先进涡轮燃烧室横向射流对凹腔内湍流流动的影响

先进涡轮燃烧室横向射流对凹腔内湍流流动的影响

1avc应用技术研究现状先进vltex混合动力装置是根据avc-transportexcm（vc-transportexcm）提出的一种新燃烧材料。AVC沿用TVC的凹腔稳焰方式,而其独特之处在于凹腔结构的形成与布置,即AVC在燃烧室前后设置两个钝体,钝体之间自然形成凹腔结构,当来流通过时,在前后钝体剪切层的作用下,凹腔内形成交互排列的回流旋涡,由于前钝体遮蔽,凹腔内流场受主流影响较小,可构成稳定的值班火焰区域,同时,回流区的燃烧产物可引燃主流,实现稳定燃烧。国外对AVC的研究主要集中于燃烧效率及污染物排放等方面,如美国Ramgen公司采用凹腔壁面射流稳焰形式,以甲烷为燃料,对AVC进行了贫燃试验,结果表明［2，3］,AVC的燃烧效率可高达99.9%,压损仅为1.75%,污染物排放低于9×10－6。国内邓洋波等对不同钝体布置方式下AVC中三维冷态流动特性进行了数值模拟研究,得出了燃烧室流阻、旋涡结构及其稳定性受凹腔长度和后钝体宽度两个几何参数影响的规律［4］。并进一步研究了前、后钝体间凹腔局部当量比对AVC燃烧稳定性和燃烧效率的影响［5］。同时对受凹腔结构参数影响下的氢与空气预混燃气的燃烧特性进行了实验,研究了凹腔有喷流和无喷流时燃烧室的流动规律［6］。刘世青、钟兢军等［7～10］针对AVC凹腔结构,数值模拟了冷态条件下不同凹腔型面对凹腔流场的影响,并进一步研究了凹腔射流位置、射流角度等参数对凹腔内旋涡形成及分布规律。另一方面,凹腔结构伴随TVC的发展也获得了相当广泛的研究［11，12］。文献[13,14]针对驻涡燃烧室凹腔贫油吹熄特性以及凹腔湍流燃烧火焰动力学进行了实验和大涡模拟研究,获得了凹腔内形成较好旋涡以及最佳贫油吹熄性能时所对应的凹腔长深比,以及不同凹腔参数作用下的凹腔内燃烧动力学特性;国内樊未军等［15］针对驻涡燃烧室污染物排放和凹腔内双涡结构进行了试验研究,发现双涡结构对燃烧室出口特性有较大影响;邢菲等［16，17］模拟了冷态条件下驻涡燃烧室凹腔驻涡特性,并研究了凹腔油气比对燃烧室点火特性的影响,得到了不同油气匹配关系时的点火性能规律。不仅如此,凹腔结构也广泛运用于超音速燃烧稳焰领域［18］,文献[19,20]对碳氢燃料的超燃冲压发动机凹腔稳焰吹熄极限以及带支板的凹腔火焰稳定器的超音速流动进行了风洞实验和大涡模拟,获得了凹腔稳焰特性和超音速流动规律;国内国防科学技术大学等单位开展了一系列关于超音速燃烧、横向喷流和凹腔稳焰方面的研究,并取得了不错的进展［21～25］。相比TVC和超燃发动机,AVC凹腔稳焰方面的研究还处于起步阶段。但作为在燃烧稳焰方面有较好前景的新型燃烧室,AVC目前的运用领域还相对狭小,如何拓宽AVC的应用领域也是目前AVC发展面临的一大问题。考虑到凹腔结构在AVC、TVC以及超燃发动机中的普适性,本文设想将AVC运用于超然发动机中,同时参照超燃燃烧室燃料供入方式,在AVC原有结构基础上引入燃料横向射流机制,其不仅符合超燃燃烧要求,还可拓宽AVC的燃料选择范围(如可选用液态燃料)。鉴于本文对AVC新用途研究属初探性质,AVC各条件参数给定不完全遵从超燃燃烧室,且横向射流仍采用甲烷作为燃料。因此,本文运用数值模拟方法,对横向射流影响下的AVC内冷态及燃烧流场进行研究,分析凹腔内旋涡的形成与稳定,燃料在燃烧室内的分布及燃烧流动状态等,为AVC运用于新领域研究提供理论依据,同时为超燃发动机研究提供一种新的稳焰思路。2计算模型和方法2.1前砾体的孔径分布先进旋涡燃烧室采用方形结构,其物理模型和坐标系如图1所示,燃烧室通道规格为X×Z×Y=400mm×100mm×100mm,在通道的前后布置两个钝体,前钝体规格为100mm×100mm×60mm,后钝体规格为20mm×100mm×42mm,前后钝体间形成的凹腔长度为36mm。横向射流孔为直嘴喷孔,孔径统一为Φ6mm,射流孔数为3,沿径向布置在凹腔上游(前钝体壁面上),射流孔中心距凹腔长度为L1,计算时L1可分别取20,30,40,50,60(mm)。坐标系中,坐标原点位于燃烧室模型的几何中心,Z=0(mm)的截面为燃烧室模型的中心截面,X方向为燃烧室轴向,Y方向为燃烧室径向。