貧油直噴燃燒室回火的數(shù)值研究*

曹 敏，張文普

(浙江大學(xué)航空航天學(xué)院，浙江杭州310027)

0 引 言

近年來，隨著環(huán)境問題的日益突出和環(huán)保意識(shí)的不斷增強(qiáng)，世界各國(guó)均制定了嚴(yán)格的大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)，低污染燃燒技術(shù)成為了具有發(fā)展前景的關(guān)鍵技術(shù)之一。在燃?xì)廨啓C(jī)和航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)中，貧油直噴燃燒技術(shù)(Lean Direct Injection，LDI)因具有污染程度低、燃燒效率高等優(yōu)點(diǎn)［1-2］，已成為了當(dāng)前燃燒技術(shù)發(fā)展的重點(diǎn)之一。但貧油直噴燃燒技術(shù)也有自身的局限性，那就是容易產(chǎn)生振蕩燃燒、回火以及熄火等不穩(wěn)定燃燒現(xiàn)象。其中，回火是指火焰從燃燒室內(nèi)傳入到預(yù)混區(qū)中的這樣一種現(xiàn)象，它會(huì)使噴嘴等部件因溫度過高被燒毀，甚至導(dǎo)致燃燒系統(tǒng)的崩潰。

許多專家學(xué)者都對(duì)回火問題進(jìn)行了研究［3-6］，總結(jié)出4種典型的回火機(jī)理，它們是邊界層回火、中心流回火、燃燒不穩(wěn)定引起回火以及燃燒誘發(fā)的旋渦破碎引起回火。Lewis and von Elbe［7］研究了層流條件下的邊界層回火，得出了回火的臨界速度梯度表示方法。Guin［8］對(duì)湍流火焰中心流回火進(jìn)行了研究，得出這種回火是由于湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣却笥诋?dāng)?shù)亓鲃?dòng)速度導(dǎo)致的;Keller等人［9］對(duì)截面為長(zhǎng)方形、具有后臺(tái)階的燃燒室內(nèi)回火現(xiàn)象進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)了3種逐漸增強(qiáng)的不穩(wěn)定現(xiàn)象，最后出現(xiàn)的強(qiáng)烈的不穩(wěn)定引起了回火;Fritz等人［10］對(duì)旋流火焰的回火問題進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)旋流火焰回火發(fā)生在中心流而不在邊界層。實(shí)驗(yàn)中LDV的測(cè)量結(jié)果表明，穩(wěn)態(tài)時(shí)中心流的軸向速度要遠(yuǎn)高于火焰的傳播速度，如果沒有其他因素的影響，不可能發(fā)生中心流回火。后經(jīng)LDV測(cè)量證實(shí)，是由于燃燒誘發(fā)的旋渦破碎導(dǎo)致了中心流的速度發(fā)生了變化，進(jìn)而引起回火。因此，他們認(rèn)為CIVB(燃燒誘發(fā)旋渦破碎)是旋流火焰回火的主要原因。

本研究以貧油直噴燃燒室［11］為研究對(duì)象，應(yīng)用FLUENT軟件對(duì)燃燒室內(nèi)的冷態(tài)和熱態(tài)流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算，然后改變?nèi)肟跅l件和當(dāng)量比來研究回火現(xiàn)象，分析回火時(shí)流場(chǎng)和火焰的相互作用。計(jì)算中采用的湍流模型為大渦模擬，其中亞格子模型為WALE模型;燃燒模型為混合分?jǐn)?shù)/PDF平衡化學(xué)反應(yīng)模型;流場(chǎng)中的射流及霧化過程采用離散相模型。

1 物理模型和計(jì)算方法

1.1 物理模型

1.1.1 離散相方程

燃油的噴霧燃燒包括射流噴霧和燃燒兩個(gè)過程，通常用分布函數(shù)f來對(duì)射流液滴進(jìn)行描述。射流模型不僅考慮到了液滴間、液滴和氣體以及液滴和固壁間的相互作用，而且還能計(jì)算由動(dòng)量變化和蒸發(fā)等引起的獨(dú)立變量的變化。射流方程的表達(dá)式為［12］:

式中:分布函數(shù)f—液滴的離散程度，它包括了11個(gè)獨(dú)立變量、3個(gè)位置變量x、3個(gè)速度變量v、液滴半徑r、溫度Td、時(shí)間t、形變量y及其對(duì)時(shí)間的導(dǎo)數(shù);f(x，v，r，Td，y，，t)dvdrdTddyd—在位置x，時(shí)間t時(shí)，在速度區(qū)間(v，v+dv)，半徑區(qū)間(r，r+dr)，溫度區(qū)間(Td，Td+dTd)，形變參數(shù)區(qū)間(y，y+dy)和(，+d)下的單位體積內(nèi)的可能液滴數(shù);F—單個(gè)液滴的加速度，F(xiàn)=dv/dt;R—液滴半徑變化率;

1.1.2 亞格子模型

亞格子模型對(duì)大渦模擬的結(jié)果具有重要的影響。傳統(tǒng)的Smagorinsky模型對(duì)近壁面處流動(dòng)的模擬不能取得令人滿意的結(jié)果，這主要是因?yàn)闆]有考慮到壁面對(duì)亞網(wǎng)格湍流黏性的影響。在這一點(diǎn)上，WALE模型優(yōu)化了近壁面處亞網(wǎng)格黏性的計(jì)算方法，使得預(yù)測(cè)結(jié)果更加合理、真實(shí)。

WALE模型中渦黏度的定義如下:

1.1.3 燃燒模型

針對(duì)貧油直噴燃燒室而言，空氣經(jīng)過葉片后與燃料混合，進(jìn)入到燃燒室中燃燒，這種燃燒方式適合采用混合分?jǐn)?shù)/PDF平衡化學(xué)反應(yīng)模型來計(jì)算。

混合分?jǐn)?shù)/PDF平衡化學(xué)反應(yīng)模型假定化學(xué)反應(yīng)已達(dá)到化學(xué)平衡狀態(tài)，單元內(nèi)的組分及其性質(zhì)由湍流混合強(qiáng)度控制，所涉及的化學(xué)反應(yīng)體系通過化學(xué)平衡來計(jì)算。該方法不直接求解組分和能量的輸運(yùn)方程，而是通過求解混合分?jǐn)?shù)的輸運(yùn)方程來獲得組分和溫度場(chǎng)。混合分?jǐn)?shù)的定義為:

式中:Zi—元素i的質(zhì)量分?jǐn)?shù);Zi，ox—氧化劑在入口處的值;Zi，fuel—燃料在入口處的值。

混合分?jǐn)?shù)f是一個(gè)守恒的標(biāo)量，包含時(shí)均項(xiàng)f和脈動(dòng)項(xiàng)f'，可寫作f=f+f'。時(shí)均混合分?jǐn)?shù)f的輸運(yùn)方程為:

式中:Sm—質(zhì)量由液體燃料或反應(yīng)顆粒傳入氣相中的源項(xiàng);—平均速度。

平均混合分?jǐn)?shù)脈動(dòng)均方值的輸運(yùn)方程為:

式中:σt，Cg，Cd—常數(shù)，分別取 0.85、2.86 和 2.0。

在計(jì)算中，湍流和化學(xué)反應(yīng)之間的相互作用通過PDF模型來考慮。根據(jù)概率密度函數(shù)p(f)可以計(jì)算出相關(guān)變量的時(shí)均值，計(jì)算表達(dá)式為:

1.2 幾何模型及網(wǎng)格劃分

本研究的計(jì)算模型為三維貧油直噴燃燒室，包括旋流器和燃燒室兩部分。旋流器主要由6個(gè)葉片和收縮-擴(kuò)張文丘里管構(gòu)成，中心為燃料噴嘴，其三維模型如圖1所示。葉片的內(nèi)徑為9.3 mm，外徑為22.1 mm，葉片外緣與軸線的交角為60°。葉片的幾何形狀由方程決定，方程如下:

