基于特征參數(shù)準(zhǔn)則的艦船燃機(jī)燃燒室貧熄預(yù)測

張智博，鄭洪濤，李雅軍

(1.哈爾濱工程大學(xué)動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱，150001;2.中船重工第703研究所，黑龍江哈爾濱，150078)

艦船燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室面臨的一項(xiàng)關(guān)鍵任務(wù)是如何拓寬燃燒穩(wěn)定工作范圍，而燃燒室低工況時(shí)貧油熄火則是穩(wěn)定性研究中的難點(diǎn)。燃燒室在貧油熄火極限附近工作時(shí)，由于局部火焰的熄滅和熱釋放率的動(dòng)態(tài)波動(dòng)，會(huì)導(dǎo)致較差的燃燒特性(如回火、燃燒不穩(wěn)定、較低的燃燒效率等)。因此有必要對艦船燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的貧油熄火極限特性及預(yù)測方法進(jìn)行研究，為燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的穩(wěn)定燃燒提供工程指導(dǎo)。近年來，鄒博文［1］等針對中心分級模型燃燒室開展了常壓貧油熄火試驗(yàn)和慢車狀態(tài)貧油熄火試驗(yàn)，并分析了貧油熄火機(jī)理;林宏軍［2-6］等學(xué)者對貧油熄火的影響因素進(jìn)行了較為系統(tǒng)的研究。在貧油熄火極限的預(yù)測方面，黨新憲［7-8］和 Svetoslav［9-12］等人采用實(shí)驗(yàn)方法開展了相應(yīng)工作，取得了一定的進(jìn)展，但實(shí)驗(yàn)研究費(fèi)用較大，且受實(shí)驗(yàn)條件的限制，不易于探究燃燒室內(nèi)詳細(xì)變化過程。Lefebvre［13-15］等人提出和發(fā)展了半經(jīng)驗(yàn)公式和特征時(shí)間模型，該模型計(jì)算精度較高，但需大量實(shí)驗(yàn)才能歸納得出針對某一特定燃燒室的經(jīng)驗(yàn)公式，缺乏通用性。在數(shù)值模擬方面，劉順隆［16-17］等人對燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室進(jìn)行了冷態(tài)和燃燒反應(yīng)的數(shù)值模擬，Kim W W［18］等人使用大渦模擬技術(shù)對帶鈍體火焰穩(wěn)定器的燃燒室進(jìn)行了貧油熄火極限，并研究了貧油熄火時(shí)鈍體火焰穩(wěn)定器后的氣流結(jié)構(gòu)和不穩(wěn)定燃燒現(xiàn)象，但該方法僅適用于鈍體燃燒器;蔡文祥［19］等人提出了燃油穩(wěn)態(tài)逐次逼近法，但該方法僅針對回流區(qū)進(jìn)行了監(jiān)測，不能充分反映燃燒室大截面上的參數(shù)變化規(guī)律。

本文針對燃?xì)廨啓C(jī)2種常規(guī)的燃燒室形式—環(huán)形燃燒室和環(huán)管燃燒室的貧油熄火極限預(yù)測提出一種通用性較強(qiáng)的預(yù)測準(zhǔn)則(特征參數(shù)準(zhǔn)則)，并通過數(shù)值模擬結(jié)果和相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比，以驗(yàn)證該方法的預(yù)測準(zhǔn)確性，分析熄火時(shí)燃燒室內(nèi)的典型溫度分布及主燃孔及旋流器流量分配和油滴平均直徑對貧油熄火油氣比的影響。

1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

本文的研究對象是某環(huán)形燃燒室及某環(huán)管型燃燒室。環(huán)形燃燒室主要由擴(kuò)壓器、旋流器、主燃孔、摻混孔、上下浮壁等基本構(gòu)件組成。本文采用的環(huán)形燃燒室，其沿周向均勻分布了20個(gè)頭部。由于模型的周期性，取其中一個(gè)頭部進(jìn)行幾何建模。本文使用Pro/e 4.0軟件生成了三維模型，如圖1所示。其中，突擴(kuò)擴(kuò)壓器長度為 93 mm，火焰筒長度為268 mm，內(nèi)筒與外筒徑向最大間距140 mm。

