环形火焰稳定器形状对燃烧性能的影响

环形火焰稳定器形状对燃烧性能的影响

0其他复杂几何结构的三维加力燃烧室模拟航空车辆辅助燃料室的数值模拟是车辆设计过程中的重要组成部分。由于完整的加力燃烧室由几个组件组成，流场几何结构极其复杂，难以区分网格，因此很难计算整个三维加力燃烧室的趋势。到目前为止，许多研究工作都是在只有一行或两圈圆形稳定器的二维加力燃烧室进行的。叶桃红等人使用微分曲线坐标模拟了稳定器和扩压器的几何形状，并在二维上取得了良好的结果。然而，曲线坐标很难应用于复杂的几何结构的三维加力燃烧室。此外，一些研究也集中在三维几何辅助燃烧室。ravhandarn在国内外对一系列波形偶氮焚烧流场进行了模拟。同时，研究了具有两个环形稳定探测器和一系列圆形固定器的动态燃烧室内的三维堆流场。同时，研究了具有两种环形固定器和一周径向固定器的动态燃料流场的波瓣电阻器。由于动态混合器、混合器和加力燃烧室扩压器的壁面设计和网场的形状。由于带有内、外、负流量积的计算机技术，网格的边界非常粗糙，因此计算结果不可避免，而且对对称场的分析也不完整。无结构网格技术可以将非常复杂的几何体分开，生成所需的网格，而不是处理几何体的近似关系。该方法适合于复杂几何结构的辅助室内数值模拟，并为辅助室内光线的设计和研究提供技术支持。允许，unaune等人使用非结构网格和xml方法对复杂几何结构的辅助室内火灾过程进行初步研究，但计算值不足，且温度明显过高。本文基于Fluent软件,采用无结构网格技术,对具有三圈环形稳定器的涡喷加力燃烧室湍流燃烧进行数值研究.针对涡喷加力燃烧室内部气流速度大、喷油系统复杂、液雾体积率很小的特点,本文采用欧拉-拉格朗日方法处理两相流动,Arrhenius-EBU模型处理化学反应,首先得到了一步反应机理下的加力燃烧室流场,然后进一步研究了不同化学反应机理和火焰稳定器结构对计算结果的影响.1使用的基本物理模型1.1对连续相采用欧拉方法进行处理,湍流模型采用标准的双方程k-ε模型,在欧拉坐标系中气相场诸守恒方程的通用形式为∂∂x(ρuϕ)+∂∂y(ρvϕ)+∂∂z(ρwϕ)=∂∂x(Γϕ∂ϕ∂x)+∂∂y(Γϕ∂ϕ∂y)+∂∂z(Γϕ∂ϕ∂z)+Sϕ+Spϕ.(1)∂∂x(ρuϕ)+∂∂y(ρvϕ)+∂∂z(ρwϕ)=∂∂x(Γϕ∂ϕ∂x)+∂∂y(Γϕ∂ϕ∂y)+∂∂z(Γϕ∂ϕ∂z)+Sϕ+Spϕ.(1)式中,ϕ=1为连续性方程,ϕ=u,v,w,k,ε,h,mi,分别对应于3个速度分量、湍流动能、湍流动能耗散率、焓及组分的质量分数;Sρϕ为颗粒相和连续相的质量、动量和能量的相互作用源项,通过随机的轨道模型计算.连续相采用SIMPLE方法进行求解.离散相颗粒的随机轨道求解在Lagrange坐标系下进行,赋予每个离散相颗粒一定的初始尺寸、温度、位置和速度,通过对Newton第二定律建立的微分方程进行积分得到颗粒的瞬时速度.在对速度的微分表达式进行积分就得到离散相颗粒的轨迹.颗粒的湍流扩散应用随机颗粒轨道模型进行模拟.1.2化学动力学模型航空煤油用CxHy表示.一步反应:CxΗy+(x+y/4)Ο2→xCΟ2+(y/2)Η2Ο.CxHy+(x+y/4)O2→xCO2+(y/2)H2O.两步反应: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的扩展的EBU湍流燃烧模型,化学反应速率由化学动力学Rci和湍流混合速率Rti的最小值决定: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,下标i表示第i个反应,A,a,b,c及活化能Ei用C8H18的值代替,模型常数C和B分别取4.0和2.0.2计算与分析2.1随机颗粒轨道模型图1为涡喷加力燃烧室结构及喷嘴位置分布示意图.图1中计算的涡喷加力燃烧室长3m(实际为2.4m),内置外、中、内三个环形火焰稳定器.全空间共有280个喷嘴,主要分布在环形稳定器的前端.液态燃油颗粒的质量加载率约为0.04.尽管燃烧室的几何结构和喷嘴的布置具有周期性,但由于采用随机颗粒轨道模型,不宜采用周期性边界条件,应对整个加力燃烧室进行数值模拟.在燃烧室入口处采用质量进口边界条件,出口处采用充分发展的出口边界条件,壁面近似采用绝热边界条件.由于加力燃烧室内气流流动的雷诺数很高,计算采用壁面函数方法处理近壁面湍流流动.液雾的初始直径采用Rosin-Rammler分布,每个喷嘴用900条轨道进行模拟.