v槽火焰稳定器应用于燃气发生器时阻塞比和位置的选取

v槽火焰稳定器应用于燃气发生器时阻塞比和位置的选取

1燃气发生器的燃烧特性通过按照设计要求将氧化还原到特定压力、温度、流量和速度参数中，并利用特定目标的空气生成装置。根据燃气发生器工作原理的不同可将燃气发生器分为三类:(1)基于航空发动机技术的燃气发生器;(2)基于固体火箭发动机技术或烟火技术的燃气发生器;(3)基于液体火箭发动机技术的燃气发生器。基于液体火箭发动机技术的燃气发生器具有结构简单、技术成熟的特点。相比基于航空发动机的燃气发生器,其燃料和氧化剂的使用范围更广,能产生符合更多出口参数要求的燃气。相比基于固体火箭发动机的燃气发生器,其准备时间短、可多次使用。因此在超燃冲压发动机试验系统的引射器系统、化学激光器燃烧室等对出口参数要求较高的系统中广泛采用基于液体火箭发动机技术的燃气发生器。纵苏对液氧/煤油燃气发生器进行了试验研究,研究表明燃气中固体炭析出于壁面上,但积炭不严重,对涡轮正常工作没有影响。曹再勇对液氧/煤油富氧燃气发生器进行了数值仿真,指出设置扰流环可以加速燃气的掺混,改善燃气温度的均匀性。田章福研究了低浓度酒精/过氧化氢燃气发生器的点火性能和燃烧性能,分析了余氧系数、燃烧室特征长度和过氧化氢喷注速度等参数对燃气发生器点火性能和燃烧效率的影响。李庆分析了喷嘴尺寸、燃烧室长度和燃烧室构型对燃气发生器燃烧性能的影响。钟战对空气/低浓度酒精燃气发生器的研究表明:气体流速大导致火焰难以在燃烧室内稳定,是燃气发生器点火困难的主要原因。国内外学者对燃气发生器已经进行了大量的研究,由于主要采用液态氧化剂或含氧量较高的气态氧化剂,燃烧室内速度不高,火焰稳定并不是制约燃气发生器点火和燃烧性能的关键因素,因此主要关注燃烧室特征长度等结构参数和余氧系数等工况参数对燃气发生器的影响。随着试验条件的发展,地面试验系统的复杂度逐渐提高,一个大的试验系统往往集成了多个分系统。如超燃冲压发动机自由射流试验系统中就包含空气加热器系统、引射器系统等。试验系统的高度集成对系统的安全性、可靠性和经济性提出了更高的要求。因此在对燃气组分要求不高的引射器系统中,燃气发生器采用煤油这种不易挥发燃料和空气这种易获取、易贮存的氧化剂是适应上述试验系统要求的必然趋势。同时受空气供应能力和燃气出口温度的限制,燃气发生器通常工作于极度富油的状态。根据上述需求设计了空气/煤油燃气发生器,由于空气中含氧量较低造成燃烧室内气流速度较高,同时煤油较为稳定、点火延迟时间较长,空气/煤油燃气发生器中火焰稳定较为困难,需要考虑火焰稳定技术。在高速气流中主要通过构造低速的回流区来获得足够燃料剧烈化学反应所需的停留时间。根据产生回流区机制的不同,火焰稳定技术可以分为钝体火焰稳定技术和气动火焰稳定技术。气动火焰稳定技术主要通过逆向喷射、横向喷射等形成回流区;实际的发动机中更多的采用火焰稳定器来稳定火焰,如航空发动机加力燃烧室中广泛采用V槽火焰稳定器、超燃冲压发动机采用凹腔火焰稳定器等。钝体火焰稳定的研究与喷气式发动机的问世密切相关,至今已进行了60余年。早期的研究主要关注来流速度、燃料种类、混合比、压力、温度、钝体阻塞比和钝体构型对吹熄极限的影响。DeZubay将钝体火焰贫油吹熄时的当量比表示为速度、压力和钝体尺寸的函数Zukoski和Marble引入了使火焰稳定所需的流动和化学反应的特征时间的概念,指出“点火延迟时间”必须小于反应物与高温燃烧产物相互接触的特征流动时间。