圖1 環(huán)形燃燒室?guī)缀文Ｐ虵ig.1 Geometry of annular com bustor

環(huán)管型燃燒室，共有16個(gè)火焰筒，各火焰筒之間通過聯(lián)焰管相連，每個(gè)火焰筒有一個(gè)獨(dú)立的供油噴嘴。高壓空氣經(jīng)擴(kuò)壓器減速后進(jìn)入燃燒室外機(jī)匣，再經(jīng)過各配氣孔，進(jìn)入火焰筒內(nèi)部與燃油摻混燃燒，單個(gè)火焰筒的詳細(xì)結(jié)構(gòu)如圖2所示。其中，10個(gè)主燃孔直徑均為14 mm，5個(gè)摻混孔直徑均為13 mm，冷卻孔有10排(每排100～150個(gè)，孔直徑1～1.5 mm不等)，頭部為空氣旋流器，尾部開有氣膜冷卻槽。

本文使用ICEM CFD 12.0軟件，采用六面體核心網(wǎng)格技術(shù)對2種燃燒室進(jìn)行了網(wǎng)格劃分，并在旋流器等存在局部細(xì)小結(jié)構(gòu)的部分進(jìn)行網(wǎng)格加密。環(huán)形燃燒室中截面網(wǎng)格形式如圖3所示，網(wǎng)格數(shù)為386萬，環(huán)管型燃燒室網(wǎng)格形式如圖4所示，網(wǎng)格數(shù)為410萬。

圖2 單個(gè)火焰筒幾何模型Fig.2 Geometry of a single flame tube

圖3 環(huán)形燃燒室中截面網(wǎng)格Fig.3 Grid in them iddle section of annular combustor

圖4 環(huán)管型燃燒室網(wǎng)格Fig.4 G rid of cannu lar combustor

2 基本控制方程和邊界條件

本文在歐拉坐標(biāo)系下建立了數(shù)學(xué)模型，計(jì)算中考慮了湍流對連續(xù)相燃料的影響及由溫度梯度引起的熱泳力，忽略了質(zhì)量力和輻射的影響。

邊界條件及計(jì)算方法:

進(jìn)口:根據(jù)該型燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)際參數(shù)給定空氣的質(zhì)量流量、總溫、湍流強(qiáng)度、水力直徑及燃油流量、噴油壓力、噴嘴直徑等參數(shù)。其中湍流強(qiáng)度為

出口:給定出口背壓、回流溫度、回流的湍流強(qiáng)度和水力直徑。

壁面:絕熱且無速度滑移壁面，在壁面處湍流參數(shù)為零，濃度和濃度脈動(dòng)均方值的法向梯度也為零。在壁面附近，由于輸運(yùn)系數(shù)的法向梯度很陡，采用壁面函數(shù)法，避免在壁面附近采用過細(xì)的網(wǎng)格。

液滴分布規(guī)律遵循圓錐霧化噴嘴的R-R分布。

本文對控制方程采用一階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，對壓力—速度耦合采用SIMPLE算法，同時(shí)采用亞松馳因子加速收斂，湍流燃燒模型采用了RNGκ-ε模型和ED模型的組合(詳見3.2節(jié))，2種燃燒室數(shù)值計(jì)算的收斂精度均為10-5。

3 數(shù)值模擬準(zhǔn)確性的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

在數(shù)值模擬中，為保證在不影響精度的情況下使用最節(jié)約計(jì)算機(jī)資源的網(wǎng)格數(shù)，需要進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，本文計(jì)算了9種不同網(wǎng)格數(shù)(從2 100 314到4 415 871)時(shí)出口溫度及燃燒效率的平均值及變化率，計(jì)算結(jié)果如表1所示，從表中可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)分別為3 891 140和3 605 722時(shí)，出口溫度和燃燒效率的變化率小于1%，此時(shí)可以認(rèn)為這2個(gè)參數(shù)隨網(wǎng)格已呈現(xiàn)無關(guān)性變化，綜合以上分析，最終選定3 891 140為本文計(jì)算工況的最佳無關(guān)網(wǎng)格數(shù)。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Table 1 Grid size independence validation

3.2 湍流燃燒模型驗(yàn)證

圖5和圖6給出了本文中采用的不同湍流模型(分別為 RKE κ-ε、RNG κ-ε 和 RSM)和燃燒模型(分別為 PDF、ED、EDC、Finite-Rate/ED)與實(shí)驗(yàn)值的比較結(jié)果。

圖5 不同湍流模型時(shí)冷態(tài)場中軸線上的速度曲線Fig.5 Profile of Ux of cold field in the middle axis at different turbulence models