在PentiumⅣ2.6G的PC上计算一次颗粒轨道用时约2min(280个喷嘴),颗粒蒸发主要在环形稳定器之前,轨道很短,体现了加力燃烧室预蒸发型燃烧的特点.由于加力燃烧室中环形稳定器的存在,使加力燃烧室的结构相对复杂,为了在涡喷加力燃烧室中生成高质量网格,本文采用分区域网格划分,在一、三区中采用源面投影的方法生成六面体网格,在二区中生成四面体网格,见图2.该计算区域共包括体网格713632个,面网格1748701个,区域之间采用面网格耦合过渡,没有采用非一致网格,网格具有很好的等角性.2.2回流区体积增大,总压恢复系数和燃烧效率本文首先数值研究了真实的V形火焰稳定器和简化的不开口的三角形火焰稳定器对计算结果的影响,两者特征尺寸相同,计算结果对比如图3～5.图3是不同结构环形稳定器后部回流区速度分布.由图3可以看到将三角形环型稳定器后部挖空后,回流区长度和体积增加,主要原因是三角形钝体后部挖空后增加了钝体后部低压区的范围,使得逆压力梯度影响的范围也随之增大,又由于气流粘性作用的影响,回流区的长度增加,而回流区宽度并没有发生明显变化,故回流区体积增大,为了保证流动的连续性其他区域气流速度必须增加.同时回流区体积增大对其他加力燃烧室参数的影响是明显的.从图4(子午面上的温度分布比较)中可以看到温度分布的两个主要变化:①钝体附近的化学反应区域扩大;②化学反应区域温度分布更加均匀,燃烧的平均温度提高.回流区域的增大也使氧化剂和燃料之间能够更加充分地混合,增大了钝体后部尾迹区域气流之间的强烈剪切作用的范围,增大了钝体及其尾迹附近的湍流混合,提高了平均燃烧温度.沿轴向的总压恢复系数和燃烧效率是衡量燃烧室性能的两个重要参数.计算公式为总压恢复系数=任意截面平均总压进口的平均总压‚燃烧效率=任意截面的总焓-进口的总焓-喷入燃料的焓值喷入燃烧的总热值.图5表明,总压恢复系数在进口段变化较平缓,总压下降主要是壁面阻力及湍流混合导致;在稳定器区域,由于稳定器的阻塞及稳定器后面的火焰的加热作用,总压恢复系数下降很快,这之后总压恢复系数又趋于平缓,总压下降是湍流粘性耗散和壁面阻力导致的.燃烧效率曲线表明在进口阶段,没有燃烧,在稳定器后面燃烧效率升高很快,在稳定器后面有火焰存在.对于三角形环形稳定器计算得到的出口处总压恢复系数为0.936,燃烧效率为84.73%,V形槽结构得到的出口处总压恢复系数为0.928,燃烧效率为86.4%.实验测得的总压恢复系数为0.92～0.93,燃烧效率为88%～89%.可见,采用真实的V形槽稳定器时,在总压恢复系数和燃烧效率两方面取得了与实验值较符合的结果,也反应了稳定器结构对燃烧效率的改进作用.燃烧过程的改善使得温度场更为均匀,提高了燃烧效率.回流区的增大,加强了稳定器后部的涡旋耗散,增加了尾涡阻力,加上燃烧效率的提高而导致的更多反应热量释放,使得总压恢复系数下降.2.3加力燃烧室气体浓度的分布为了得到燃烧过程的重要中间产物一氧化碳的分布,更为真实地模拟加力燃烧室中的化学反应过程,将一步反应机理变为两步反应机理进行处理.图6～9是对真实的V形槽火焰稳定器的加力燃烧室的两步反应模拟结果.图6中截取了加力燃烧室的两个特征截面:A面(喷油嘴分布最多的子午面)和B面(没有喷油嘴分布的子午面)来反应温度在加力燃烧室全空间的分布情况.化学反应为两步反应机理后温度场中火焰张角比一步反应略小,火焰显得瘦长,主要体现在靠近钝体后一段区域内.图7中仍用A、B两个截面反映整个加力燃烧室中一氧化碳浓度的分布情况,可以看到在靠近加力燃烧室壁面附近一氧化碳浓度低,沿径向向中心移动,一氧化碳浓度逐渐增大,在靠近中心线处又迅速降低;一氧化碳浓度的极值出现在距离钝体一定距离的空间,主要位于环形稳定器两侧.图8为气相燃料质量分数在垂直于X轴截面上的分布情况,在靠近稳定器附近大量的液雾蒸发变成气相燃料,稳定器后方由于有火焰存在,燃料消耗较快,也可以看出湍流输运对燃料和氧化剂的混合作用很有限.图9为V形槽火焰稳定器两步反应机理的燃料分布和总压恢复系数及燃烧效率曲线同一步反应机理的比较,可以看到加入两步反应后燃烧效率为85.9%,低于一步反应机理的86.4%,相应的总压恢复系数从0.928升高至0.935.3单相燃烧模型的验证本文通过对速度场、温度场、化学组分场、离散相分布、总压恢复系数、燃烧效率以及引入多步反应和不同稳定器结构结果的比较和分析,从多方面验证了我们采用的涡喷加力燃烧室湍流两相燃烧计算模型的合理性,其计算结果与实验值比较接近.通过分析,我们得到涡喷加力室湍流两相燃烧数值模拟的几个特点:(Ⅰ)离散相模型能够很好地模拟加力燃烧室湍流两相燃烧中液相的运动