環(huán)形火焰穩(wěn)定器形狀對燃燒性能的影響

0其他復(fù)雜幾何結(jié)構(gòu)的三維加力燃燒室模擬航空車輛輔助燃料室的數(shù)值模擬是車輛設(shè)計(jì)過程中的重要組成部分。由于完整的加力燃燒室由幾個(gè)組件組成，流場幾何結(jié)構(gòu)極其復(fù)雜，難以區(qū)分網(wǎng)格，因此很難計(jì)算整個(gè)三維加力燃燒室的趨勢。到目前為止，許多研究工作都是在只有一行或兩圈圓形穩(wěn)定器的二維加力燃燒室進(jìn)行的。葉桃紅等人使用微分曲線坐標(biāo)模擬了穩(wěn)定器和擴(kuò)壓器的幾何形狀，并在二維上取得了良好的結(jié)果。然而，曲線坐標(biāo)很難應(yīng)用于復(fù)雜的幾何結(jié)構(gòu)的三維加力燃燒室。此外，一些研究也集中在三維幾何輔助燃燒室。ravhandarn在國內(nèi)外對一系列波形偶氮焚燒流場進(jìn)行了模擬。同時(shí)，研究了具有兩個(gè)環(huán)形穩(wěn)定探測器和一系列圓形固定器的動態(tài)燃燒室內(nèi)的三維堆流場。同時(shí)，研究了具有兩種環(huán)形固定器和一周徑向固定器的動態(tài)燃料流場的波瓣電阻器。由于動態(tài)混合器、混合器和加力燃燒室擴(kuò)壓器的壁面設(shè)計(jì)和網(wǎng)場的形狀。由于帶有內(nèi)、外、負(fù)流量積的計(jì)算機(jī)技術(shù)，網(wǎng)格的邊界非常粗糙，因此計(jì)算結(jié)果不可避免，而且對對稱場的分析也不完整。無結(jié)構(gòu)網(wǎng)格技術(shù)可以將非常復(fù)雜的幾何體分開，生成所需的網(wǎng)格，而不是處理幾何體的近似關(guān)系。該方法適合于復(fù)雜幾何結(jié)構(gòu)的輔助室內(nèi)數(shù)值模擬，并為輔助室內(nèi)光線的設(shè)計(jì)和研究提供技術(shù)支持。允許，unaune等人使用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和xml方法對復(fù)雜幾何結(jié)構(gòu)的輔助室內(nèi)火災(zāi)過程進(jìn)行初步研究，但計(jì)算值不足，且溫度明顯過高。本文基于Fluent軟件,采用無結(jié)構(gòu)網(wǎng)格技術(shù),對具有三圈環(huán)形穩(wěn)定器的渦噴加力燃燒室湍流燃燒進(jìn)行數(shù)值研究.針對渦噴加力燃燒室內(nèi)部氣流速度大、噴油系統(tǒng)復(fù)雜、液霧體積率很小的特點(diǎn),本文采用歐拉-拉格朗日方法處理兩相流動,Arrhenius-EBU模型處理化學(xué)反應(yīng),首先得到了一步反應(yīng)機(jī)理下的加力燃燒室流場,然后進(jìn)一步研究了不同化學(xué)反應(yīng)機(jī)理和火焰穩(wěn)定器結(jié)構(gòu)對計(jì)算結(jié)果的影響.1使用的基本物理模型1.1對連續(xù)相采用歐拉方法進(jìn)行處理,湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)的雙方程k-ε模型,在歐拉坐標(biāo)系中氣相場諸守恒方程的通用形式為??x(ρu?)+??y(ρv?)+??z(ρw?)=??x(Γ????x)+??y(Γ????y)+??z(Γ????z)+S?+Sp?.(1)??x(ρu?)+??y(ρv?)+??z(ρw?)=??x(Γ????x)+??y(Γ????y)+??z(Γ????z)+S?+Sp?.(1)式中,?=1為連續(xù)性方程,?=u,v,w,k,ε,h,mi,分別對應(yīng)于3個(gè)速度分量、湍流動能、湍流動能耗散率、焓及組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù);Sρ?為顆粒相和連續(xù)相的質(zhì)量、動量和能量的相互作用源項(xiàng),通過隨機(jī)的軌道模型計(jì)算.連續(xù)相采用SIMPLE方法進(jìn)行求解.離散相顆粒的隨機(jī)軌道求解在Lagrange坐標(biāo)系下進(jìn)行,賦予每個(gè)離散相顆粒一定的初始尺寸、溫度、位置和速度,通過對Newton第二定律建立的微分方程進(jìn)行積分得到顆粒的瞬時(shí)速度.在對速度的微分表達(dá)式進(jìn)行積分就得到離散相顆粒的軌跡.