Plee分析了与钝体火焰贫油吹熄相关的湍流混合、化学反应、液滴蒸发和燃料喷注等过程的特征时间,指出贫油吹熄是剪切层内流动过程与化学反应过程相互竞争的结果。这些研究所得到的钝体火焰吹熄参数的关联式均可表示为Damkue56ehler数的函数形式,Damkue56ehler数是指流动特征时间τf与化学反应特征时间τc之比Ozawa对早期关于贫油熄火的研究进行了综述,指出来流压力、温度、速度、钝体构型、燃料种类和热损失是钝体火焰稳定与吹熄的关键参数。Huelskamp在总结前人的试验数据的基础上对钝体火焰贫油熄火的关联式进行改进,提出了一个更为复杂的预测吹熄当量比的经验公式式中v/D代表钝体后流动时间量级,而压力和温度决定了化学反应的时间量级进而决定了反应物的点火延迟时间。随着测量手段的提高,对火焰吹熄动态过程的研究已成为钝体火焰稳定研究中的重要方面。钝体附近的流场可以划分为四个区域如图1所示,分别为边界层、剪切层、回流区和尾迹。当雷诺数小于2×105时流动主要由剪切层和尾迹主导,边界层的影响很小。剪切层主要表现为K-H不稳定,尾迹主要表现为BVK不稳定。燃烧时由于存在体积膨胀和斜压效应,BVK不稳定受到抑制,火焰主要表现为K-H不稳定,而在钝体火焰接近吹熄时,其流动再次表现为BVK不稳定(Bernard/VonKarmaninstability)。Shanbhogue对钝体焰贫油吹熄的动力学特征进行了总结,将火焰吹熄过程分为两个阶段,首先当火焰面上某个位置的局部变形率超过某个值(称为熄火变形率)后火焰面先穿孔,紧接着火焰的尾迹发生中断,当局部熄火达到一定程度之后火焰最终被吹熄。Chaudhuri采用高速摄影和PIV,OHPLIF同时测量三角形钝体湍流预混火焰吹熄时的速度场和火焰面形状。研究表明:火焰稳定燃烧时火焰面包裹着剪切层,随着来流当量比减小,火焰传播速度减小,使得火焰面与剪切层重叠,剪切层与火焰面相互作用使得火焰面变形率增大,当超过熄火变形率之后出现局部熄火;反应物通过火焰面上的孔洞进入回流区内,使得一方面回流区温度降低剩余火焰被吹熄,另一方面这些反应物与回流区内的高温燃烧产物掺混燃烧形成新的火核,若火核能量足够点燃来流则火焰重新稳定,这种“熄火-再点火”的时间间隔约100ms;在火焰最终被吹熄前这种“熄火-再点火”过程可能会重复几次,当火核能量不能点燃来流时火焰被吹熄。虽然对于钝体火焰稳定与火焰吹熄过程已经进行了大量的研究,但研究还主要集中在预混火焰上,并且主要关心其贫油吹熄极限。关于钝体火焰稳定技术应用于燃气发生器的研究还很少,在火焰稳定器设计上还缺乏成功经验。由于燃气发生器内部工作过程十分复杂,包含燃料的喷注雾化、蒸发与掺混燃烧等过程,火焰稳定器处的来流条件通常是部分预混状态并掺杂着未蒸发的液滴,同时受出口燃气的限制,燃气发生器通常工作于极度富油状态。而目前对上述条件下钝体火焰稳定及火焰吹熄的机理认识还不充分,在贫油预混条件下得到的一些经验公式不能预测钝体火焰的富油吹熄极限。因此研究V型槽这种典型的钝体结构应用于燃气发生器火焰稳定,可以提高燃气发生器的设计水平,加深对富油状态下钝体稳定火焰机理的认识。2试验和模拟基础2.1火焰稳定器的安装位置试验与仿真采用的燃气发生器和V槽火焰稳定器如图2所示。采用点火能量较高的火炬点火方式,煤油喷嘴采用压力旋转雾化喷嘴,空气从煤油喷嘴周围的环缝喷注起到辅助雾化和增强掺混的作用。