式中:r—葉片上該點(diǎn)處的半徑;Ro—葉片外緣處的半徑;θo—葉片外緣處與中心軸線的夾角。

燃燒室是一長(zhǎng)方體，其橫截面為50.8 mm×50.8 mm的正方形?？諝饬鬟^6個(gè)葉片后在擴(kuò)張段與燃料混合，進(jìn)入燃燒室中燃燒。建模時(shí)坐標(biāo)原點(diǎn)設(shè)在旋流器出口平面的中心，軸線方向?yàn)閆軸。

圖1 旋流器

網(wǎng)格劃分時(shí)對(duì)葉片周圍以及噴嘴附近等流動(dòng)劇烈的地方進(jìn)行了加密處理，同時(shí)對(duì)壁面處的網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)化。網(wǎng)格總數(shù)為1.14×106，以六面體網(wǎng)格為主，網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分

1.3 邊界條件

本研究先對(duì)貧油直噴燃燒室進(jìn)行了冷態(tài)計(jì)算，計(jì)算中給定空氣速度為20.14 m/s，湍流強(qiáng)度為5%，密度為1.19 kg/m3，溫度為294.28 K;然后引入顆粒相計(jì)算熱態(tài)流場(chǎng)，在熱態(tài)計(jì)算中，連續(xù)相的邊界條件與冷態(tài)計(jì)算時(shí)相同，顆粒相的設(shè)置如下:燃料采用C12H23作為煤油的替代物［11］，液滴初始速度為 20 m/s，溫度為350 K，顆粒粒徑使用實(shí)驗(yàn)中對(duì)Parker Hannifin LDI燃油噴嘴測(cè)得的數(shù)據(jù)，它滿足Rosin-Rammler分布，在4.18 μm ～93.2 μm 之間 18 組分布，其 SMD(Sauter Mean Diameter)為32 μm，噴霧錐度為90°，質(zhì)量流率為4.15×10-4kg/s。出口為壓力出口邊界條件，壁面條件設(shè)為絕熱、無滑移。

2 計(jì)算結(jié)果與討論

2.1 冷態(tài)計(jì)算結(jié)果

本研究將計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果［13］進(jìn)行比較，冷態(tài)軸向速度沿徑向的分布如圖3所示。圖3表示的是不同軸向位置處的軸向速度沿徑向的分布。從圖3中可以看出，計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值吻合的較好，除了3 mm軸向位置處有一定的偏差，其余地方曲線的變化規(guī)律與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致。造成3 mm橫截面位置處出現(xiàn)差異的原因，主要是由于在靠近旋流器出口處流動(dòng)的變化非常劇烈，計(jì)算中使用的網(wǎng)格不能夠很好地捕捉該處的流動(dòng)特征而引起的。從圖3中還可以看到，回流速度峰值隨著軸向距離的增加逐漸減小。

圖3 冷態(tài)軸向速度沿徑向的分布

中截面上的軸向速度分布圖如圖4所示。圖4直觀地表示了中心回流區(qū)的結(jié)構(gòu)。從圖4中可以看出，在燃燒室靠近入口的位置，形成了中心回流區(qū)，回流區(qū)基本圍繞著中心線分布?；亓鲄^(qū)的形成與強(qiáng)旋流有直接的關(guān)系。本研究計(jì)算模型的旋流數(shù)在1.0左右，屬于強(qiáng)旋流。在強(qiáng)旋流的作用下形成了足夠大的逆壓梯度，導(dǎo)致發(fā)生了渦的破碎(vortex breakdown)，產(chǎn)生逆向流動(dòng)從而形成中心回流區(qū)。中心回流區(qū)是旋流燃燒器的一個(gè)典型特征，控制著冷的來流反應(yīng)物和熱的燃燒產(chǎn)物之間的混合程度，它對(duì)穩(wěn)定火焰起著至關(guān)重要的作用。