2.2燃烧流场模拟结果本文采用商业软件FLUENT6.3.26对AVC进行冷态及燃烧流动的数值模拟,并运用网格生成软件GAMBIT生成AVC三维结构的模型网格。由于燃烧室模型整体为方形结构,故采用六面体结构网格进行划分,并在凹腔区域进行网格加密处理,整体计算区域和网格划分如图2所示。网格无关性验证是考核数值计算结果有效性的一个重要方面［26］。本文为研究网格数对计算结果的影响,对两种网格数下的AVC进行了燃烧流动模拟,计算结果如图3所示,其中,(a)是网格单元数约为90万时的燃烧流场,(b)是网格单元数约为180万时的燃烧流场,可见,网格数相差一倍时,其计算结果并无太大差异,从而验证了网格无关性。为减少计算工作量,计算模型的网格单元数控制在90万左右。由于主流与射流进气速度均低于马赫0.3,属不可压缩流,故数值计算采用不可压N-S方程;同时考虑到横向射流对主流的干扰作用,湍流模型选用Re-alizablek-ε模型,其计算结果较标准k-ε模型要好;近壁面采用标准壁面函数法;压力-速度耦合采用SIMPLE方法。冷态计算时扩散项用二阶中心差分,对流项采用二阶迎风差分,对计算收敛有较好的效果;热态计算时对流-扩散项采用二阶迎风差分,燃烧模型选用非预混反应模型,通过求解一个或两个守恒标量(混合分数)输运方程,并从预测的混合分数分布推导出每一组分的浓度,适合湍流扩散火焰的模拟。边界条件:燃烧室入口为主流空气进口,采用速度入口边界条件,进气速度为20m/s,温度为298K;燃烧室出口为压力出口边界条件,出口表压为101325Pa;射流入口采用速度入口边界条件,射流速度为30m/s,温度298K;冷态计算时壁面温度为298K,热态计算时壁面温度为1000K。3与试验结果的比较定义冷态条件下燃烧室的总压损失δ*为式中p1为燃烧室进口总压,p2为燃烧室出口总压。为验证本文所选用的计算模型和方法的合理性,将冷态条件下的计算结果与文献的试验结果进行比较,如图4所示。图中Da为后钝体高度,Df为前钝体高度,H为凹腔长度。由图可见,计算结果与试验结果吻合较好,其误差小于5%,说明本文所用数值模型计算结果是可靠的。3.2凹腔内旋转流场特征图5为不同L1时凹腔的中心截面速度流场图。由图可见,射流孔布置在不同位置时,凹腔外侧均能形成一对旋涡,同时在凹腔内部形成一对反向旋涡,内部旋涡流线由外向中心流入,有助于形成稳定的旋涡。外侧旋涡的存在有利于将凹腔外界燃气卷吸进凹腔进行燃烧,同时将凹腔内高温产物与热传输到主流,起到主流与凹腔间热质交换作用;凹腔内部旋涡由于受外侧旋涡的遮蔽,不受主流直接作用影响,从而可以实现稳定的燃烧,且内部旋涡的对称稳定性是凹腔稳焰的关键。L1=20mm时,射流孔距离凹腔最近,此时流经凹腔的射流处于弯曲段,对主流有较为明显的阻挡,消弱了主流进入凹腔的卷吸作用力,致使凹腔内旋涡流动发展不充分,旋涡流线左疏右密,成型较为“消瘦”,且内部旋涡对的中心偏左,不利于整体流场的稳定;L1=30mm时的凹腔流场较L1=20mm时的流场整体情况均有所改善,旋涡对之间相对独立,发展更为充分,且内部旋涡对中心向右移动,流线倾向于均匀分布;L1=40mm时,凹腔内部旋涡对之间相互影响,出现一大一小情况,下部旋涡发展充分,流线分布均匀,且有流体向上部旋涡流入,挤压干扰其发展,致使流线分布不均,不利于整体流场稳定;L1=50mm及60mm时,射流孔距离凹腔较远,射流有充分的距离由垂直于主流逐渐发展到平行于主流,且流经凹腔的射流处于横流贯穿段,射流对主流的遮挡影响逐渐消失,凹腔对主流与射流的混合作用流的卷吸作用力增强,使得凹腔内旋涡发展充分,旋涡成型“饱满”。内部旋涡对相互独立对称,旋涡中心趋于凹腔中心,旋涡流线内外分布均匀,属于稳定对称旋涡。湍流强度是描述湍流运动特性的一个重要特征量,图6和图7分别为不同L1时,凹腔中心截面径向和轴向中心线上湍流强度分布图。由图6可见,凹腔内湍流强度由外到里逐渐降低;在凹腔截面外侧,湍流强度随L1的增大而减小,并趋于不变;在凹腔截面内侧,随L1的增大,湍流度先减小后增大;不同L1时,凹腔边缘的湍流强度值约为3.0,而在凹腔中心,湍流强度值低至1.0以下,表明凹腔内流动受外界干扰影响较小。