点火时,火炬生成的高温燃气从喷注器中心喷射进入燃烧室,煤油通过喷嘴以液滴的形式进入燃烧室,在火炬高温燃气的作用下逐渐蒸发并与空气掺混形成部分预混气体,这些预混气体进一步燃烧生成高温燃气并进入V槽后的回流区形成一个持续的点火源。燃气发生器正常工作时,煤油与空气形成的部分预混气体在V槽剪切层内与回流区内的高温燃气掺混并燃烧形成火焰。在燃烧室内共有B,C,D,E四个火焰稳定器的安装位置,距喷注器的距离分别为0.42L,0.48L,0.60L,0.70L,其中L为燃烧室长度。火焰稳定器采用环形V型槽如图3所示,改变槽宽k得到1#,2#,3#火焰稳定器,其阻塞比分别为0.593,0.444,0.296。阻塞比是指火焰稳定器所占流道面积与来流总流道面积之比。2.2系统的主要功能是利用氮气增压试验系统由供应系统、测控系统和台架系统组成,如图4所示。供应系统可以实现煤油和空气的平稳流量供应,采用氮气对煤油储罐进行增压;测控系统可以控制阀门开关和点火,并测量和记录试验过程中的测点压强和流量等参数。压力传感器采用膜片电阻传感器,测量精度为5%FS。2.3数值模型的建立采用Fluent软件求解三维分离隐式N-S方程,采用拉格朗日坐标系下的粒子轨道方法模拟跟踪液滴的运动,采用涡耗散模型计算湍流燃烧,湍流模型采用标准k-ε双方程模型,煤油液滴的尺寸分布通过雾化试验结果直接给出,煤油饱和蒸汽压采用线性模型,不考虑煤油液滴在燃烧室内的二次雾化过程。方程离散采用一阶迎风格式的有限体积法,基于SIMPLE算法迭代求解。网格采用Gambit软件划分,V槽处采用四面体网格,其余位置采用六面体或五面体网格,并对燃烧室壁面、喷嘴、环缝和喷管处的网格进行加密。煤油液滴尺寸分布根据雾化试验结果给出,服从Rosin-Rammler分布,分布指数为2.1,平均直径为80μm。液滴喷注速度垂直于喷注面板,大小由公式ue57fm=CdρAV计算得到,其中Cd为喷嘴雾化试验得到的流量系数,大小为0.12,燃料温度为300K。共计算了6个算例,其火焰稳定器及安装位置如表1所示,试验与算例验证工况如表2所示。3结果与讨论3.1燃气发生器启动和关押过程中火焰的稳定采用1#火焰稳定器安装于D位置进行燃气发生器的点火和燃烧性能试验,试验工况如表2所示,得到燃烧室压力曲线如图5所示。从燃烧室压力曲线上可以看出在火炬点火之前由于空气充填造成的燃烧室压力上升已趋于平稳,约为1MPa。火炬工作阶段为燃气发生器的启动阶段,此时火炬产生的高温燃气在高速气流的作用下进入火焰稳定器产生的回流区中形成一个持续的点火源。这一阶段如果绕钝体的流动特征时间太短,高温燃气不能在该时间内点燃剪切层内的反应物,则火焰不能稳定,即燃气发生器不能启动。从燃烧室压力曲线上看,这一阶段燃烧室压力存在振荡,并且最低室压与空气充填产生的室压相当,说明此时燃烧室内的火焰已经熄灭,即火焰稳定器处存在“熄火-再点火”过程。这是由于来流条件变化导致火焰变形率超过熄火变形率之后火焰面上出现穿孔,新鲜反应物通过这些孔洞进入回流区与高温燃气掺混反应生成新的火核,火核在剪切层内重新点燃来流使得火焰被重新点燃。火炬工作结束之后进入燃气发生器的稳定工作状态,燃烧室压力平均值为2.98MPa,计算得到其燃烧效率为95.7%。这表明采用阻塞比为0.593的V槽火焰稳定器可以实现空气/煤油燃气发生器的高效稳定燃烧。