出剑桥旋流火焰的模型验证结果。由图 6可知，所选取的数值模型可较好地反映旋流预混火焰的速度、温度及组分分布，验证了湍流模型和燃烧模型的有效性。
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| 图 6 剑桥旋流火焰模型验证结果 |
图 7—10所示为旋流预混火焰喷嘴出口下游80 mm×50 mm区域的温度分布和NO、NO2和N2O质量分数分布云图，并给出文[33]NO-PLIF(NO-激光诱导荧光实验)的瞬时测量结果。从图 8可以看出，旋流预混火焰的中心位置有着较高的NO浓度，这是由于该位置受伴流冷空气的影响较弱且射流火焰当量比较高，中心位置温度较高，促进了NO的生成。上述3种NOx数值模型均较好地再现了喷嘴出口中心位置的高NO浓度，附加NOx输运方程法有着最高的NO浓度计算结果，可较好地再现旋流预混火焰的NO分布，而NOx后处理模型法和解耦详细反应机理法均低估了火焰锋面位置的NO浓度。
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| 图 7 旋流预混火焰温度分布 |
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| 图 9 旋流预混火焰NO2质量分数分布 |
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| 图 10 旋流预混火焰N2O质量分数分布 |
由于Fluent的NOx后处理模型并未对NO2建模，因此图 9未给出NOx后处理模型法的计算结果。与射流扩散火焰的NO2分布类似，采用附加NOx输运方程法时火焰锋面位置NO2浓度较高，而解耦详细反应机理法时该位置NO2浓度较低。
由图 10的N2O质量分数分布云图可知，与射流扩散火焰结果类似，NOx后处理模型法和附加NOx输运方程法计算结果相近，N2O最大浓度出现在喷嘴下游的内剪切层位置，但附加NOx输运方程法的N2O预测值略低。不同于射流扩散火焰，解耦详细反应机理会更高地估计旋流预混火焰的火焰锋面位置和火焰锋面下游的N2O浓度。
2.3 燃气轮机燃烧室燃气轮机燃烧室的计算域网格划分见图 11。其中，网格为六面体结构网格。网格划分细节及网格无关性验证结果见文[31-32]。该燃烧室的旋流器为一个旋流数约为1.3的径向旋流器，燃料从位于旋流器叶片的燃料喷孔喷出并与空气掺混后进行燃烧，燃烧当量比约为0.613[26]。燃烧室的操作压力为3×105 Pa，空气入口速度4.87 m/s，伴流空气入口速度6.64 m/s(其作用为吹扫下游可视化视窗防止烧蚀)，燃料流量6.2 g/s，空气温度685.3 K，燃料(甲烷)温度319.8 K[26]。由于模型具有对称性，因此将坐标原点设置在中轴线的起点。
图 12给出旋流器出口下游90 mm位置CH4和CO2质量分数沿径向分布情况作为数值模型验证。由图 12可知，所采用的数值模型可较好地描述燃烧室内的组分分布情况，平均误差为21%，具有一定的适用性。
表 3给出燃烧室出口NOx污染物排放的计算值和NO的实验测量值[26]，其中所有浓度均按15%氧浓度折算。以附加NOx输运方程法为基准，出口NOx排放中NO、NO2和N2O占比分别为98.25%、0.33%、1.42%。与2.1节和2.2节的结论类似，解耦详细反应机理法严重地低估了燃烧室出口的NO排放；附加NOx输运方程法和NOx后处理模型法计算结果相近，二者与实验测量的误差分别为48.76%(质量分数为5.90×10-6)和29.75%(质量分数为3.60×10-6)。
图 13给出燃烧室子午面位置NO质量分数和净生成速率分布云图，图 14给出燃烧室子午面位置温度云图来表征火焰形态。考虑到该燃烧室的组分场具有对称性，因此图 13上半部分为NO质量分数，下半部分为NO净生成速率。由于采用不同NOx数值模型时NO质量分数和净生成速率差异较大，因此对图 13a和13b的云图进行了比例缩放。由图 13可知，采用不同NOx数值模型时，NO净生成速率最高的位置均位于火焰面位置，并且附加NOx输运方程法具有最高的NO净生成速率，这是因为快速型NOx主要在火焰面生成。由于解耦详细反应机理法低估了火焰面和火焰后方的NO生成速率，因此该模型的计算精度较差。对于附加NOx输运方程法，虽然火焰面位置NO净生成速率较高，但火焰后方的NO净生成速率很低，导致火焰后方NO浓度变化较小。而从图 14的温度分布可以看出，火焰后方温度高于1 800 K，热力型NOx可在火焰后方缓慢生成。结合图 2和8，可认为附加NOx输运方程法可较好地预测火焰锋面位置的NOx生成速率和质量分数分布，但会低估火焰后方的热力型NOx生成速率。相较于附加NOx输运方程法，NOx后处理模型法低估了火焰面的NO净生成速率，但该模型可较好地再现焰锋面后方热力型NOx的生成，因此该模型对燃烧室出口NO排放有着较好的计算精度。