圖4 中截面上的軸向速度分布圖

2.2 熱態(tài)計(jì)算結(jié)果

2.2.1 穩(wěn)定火焰的計(jì)算

燃燒室的熱態(tài)計(jì)算是在冷態(tài)計(jì)算的基礎(chǔ)上，加入了離散相模型來考慮兩相之間的熱量/質(zhì)量傳遞以及相互作用，使用的燃燒模型為混合分?jǐn)?shù)/PDF平衡化學(xué)反應(yīng)模型。在計(jì)算中，空氣速度為20.14 m/s，燃料的質(zhì)量流率為4.15×10-4kg/s，此時(shí)當(dāng)量比為0.75。

燃燒室內(nèi)的溫度分布如圖5所示。從圖5中可以看到此時(shí)火焰處于穩(wěn)定狀態(tài)，呈緊湊型結(jié)構(gòu)，并位于燃燒室入口附近。對(duì)應(yīng)的OH基分布如圖5(b)所示。文獻(xiàn)［14-15］提出OH基的分布可以作為判斷火焰鋒面的標(biāo)準(zhǔn)，因?yàn)镺H基作為燃燒中間產(chǎn)物，其濃度發(fā)生突然增加的地方正是火焰鋒面所在的位置。因此，從圖5中的OH分布可以看出，此時(shí)火焰鋒面位于燃燒室入口附近。

圖5 穩(wěn)定火焰的溫度場(chǎng)及OH基分布

本研究取不同橫截面處徑向方向上的一系列點(diǎn)，作軸向速度和徑向速度沿徑向的分布圖，分別如圖6(a)、6(b)所示。圖6(a)中，在Z=3 mm位置處，計(jì)算得出的速度峰值要高于實(shí)驗(yàn)值，造成這種不同主要有實(shí)驗(yàn)和模擬兩方面的原因。在實(shí)驗(yàn)研究中，Cai等人［13］提到對(duì)旋流器出口附近的氣相測(cè)量比較困難，因?yàn)榇嬖谥髣?dòng)量的小液滴，它們并不能很好地跟隨氣相的流動(dòng);特別是在有化學(xué)反應(yīng)的情況下，燃燒的熱釋放加快了流場(chǎng)的流動(dòng)，這使得數(shù)據(jù)的測(cè)量更加艱難。另外，由于噴嘴附近流動(dòng)十分復(fù)雜，包括液滴的霧化和蒸發(fā)等過程，要準(zhǔn)確地模擬這些現(xiàn)象比較困難，這導(dǎo)致了噴嘴附近的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值存在一定的偏差。在距離燃燒室入口較遠(yuǎn)的位置，LES計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合的較好。LES對(duì)中心回流區(qū)徑向?qū)挾鹊念A(yù)測(cè)稍大于實(shí)驗(yàn)值，但這種差距隨著軸向距離的增加逐漸減小;從圖6(a)還可以看出，隨著軸向距離的增大，速度分布變得更加平坦，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果也更加接近。

圖6(b)中，LES得出的徑向速度分布與實(shí)驗(yàn)結(jié)果定性的一致，曲線變化規(guī)律相同，但在速度峰值大小的預(yù)測(cè)上存在差異，但這種差異隨著軸向距離的增加逐漸緩解。在Z=3 mm處，LES計(jì)算的徑向速度峰值大小要高于實(shí)驗(yàn)值，產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因與對(duì)軸向速度的分析相同;而在Z=60 mm處，計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值則基本相同。

圖6 熱態(tài)軸向速度和徑向速度沿徑向的分布

2.2.2 回火的研究及分析

本研究在得到上述的穩(wěn)定火焰后，將空氣速度改變?yōu)?.1 m/s，燃料的質(zhì)量流率改變?yōu)?.4×10-4kg/s，此時(shí)當(dāng)量比為0.98，其他條件保持不變。以下各圖中標(biāo)注的時(shí)間是以改變工作條件后開始計(jì)時(shí)的，即穩(wěn)定火焰對(duì)應(yīng)于t=0。