煤油和空气阀门关闭之后燃气发生器进入关机过程,由于管路中残余的煤油在吹除氮气的作用下继续进入燃烧室燃烧,燃烧室压力呈现出逐渐下降的趋势。同时压力曲线存在与启动过程类似的振荡,这表明在关机过程中火焰稳定器处同样存在“熄火-再点火”过程。将燃气发生器启动和关机过程中燃烧室压力振荡的数据进行频谱分析如图6所示。从图中可以看出在启动和关机过程中这种“熄火-再点火”的频率为30Hz,高于Chaudhuri得到的贫油预混火焰的10Hz(100ms)。这是因为燃气发生器富油工作时火焰稳定在火焰稳定器处,在火焰稳定器前煤油液滴不能完全蒸发,液滴与火焰面的相互作用必然导致火焰面变形率增加从而造成火焰面上局部熄火的频率增加。在启动和关机过程中由于煤油喷注压降不断变化,造成煤油雾化效果变化,使得“熄火-再点火”现象尤为明显。3.2燃烧流场模拟仿真虽然试验已经成功实现了空气/煤油燃气发生器的可靠点火和稳定燃烧,但是试验结果对钝体火焰稳定器应用于燃发器的指导意义还不强。为了更深入的分析V槽火焰稳定器稳定火焰的原理,找到燃气发生器合适的火焰稳定器安装位置及火焰稳定器阻塞比大小,对燃发器内部燃烧流场进行了数值仿真。Case1的设置与试验相同,数值计算得到的燃烧室壁面沿轴线的压力分布如图7所示。在喷管处由于气流加速使得壁面压力逐渐降低,而在燃烧室内部壁面压力基本保持不变。燃烧室平均压力为3.07MPa,燃烧效率为98.5%。与试验结果相比,仿真结果无论是燃烧室压力还是燃烧效率都更高。这主要有两方面的原因,首先是数值仿真采用涡耗散模型,没有考虑空气/煤油燃烧的复杂化学反应动力学过程;其次燃烧室采用绝热壁面边界条件,而实际试验时燃烧室壁面与燃气存在对流换热,热量通过热传导传递到燃烧室外壁面并与环境自然对流和辐射换热。从结果来看,燃烧效率误差小于3%,与试验结果符合较好,因此认为数值仿真可以满足要求。3.3贫油侧火焰吹熄特性考虑到空气/煤油燃气发生器的设计目标是要实现极度富油状态下的可靠点火和稳定燃烧,需要进一步提高当量比进行数值仿真,找到合适的火焰稳定器阻塞比和安装位置。据此采用表3所示的更加富油的工况进行数值仿真。虽然燃气发生器工作当量比为2,但是在V槽后缘上侧,反应物当量比约为1,下侧当量比则为0.5,整体上处于贫油状态(如图8)。Tuttle研究了这种燃料分布不均匀的钝体火焰吹熄过程。由于贫油侧火焰锋面与剪切层相互作用更加剧烈,脱落涡的尺寸更大。在燃烧室无声学振荡时,其吹熄过程与预混火焰类似,只是贫油侧先出现局部熄火等现象。在与声学振荡相耦合时,其火焰受声学振荡和回流区的影响更大,导致火焰变形率更大,因此更容易形成热-声不稳定和被吹熄。Case1中V槽火焰稳定器前燃烧室内气流平均速度为20m/s,根据文献可知预混可燃气体速度大于20m/s时其吹熄当量比大于0.66。虽然Chaudhuri所用的燃料为丙烷而本文采用的是煤油,火焰稳定器稳定的火焰实际为煤油蒸汽与空气燃烧的火焰,但是文献指出对于几何构型确定的钝体和来流速度条件,吹熄的化学特征时间对选用的碳氢燃料的种类不敏感,从而可知这种吹熄当量比对燃料种类不是特别敏感。从数值仿真中可以看出其贫油侧的当量比为0.5,这就说明从接近当量比侧向贫油侧的热量和质量传递可以使得贫油侧的火焰稳定性能提高。因为从接近化学反应当量比一侧向贫油侧的热量和质量输运使得贫油侧的火焰传播速度和火焰温度增高。