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| 图 13 燃烧室子午面NO质量分数及净生成速率分布 |
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| 图 14 燃烧室子午面温度分布 |
图 15给出燃烧室子午面位置的NO2和N2O质量分数分布云图。由于Fluent的NOx后处理模型并未对NO2建模，因此图 15并未给出NOx后处理模型法对NO2的计算结果。考虑到该燃烧室的组分场具有对称性，因此图 15上半部分为NO2质量分数，下半部分为N2O质量分数。相较于NO，NO2和N2O的生成量较少，其中NO2的生成量最少。对于污染物N2O，采用NOx后处理模型法时，N2O质量分数分布较为均匀；采用解耦详细反应机理法时，N2O主要集中在燃烧室的下游位置；采用附加NOx输运方程法时，火焰锋面的N2O浓度较高，火焰锋面下游N2O浓度下降且分布较为均匀。
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| 图 15 燃烧室子午面NO2和N2O质量分数分布 |
根据2.1节和2.2节所述，附加NOx输运方程法和NOx后处理模型法对燃烧室NO排放有着相对较高的精度，但二者在预测N2O生成特性的结果方面有所不同。考虑到N2O也可能会贡献一定量的NOx排放，为明确NOx后处理模型法和附加NOx输运方程法对N2O生成特性模拟的差异性，图 16给出常温、常压条件下当量比为0.700的甲烷/空气层流火焰中N2O质量分布和温度分布。可以看出，随着燃烧反应的进行，N2O质量分数先升高后降低，并在温度达到最高值后N2O质量分数达到最大值，这与湍流射流火焰中采用附加NOx输运方程法对N2O的计算结果相近，而NOx后处理模型法并不能很好地再现这一现象。对比图 4、10、15和16可知，附加NOx输运方程法可较好地预测火焰附近的N2O生成特性。需要注意的是：图 4中N2O在火焰后方质量分数的下降主要是由于火焰后方空气的掺混作用。
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| 图 16 甲烷/空气层流火焰中N2O质量分布和温度分布 |
3 结论
1) 对于射流扩散火焰、旋流预混火焰和燃气轮机燃烧室而言，火焰后方NO占总NOx的95.00%以上，N2O的生成量较少，NO2的生成量极少。
2) NOx后处理模型法可较好地预测NOx生成位置和火焰后方NOx生成速率，可定性地预测射流扩散火焰、旋流预混火焰的NOx分布，对燃气轮机燃烧室出口NO排放的预测误差约为29.75% (质量分数为3.60×10-6)。该模型会低估火焰锋面位置的NOx生成速率，并且不能再现火焰锋面附近N2O浓度先升高后下降的变化规律。
3) 解耦详细反应机理法不能很好地再现NOx生成速率及NOx质量分数的空间分布。
4) 附加NOx输运方程法对火焰锋面位置的NOx生成量和生成速率有着最好的计算精度，但该模型低估了火焰锋面后方的NOx生成速率，并高估了燃气轮机燃烧室的NO排放，约48.76%(质量分数为5.90×10-6)。
| [1] |
WANG L J, WANG J, TAN X D, et al. Analysis of NOx pollution characteristics in the atmospheric environment in Changchun city[J]. Atmosphere, 2020, 11(1): 30. |
| [2] |
AHMAD N, NAIRUI L, TARIQ M, et al. NOx emission prediction analysis and comparison in gas turbine combustor utilizing CFD and CRN combined approach[C]//Proceedings of the Sixth International Conference on Aerospace Science and Engineering (ICASE). Islamabad, Pakistan: IEEE, 2019: 1-9.