回火過程中溫度和OH基隨時(shí)間的變化過程如圖7(a)、7(b)所示。從圖7(a)、7(b)中可以看到，火焰進(jìn)入到了旋流器的擴(kuò)張段內(nèi)，幾乎到達(dá)噴嘴的位置，這說明了貧油直噴燃燒室內(nèi)發(fā)生了回火現(xiàn)象。

圖7 回火時(shí)溫度場(chǎng)(a)、OH基(b)和軸向速度(c)的變化過程

回火時(shí)，中心截面上的軸向速度隨時(shí)間的變化過程如圖7(c)所示。穩(wěn)定火焰對(duì)應(yīng)于t=0時(shí)刻，從圖7(c)中可以看出此時(shí)中心回流區(qū)的位置緊靠燃燒室入口平面，在旋流器的擴(kuò)張段內(nèi)未出現(xiàn)回流現(xiàn)象。在改變?nèi)肟跅l件后(t＞0)，回流區(qū)開始向上游移動(dòng)，并最終幾乎到達(dá)了噴嘴位置。旋流器擴(kuò)張段內(nèi)回流區(qū)的形成，使得該區(qū)域中的軸向速度發(fā)生了明顯的變化，與之前相比降低了許多。對(duì)比分析圖7(a)、7(c)中t=0.04 ms，t=0.1 ms，t=0.14 ms時(shí)中截面上溫度場(chǎng)和軸向速度的分布，可以看出上游位置處產(chǎn)生回流運(yùn)動(dòng)的時(shí)間要早于火焰鋒面到達(dá)該位置的時(shí)間，火焰跟隨著回流區(qū)向上游運(yùn)動(dòng)，這說明了上游位置處回流區(qū)的產(chǎn)生為火焰的向上游傳播創(chuàng)造了條件，最終導(dǎo)致了回火的發(fā)生。

從圖7(a)、7(b)可以看出，回火發(fā)生在中心流區(qū)域。結(jié)合圖7(c)可以分析得出，在整個(gè)回火過程中，旋流器擴(kuò)張段壁面附近的軸向速度始終為較高的數(shù)值，并且這部分區(qū)域的OH基沒有發(fā)生突變，始終很低，表明在此處沒有劇烈的化學(xué)反應(yīng)的發(fā)生，未出現(xiàn)火焰的向上游傳播，即沒有發(fā)生邊界層回火。從圖7(c)可以看出，在回火過程中，軸向速度值沒有出現(xiàn)大幅度的振蕩因而也不屬于燃燒不穩(wěn)定性引起的回火。同時(shí)，從圖7(c)中還可以看到，回火時(shí)中心回流區(qū)出現(xiàn)了較大的變化，從燃燒室向噴嘴處移動(dòng)。由于在當(dāng)量比超過了臨界當(dāng)量比時(shí)，燃燒的作用會(huì)使得上游處的流線發(fā)生伸張，從而引起旋渦破碎發(fā)生在上游位置處，進(jìn)而導(dǎo)致回流區(qū)向上游移動(dòng)，由此推斷該次計(jì)算中觀察到的回火現(xiàn)象可能是由燃燒誘發(fā)的旋渦破碎所引起的。

3 結(jié)束語

(1)大渦模擬很好地捕捉了貧油直噴燃燒室內(nèi)的流動(dòng)特性，在強(qiáng)旋流的作用下，燃燒室內(nèi)形成了中心回流區(qū);燃料和空氣的質(zhì)量流量和當(dāng)量比與回火有重要影響，在穩(wěn)定火焰的狀態(tài)下，減小流量、增大當(dāng)量比會(huì)引發(fā)回火。

(2)貧油直噴燃燒室內(nèi)的回火發(fā)生在中心流。在回火過程中，中心回流區(qū)的向上游移動(dòng)先于火焰的傳播，火焰隨著回流區(qū)向上游運(yùn)動(dòng)，最終導(dǎo)致了回火的發(fā)生。

(3)通過合理控制燃料和空氣的流量可以預(yù)防回火的發(fā)生，同時(shí)，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡量避免混合區(qū)內(nèi)有較低的軸向速度區(qū)域存在以提高抗回火的能力。

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