因此在选择空气/煤油燃气发生器的火焰稳定方案时,应保证火焰稳定器贫油侧具有较大的当量比,使火焰具有较大的火焰传播速度和绝热火焰温度,减小火焰面和剪切层的相互作用强度,使火焰更加稳定。3.4特征流动时间在类似管道流动中稳定火焰,需要对火焰稳定器选用的阻塞比大小进行研究,因为采用大的阻塞比在增加特征尺寸的同时也增大了钝体边缘速度,使得火焰面更加靠近剪切层,二者相互作用更强、火焰面变形率更大,火焰容易被吹熄。流动的特征时间τf是评价火焰稳定器性能的一个重要指标,它可以表示为特征尺寸D与来流速度U之比其中特征尺寸可以是钝体宽度、边界层厚度、尾迹宽度和时均的回流区长度。以时均的回流区长度作为特征长度,V槽后缘下侧轴向方向速度的最大值为特征速度,得到的特征流动时间如表4所示。其中Case3的特征长度为0.014m,记为D3,特征速度为47.2m/s,记为v3,根据公式(4)计算得到的特征流动时间记为τ3。为便于分析,其余算例以Case3的数据为基准计算。流动特征时间越长,反应物与燃烧产物在剪切层内相互作用的时间越长,在化学反应释放热量诱导点火的延迟时间不变的情况下火焰更加稳定。由上表可知随着阻塞比的增加,流动的特征时间逐渐增加。而阻塞比变化导致的V槽下侧最高温度变化小于100K(如图9所示),因此在当量比不变的情况下由于温度变化导致的点火延迟时间的变化不大。故本文中阻塞比大的V槽火焰稳定性好。图10为V槽两侧当量比随阻塞比的变化曲线,随着V槽阻塞比的减小,其两侧的当量比逐渐减小。V槽上侧由化学当量比变为贫油,下侧则更加贫油,使得火焰更加接近其吹熄当量比。随着反应物当量比的减小,经过火焰面的膨胀减弱,使得尾迹流的不稳定性增强,同时火焰传播速度减小,使得火焰面向回流区中心靠近,由于火焰面与剪切层相互作用更为频繁,火焰稳定性减弱。3.5来流温度对火焰稳定性的影响煤油液滴在燃烧室内是逐渐蒸发并与空气掺混的,如果不考虑燃烧室内的化学反应,那么反应物逐渐从贫油变到富油状态。同时煤油蒸汽的量逐渐增加,相同阻塞比的火焰稳定器安装在燃烧室内不同位置时的来流速度不同。而钝体火焰稳定器不仅存在贫油吹熄极限,还存在富油吹熄极限,并且化学反应诱导的点火延迟时间应小于流动特征时间,因此在燃烧室内存在一个火焰稳定器的安装位置范围和最佳安装位置。由于煤油的不断蒸发,特征速度随着V槽安装位置的后移逐渐增加,相应的特征尺寸也呈现出逐渐增加的趋势,但是流动的特征时间却表现为先减小后增加并在某个值处基本不变的趋势。由图11可知V槽后缘下侧来流温度随着安装位置的后移逐渐增加。Erickson研究了燃料温度对钝体稳定火焰动力学特性的影响。指出燃料温度的变化通过相应的火焰前后温度比和火焰传播速度的变化来表现。结果表明:随着反应物温度的增加,流动特性由低振幅、宽带宽、对称变为类似无反应流动的高振幅、窄带和非对称。这是因为:(1)随着反应物温度的增加,火焰前后的温度比减小,从而减小了燃烧的放热性;(2)火焰传播速度的增加使得火焰可以传播到更远离火焰尾迹的地方。上面两个因素都使得燃烧引起的流体动力学过程(体积膨胀和斜压性)对钝体产生的涡的影响减弱。斜压的减小使得流动对尾迹的不稳定更敏感,随着反应物温度的增加,不稳定流动的初始位置向上游移动。但是由于火焰吹熄过程是一个更为复杂的动力学过程,根据公式(3)可知随着来流温度的增加,预测的贫油吹熄当量比逐渐减小。另一方面由V槽后缘的当量比分布(图12)可知,火焰稳定器工作于贫油状态,并且随着安装位置的