|
| [3] |
YOUSEFIAN S, BOURQUE G, MONAGHAN R F D. Review of hybrid emissions prediction tools and uncertainty quantification methods for gas turbine combustion systems[C]//ASME Turbo Expo 2017: Turbomachinery Technical Conference and Exposition. Charlotte, USA: ASME, 2017: V04BT04A005.
|
| [4] |
母滨, 雷福林, 邵卫卫, 等. 贫预混燃烧室化学反应器网络模型建模及不确定性分析[J]. 航空动力学报, 2019, 34(10): 2108-2119. MU B, LEI F L, SHAO W W, et al. Modeling and uncertainty analysis of chemical reactor network model in lean premixed combustion chamber[J]. Journal of Aerospace Power, 2019, 34(10): 2108-2119. (in Chinese) |
| [5] |
GLARBORG P, MILLER J A, RUSCIC B, et al. Modeling nitrogen chemistry in combustion[J]. Progress in Energy and Combustion Science, 2018, 67: 31-68. DOI:10.1016/j.pecs.2018.01.002 |
| [6] |
MATSSON J E. An Introduction to ANSYS Fluent 2022[M]. Kansas: Sdc Publications, 2022.
|
| [7] |
KETELHEUN A, OLBRICHT C, HAHN F, et al. NO prediction in turbulent flames using LES/FGM with additional transport equations[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2011, 33(2): 2975-2982. DOI:10.1016/j.proci.2010.07.021 |
| [8] |
唐军, 宋文艳. 基于FGM和附加输运方程的NO数值模拟方法研究[J]. 推进技术, 2017, 38(7): 1523-1531. TANG J, SONG W Y. Numerical study of NO formation with FGM and an additional transport equation[J]. Journal of Propulsion Technology, 2017, 38(7): 1523-1531. (in Chinese) |
| [9] |
VAN OIJEN J A, DE GOEY L P H. Predicting NO formation with Flamelet generated manifolds[C]//Proceedings of the 4th European Combustion Meeting. Vienna, Austria: TU Wien, 2009: 810248.
|
| [10] |
AN Z H, ZHANG M, ZHANG W J, et al. Emission prediction and analysis on CH4/NH3/air swirl flames with LES-FGM method[J]. Fuel, 2021, 304: 121370. DOI:10.1016/j.fuel.2021.121370 |
| [11] |
WESTENBERG A A. Kinetics of NO and CO in lean, premixed hydrocarbon-air flames[J]. Combustion Science and Technology, 1971, 4(1): 59-64. DOI:10.1080/00102207108952472 |
| [12] |
WARNATZ J. NOx formation in high temperature processes[D]. Germany: University of Stuttgart, 2001.
|
| [13] |
BAULCH D L, COBOS C J, COX R A, et al. Evaluated kinetic data for combustion modelling[J]. Journal of Physical and Chemical Reference Data, 1992, 21(3): 411-734. DOI:10.1063/1.555908 |
| [14] |
DE SOETE G G. Overall reaction rates of NO and N2 formation from fuel nitrogen[J]. Symposium (international) on Combustion, 1975, 15(1): 1093-1102. DOI:10.1016/S0082-0784(75)80374-2 |
| [15] |
VAN OIJEN J A, DE GOEY L P H. Modelling of premixed laminar flames using flamelet-generated manifolds[J]. Combustion Science and Technology, 2000, 161(1): 113-137. DOI:10.1080/00102200008935814 |
| [16] |
DONINI A, BASTIAANS R J M, VAN OIJEN J A, et al. A 5-D implementation of FGM for the large eddy simulation of a stratified swirled flame with heat loss in a gas turbine combustor[J]. Flow, Turbulence and Combustion, 2017, 98(3): 887-922. DOI:10.1007/s10494-016-9777-7 |
| [17] |
李威, 张哲巅. 某航空发动机燃烧室天然气湿燃烧数值模拟研究[J]. 热能动力工程, 2021, 36(5): 126-133. LI W, ZHANG Z D. Numerical investigation on a jet-engine combustor fueled by humidified natural gas[J]. Journal of Engineering for Thermal Energy and Power, 2021, 36(5): 126-133. (in Chinese) |
| [18] |