由图7可见,轴向中心线上湍流度最大值点随L1的增大先向右移,之后位于中心位置;且随L1增大,最大值点先减小后增大,但变化幅度不大,表明射流位置对凹腔中心的湍流流动影响较小。在主流的作用下,横向射流的发展需要历经不同的流段,从而影响不同射流流段下的凹腔内部流场结构。随L1的增大,横向射流逐渐发展为水平湍流流动,增大凹腔内湍流强度,并使凹腔内部旋涡中心由左向中心位置移动,旋涡结构相互独立对称,涡型发展“饱满”。表明存在一定的射流孔与凹腔间距L1,使凹腔内旋涡流场湍流强度增强,旋涡结构独立稳定对称。根据上述分析,本文选取L1为50mm进行以下研究讨论。3.3射流卷吸与燃料的作用图8是L1=50mm时不同凹腔截面速度流线图。其中Z=0mm是过射流孔的中心截面,Z=12.5mm是两射流孔之间的截面,Z=37.5mm是射流孔与燃烧室壁面之间的截面。由图可见,不同凹腔截面内都能形成两对旋涡,随截面不同,旋涡结构及中心位置有所变化。在中心截面Z=0mm上,主流受甲烷射流阻挡作用,流线向壁面弯曲,从而干扰影响凹腔内的流场,使得凹腔内部旋涡对结构相对不太“饱满”;在截面Z=12.5mm上,主流两侧的射流卷吸作用影响相当,主流流场不受太大干扰,从而在凹腔内形成均匀旋涡对;在截面Z=37.5mm上,主流一侧受射流的卷吸作用影响,另一侧受燃烧室壁面粘性摩擦阻力影响,主流流向相对稳定,而在凹腔内形成的旋涡相比之下有较大改变:其一,旋涡中心由右向左移动,其二,虽然凹腔内部旋涡对流线分布均匀,流线由中心向外流动,属不稳定旋涡。图9为中心截面上与射流孔相距10mm的水平轴线上甲烷质量分数分布图。由图可见,甲烷含量在射流孔上方迅速增加,量值占55%,沿流动方向,含量衰减明显,在燃烧室出口,其值接近于0,表明射流与主流的相互卷吸作用,有助于燃料与空气的充分混合。图10和图11为凹腔不同截面的径向中心线上甲烷质量分数分布和湍流强度分布图。由图10可见,在Z=0mm截面上,甲烷含量由外向里递减,甲烷集中于凹腔外侧旋涡对中,表明外侧旋涡具有质量输运的作用。在Z=12.5mm与Z=37.5mm截面上,甲烷含量由里向外逐渐增大,与Z=0mm截面的甲烷质量含量分布趋势相反,说明凹腔内有强烈的扩散输运现象,同时表明旋涡的存在有助于燃气的输运与混合。另外,随着截面的外移,凹腔内最大甲烷质量分数随之减小,说明燃料在凹腔内的分布主要集中于射流截面及附近。由图11可见,凹腔的不同截面上湍流强度不同,随截面的外移,湍流强度随之减小,但整体分布趋势相同,表明射流对凹腔中心截面及附近截面的湍流强度影响较大。3.4凹腔内混合分数分布图12为L1=50mm时不同截面温度分布图。由图可见,燃烧室温度较高区域分布在凹腔以及后钝体后方的回流区。在Z=0mm截面上,凹腔内温度较高,且分布均匀,这是由于射流的遮挡,使凹腔受主流影响较小,燃烧更为稳定;在Z=12.5mm与Z=37.5mm截面上,温度分布不均匀,受主流影响较大。温度分布图表明虽然燃烧室内不同截面有着不同的温度场分布,但在凹腔内总能形成温度较高区域,有助于凹腔内稳焰。图14为凹腔的不同截面径向中心线上的混合分数分布图,混合分数分布显示了燃料在燃烧室中出现的位置以及含量。由图可见,在Z=0mm截面上,混合分数由外到内衰减迅速,而在Z=12.5mm及Z=37.5mm截面上,混合分数在中心位置处略有增大,但整体变化不大。表明射流对凹腔内混合分数的影响主要集中在穿过射流孔的截面上,该截面更容易卷吸燃气进入凹腔,同时凹腔内混合分数变化不大表明凹腔内湍流扩散现象明显。图16为燃烧室不同截面燃烧速度流场图。由图可见,在不同截面的凹腔以及后钝体后方均能形成一对旋涡,而燃烧速度流场分布与冷态流场分布(见图5)有很大不同,这说明燃烧流场不仅受湍流流动的影响,还受湍流燃烧脉动的影响,从而使凹腔内流场发生变化,所形成的涡系也随之发生变化。燃烧流场中,虽然在凹腔内能形成旋涡对,但旋涡大小并不统一,出现了大旋涡压迫小旋涡的现象,这不利于旋涡的长久稳定以及燃烧的持续进行,为此,需要采取在后钝体前壁面中心增设射流孔,或将后钝体沿轴向中心开口等措施,以增强凹腔内漩涡及燃烧的稳定性。通过上述分析可知,燃料横向射流燃烧的凹腔旋涡流场相比冷态时有较大改变,同时,不同截面的凹腔内均能形成或大或小的高温区域,这