顆粒的湍流擴(kuò)散應(yīng)用隨機(jī)顆粒軌道模型進(jìn)行模擬.1.2化學(xué)動力學(xué)模型航空煤油用CxHy表示.一步反應(yīng):CxΗy+(x+y/4)Ο2→xCΟ2+(y/2)Η2Ο.CxHy+(x+y/4)O2→xCO2+(y/2)H2O.兩步反應(yīng):CxΗy+(x/2+y/4)Ο2→xCΟ+(y/2)Η2Ο,CΟ+0.5Ο2→CΟ2.CxHy+(x/2+y/4)O2→xCO+(y/2)H2O,CO+0.5O2→CO2.本文采用Magnussen和Hjertager的擴(kuò)展的EBU湍流燃燒模型,化學(xué)反應(yīng)速率由化學(xué)動力學(xué)Rci和湍流混合速率Rti的最小值決定:Rti=Cρεkmin{mi,moxsi,∑mprB(1+si)},(2)Rci=AmaimboxΤcexp(-Ei/RΤ).(3)Rti=Cρεkmin{mi,moxsi,∑mprB(1+si)},(2)Rci=AmaimboxTcexp(?Ei/RT).(3)式中,下標(biāo)i表示第i個(gè)反應(yīng),A,a,b,c及活化能Ei用C8H18的值代替,模型常數(shù)C和B分別取4.0和2.0.2計(jì)算與分析2.1隨機(jī)顆粒軌道模型圖1為渦噴加力燃燒室結(jié)構(gòu)及噴嘴位置分布示意圖.圖1中計(jì)算的渦噴加力燃燒室長3m(實(shí)際為2.4m),內(nèi)置外、中、內(nèi)三個(gè)環(huán)形火焰穩(wěn)定器.全空間共有280個(gè)噴嘴,主要分布在環(huán)形穩(wěn)定器的前端.液態(tài)燃油顆粒的質(zhì)量加載率約為0.04.盡管燃燒室的幾何結(jié)構(gòu)和噴嘴的布置具有周期性,但由于采用隨機(jī)顆粒軌道模型,不宜采用周期性邊界條件,應(yīng)對整個(gè)加力燃燒室進(jìn)行數(shù)值模擬.在燃燒室入口處采用質(zhì)量進(jìn)口邊界條件,出口處采用充分發(fā)展的出口邊界條件,壁面近似采用絕熱邊界條件.由于加力燃燒室內(nèi)氣流流動的雷諾數(shù)很高,計(jì)算采用壁面函數(shù)方法處理近壁面湍流流動.液霧的初始直徑采用Rosin-Rammler分布,每個(gè)噴嘴用900條軌道進(jìn)行模擬.在PentiumⅣ2.6G的PC上計(jì)算一次顆粒軌道用時(shí)約2min(280個(gè)噴嘴),顆粒蒸發(fā)主要在環(huán)形穩(wěn)定器之前,軌道很短,體現(xiàn)了加力燃燒室預(yù)蒸發(fā)型燃燒的特點(diǎn).由于加力燃燒室中環(huán)形穩(wěn)定器的存在,使加力燃燒室的結(jié)構(gòu)相對復(fù)雜,為了在渦噴加力燃燒室中生成高質(zhì)量網(wǎng)格,本文采用分區(qū)域網(wǎng)格劃分,在一、三區(qū)中采用源面投影的方法生成六面體網(wǎng)格,在二區(qū)中生成四面體網(wǎng)格,見圖2.該計(jì)算區(qū)域共包括體網(wǎng)格713632個(gè),面網(wǎng)格1748701個(gè),區(qū)域之間采用面網(wǎng)格耦合過渡,沒有采用非一致網(wǎng)格,網(wǎng)格具有很好的等角性.2.2回流區(qū)體積增大,總壓恢復(fù)系數(shù)和燃燒效率本文首先數(shù)值研究了真實(shí)的V形火焰穩(wěn)定器和簡化的不開口的三角形火焰穩(wěn)定器對計(jì)算結(jié)果的影響,兩者特征尺寸相同,計(jì)算結(jié)果對比如圖3～5.圖3是不同結(jié)構(gòu)環(huán)形穩(wěn)定器后部回流區(qū)速度分布.由圖3可以看到將三角形環(huán)型穩(wěn)定器后部挖空后,回流區(qū)長度和體積增加,主要原因是三角形鈍體后部挖空后增加了鈍體后部低壓區(qū)的范圍,使得逆壓力梯度影響的范圍也隨之增大,又由于氣流粘性作用的影響,回流區(qū)的長度增加,而回流區(qū)寬度并沒有發(fā)生明顯變化,故回流區(qū)體積增大,為了保證流動的連續(xù)性其他區(qū)域氣流速度必須增加.同時(shí)回流區(qū)體積增大對其他加力燃燒室參數(shù)的影響是明顯的.從圖4(子午面上的溫度分布比較)中可以看到溫度分布的兩個(gè)主要變化:①鈍體附近的化學(xué)反應(yīng)區(qū)域擴(kuò)大;②化學(xué)反應(yīng)區(qū)域溫度分布更加均勻,燃燒的平均溫度提高.回流區(qū)域的增大也使氧化劑和燃料之間能夠更加充分地混合,增大了鈍體后部尾跡區(qū)域氣流之間的強(qiáng)烈剪切作用的范圍,增大了鈍體及其尾跡附近的湍流混合,提高了平均燃燒溫度.