刘富强, 张栋芳, 崔耀欣, 等. 某重型燃气轮机环形燃烧室的数值模拟[J]. 燃气轮机技术, 2011, 24(1): 20-25. LIU F Q, ZHANG D F, CUI Y X, et al. Numerical simulation of combustion flow in the heavy gas turbine annular combustor[J]. Gas Turbine Technology, 2011, 24(1): 20-25. DOI:10.3969/j.issn.1009-2889.2011.01.005 (in Chinese) |
| [19] |
党新宪, 赵坚行, 吉洪湖. 双旋流器燃烧室NOx生成研究[J]. 航空动力学报, 2008, 23(3): 430-435. DANG X X, ZHAO J X, JI H H. A study on NOx formation for double swirler combustor[J]. Journal of Aerospace Power, 2008, 23(3): 430-435. (in Chinese) |
| [20] |
康尧, 林宇震, 付镇柏, 等. 台阶高度对LESS燃烧室的影响研究[J]. 推进技术, 2014, 35(7): 941-949. KANG Y, LIN Y Z, FU Z B, et al. Effects of step height on low emission stirred swirl combustor[J]. Journal of Propulsion Technology, 2014, 35(7): 941-949. (in Chinese) |
| [21] |
MALLOUPPAS G, GOLDIN G, ZHANG Y Z, et al. Investigation of an industrial gas turbine combustor and pollutant formation using LES[C]//ASME Turbo Expo 2017: Turbomachinery Technical Conference and Exposition. Charlotte, USA: ASME, 2017: V04BT04A039.
|
| [22] |
BARLOW R S, FRANK J H. Pilotes CH4/Air Flames C, D, E, and F: Release 2.1[R/OL]. [2010-05-10]. http://www.sandia.gov/TNF/DataArch/FlameD.html.
|
| [23] |
SWEENEY M S, HOCHGREB S, DUNN M J, et al. The structure of turbulent stratified and premixed methane/air flames Ⅱ: Swirling flows[J]. Combustion and Flame, 2012, 159(9): 2912-2929. DOI:10.1016/j.combustflame.2012.05.014 |
| [24] |
STOPPER U, AIGNER M, MEIER W, et al. Flow field and combustion characterization of premixed gas turbine flames by planar laser techniques[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2009, 131(2): 021504. DOI:10.1115/1.2969093 |
| [25] |
STOPPER U, AIGNER M, AX H, et al. PIV, 2D-LIF and 1D-Raman measurements of flow field, composition and temperature in premixed gas turbine flames[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2010, 34(3): 396-403. |
| [26] |
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. |
| [27] |
LAUNDER B E, SPALDING D B. Lectures in mathematical models of turbulence[M]. London: Academic Press, 1972.
|
| [28] |
SMITH G P, GOLDEN D M, FRENKLACH M, et al. GRI-MECH 3.0[EB/OL]. (1999-08-06)[2022-12-21]. http://www.me.berkeley.edu/gri_mech/.
|
| [29] |
孙继昊. 甲烷/空气机理简化及燃烧室污染物空间分布[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工程大学, 2020. SUN J H. Reduction of methane/air mechanism and spatial distribution of combustor pollutants[D]. Harbin: Harbin Engineering University, 2020. (in Chinese) |
| [30] |
TURNS S R. Introduction to combustion: Concepts and applications[M]. New York: McGraw-Hill Companies, 1996.
|
| [31] |
徐琛, 孙继昊, 赵宁波. O3对射流火焰燃烧特性影响的数值研究[J]. 燃气涡轮试验与研究, 2021, 34(1): 27-33. XU C, SUN J H, ZHAO N B. Numerical study of the effect of O3 on combustion characteristics of jet flame[J]. Gas Turbine Experiment and Research, 2021, 34(1): 27-33. (in Chinese) |
| [32] |
SUN J H, ZHANG Z H, LIU X, et al. Reduced methane combustion mechanism and verification, validation, and accreditation (VV&A) in CFD for NO emission prediction[J]. Journal of Thermal Science, 2021, 30(2): 610-623. |
| [33] |
APELOIG J, GAUTIER P, SALAVN E, et al. PLIF measurements of nitric oxide and hydroxyl radicals distributions in swirled stratified premixed flames[C/OL]//Instituto Superior Técnico-Center for Innovation, Technology and Policy Research. (2016-07-04)[2022-12-21]. https://www.repository.cam.ac.uk/handle/1810/262800.
|