沿軸向的總壓恢復(fù)系數(shù)和燃燒效率是衡量燃燒室性能的兩個(gè)重要參數(shù).計(jì)算公式為總壓恢復(fù)系數(shù)=任意截面平均總壓進(jìn)口的平均總壓?燃燒效率=任意截面的總焓-進(jìn)口的總焓-噴入燃料的焓值噴入燃燒的總熱值.圖5表明,總壓恢復(fù)系數(shù)在進(jìn)口段變化較平緩,總壓下降主要是壁面阻力及湍流混合導(dǎo)致;在穩(wěn)定器區(qū)域,由于穩(wěn)定器的阻塞及穩(wěn)定器后面的火焰的加熱作用,總壓恢復(fù)系數(shù)下降很快,這之后總壓恢復(fù)系數(shù)又趨于平緩,總壓下降是湍流粘性耗散和壁面阻力導(dǎo)致的.燃燒效率曲線表明在進(jìn)口階段,沒有燃燒,在穩(wěn)定器后面燃燒效率升高很快,在穩(wěn)定器后面有火焰存在.對于三角形環(huán)形穩(wěn)定器計(jì)算得到的出口處總壓恢復(fù)系數(shù)為0.936,燃燒效率為84.73%,V形槽結(jié)構(gòu)得到的出口處總壓恢復(fù)系數(shù)為0.928,燃燒效率為86.4%.實(shí)驗(yàn)測得的總壓恢復(fù)系數(shù)為0.92～0.93,燃燒效率為88%～89%.可見,采用真實(shí)的V形槽穩(wěn)定器時(shí),在總壓恢復(fù)系數(shù)和燃燒效率兩方面取得了與實(shí)驗(yàn)值較符合的結(jié)果,也反應(yīng)了穩(wěn)定器結(jié)構(gòu)對燃燒效率的改進(jìn)作用.燃燒過程的改善使得溫度場更為均勻,提高了燃燒效率.回流區(qū)的增大,加強(qiáng)了穩(wěn)定器后部的渦旋耗散,增加了尾渦阻力,加上燃燒效率的提高而導(dǎo)致的更多反應(yīng)熱量釋放,使得總壓恢復(fù)系數(shù)下降.2.3加力燃燒室氣體濃度的分布為了得到燃燒過程的重要中間產(chǎn)物一氧化碳的分布,更為真實(shí)地模擬加力燃燒室中的化學(xué)反應(yīng)過程,將一步反應(yīng)機(jī)理變?yōu)閮刹椒磻?yīng)機(jī)理進(jìn)行處理.圖6～9是對真實(shí)的V形槽火焰穩(wěn)定器的加力燃燒室的兩步反應(yīng)模擬結(jié)果.圖6中截取了加力燃燒室的兩個(gè)特征截面:A面(噴油嘴分布最多的子午面)和B面(沒有噴油嘴分布的子午面)來反應(yīng)溫度在加力燃燒室全空間的分布情況.化學(xué)反應(yīng)為兩步反應(yīng)機(jī)理后溫度場中火焰張角比一步反應(yīng)略小,火焰顯得瘦長,主要體現(xiàn)在靠近鈍體后一段區(qū)域內(nèi).圖7中仍用A、B兩個(gè)截面反映整個(gè)加力燃燒室中一氧化碳濃度的分布情況,可以看到在靠近加力燃燒室壁面附近一氧化碳濃度低,沿徑向向中心移動,一氧化碳濃度逐漸增大,在靠近中心線處又迅速降低;一氧化碳濃度的極值出現(xiàn)在距離鈍體一定距離的空間,主要位于環(huán)形穩(wěn)定器兩側(cè).圖8為氣相燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)在垂直于X軸截面上的分布情況,在靠近穩(wěn)定器附近大量的液霧蒸發(fā)變成氣相燃料,穩(wěn)定器后方由于有火焰存在,燃料消耗較快,也可以看出湍流輸運(yùn)對燃料和氧化劑的混合作用很有限.圖9為V形槽火焰穩(wěn)定器兩步反應(yīng)機(jī)理的燃料分布和總壓恢復(fù)系數(shù)及燃燒效率曲線同一步反應(yīng)機(jī)理的比較,可以看到加入兩步反應(yīng)后燃燒效率為85.9%,低于一步反應(yīng)機(jī)理的86.4%,相應(yīng)的總壓恢復(fù)系數(shù)從0.928升高至0.935.3單相燃燒模型的驗(yàn)證本文通過對速度場、溫度場、化學(xué)組分場、離散相分布、總壓恢復(fù)系數(shù)、燃燒效率以及引入多步反應(yīng)和不同穩(wěn)定器結(jié)構(gòu)結(jié)果的比較和分析,從多方面驗(yàn)證了我們采用的渦噴加力燃燒室湍流兩相燃燒計(jì)算模型的合理性,其計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值比較接近.通過分析,我們得到渦噴加力室湍流兩相燃燒數(shù)值模擬的幾個(gè)特點(diǎn):(Ⅰ)離散相模型能夠很好地模擬加力燃燒室湍流兩相燃燒中液相的運(yùn)動