從圖5中可以看出，RNGκ-ε模型對冷態(tài)流場的預(yù)測曲線與實(shí)驗(yàn)值曲線較為接近，且回流區(qū)的尺寸范圍與試驗(yàn)值吻合較好:回流區(qū)遠(yuǎn)離旋流器的最遠(yuǎn)邊界均在軸線距離73 mm左右，靠近旋流器的最近邊界實(shí)驗(yàn)值為23 mm，預(yù)測值為0，原因是實(shí)驗(yàn)中并未在最近邊界處測量軸線速度值，而數(shù)值模擬中對該點(diǎn)進(jìn)行了取值。根據(jù)燃燒室的實(shí)際工作情況可知，靠近旋流器附近位置的確應(yīng)該為回流區(qū)邊界，即使用RNGκ-ε模型得到的數(shù)值模擬結(jié)果是能夠正確捕捉回流區(qū)范圍的。

圖6 不同燃燒模型時(shí)燃燒場中軸線上的速度曲線Fig.6 Profile of Ux of combustion field in the middle axis at different combustion models

從圖6中可以看出，ED模型對燃燒流場的預(yù)測曲線與實(shí)驗(yàn)值曲線較為接近，回流區(qū)的尺寸范圍與試驗(yàn)值吻合較好，近點(diǎn)邊界、遠(yuǎn)點(diǎn)邊界誤差均在±10 mm之內(nèi)，相對于燃燒室長度(250 mm左右)，該尺寸是可以接受的。

4 特征參數(shù)準(zhǔn)則

根據(jù)火焰穩(wěn)定機(jī)理，隨著燃燒室入口油氣比的逐漸減小，當(dāng)回流區(qū)中燃燒產(chǎn)生的熱量小于新鮮混合氣著火所需要的熱量時(shí)，回流區(qū)不能將新鮮油氣混合物點(diǎn)燃，燃燒室就會(huì)發(fā)生熄火。實(shí)際情況基本都是燃燒室主燃區(qū)先熄火，然后回流區(qū)火焰才會(huì)熄滅，且回流區(qū)的核心溫度下降的幅度都是比較小的。若僅監(jiān)測回流區(qū)溫度的變化情況，需要進(jìn)行大量計(jì)算、比較浪費(fèi)計(jì)算資源，且不能較好地反應(yīng)整個(gè)燃燒室大截面上的參數(shù)變化規(guī)律。本文提出的特征參數(shù)準(zhǔn)則方法，首先建立與回流區(qū)相切的平面，然后同實(shí)際熄火過程相同，逐漸降低油氣比，并監(jiān)測特征參數(shù)，當(dāng)特征參數(shù)滿足一定條件時(shí)，認(rèn)為熄火發(fā)生。

4.1 特征截面和特征參數(shù)

如前所述，首先建立回流區(qū)。根據(jù)回流區(qū)的意義，軸向速度為0的單連通曲面就是回流區(qū)的邊界。由于2種燃燒室情況相似，此處以環(huán)形燃燒室為例，回流區(qū)形狀及位置如圖7所示。生成回流區(qū)后，做一個(gè)與回流區(qū)相切、基本與火焰筒軸線垂直的平面作為特征截面，如圖7所示。該特征截面與回流區(qū)相比，能夠反映燃燒室內(nèi)更大范圍的參數(shù)變化情況，對于貧油熄火過程中燃燒室溫度的變化監(jiān)測更為準(zhǔn)確。且該特征截面緊鄰回流區(qū)，能敏感地捕捉到回流區(qū)下游參數(shù)的變化情況。

圖7 特征截面及回流區(qū)示意圖Fig.7 Schematic diagram of feature section and central recirculation zone

燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的貧油熄火過程是油氣比逐漸緩慢降低的過程，因此油氣比變化率是首先需要評價(jià)和控制的參數(shù)。油氣比變化率定義如下:

本文提出的特征參數(shù)準(zhǔn)則主要以特征截面溫度變化率為參照依據(jù)，因此定義一個(gè)新的特征參數(shù)——溫油變化比Γ:

式中:n代表當(dāng)前值，n-1代表前一步的值。T是特征截面的溫度值。

該參數(shù)包含了特征截面的溫度變化率和油氣比變化率，配合上恰當(dāng)?shù)念A(yù)測流程及方法后，能夠很好地反應(yīng)燃燒室貧油熄火過程中的實(shí)際情況。

4.2 熄火預(yù)測過程

首先數(shù)值計(jì)算穩(wěn)定燃燒狀態(tài)(油氣比為φ1時(shí))的湍流燃燒流場，通過FLUENT軟件做出與回流區(qū)相切且垂直于軸線的特征截面，并求得該特征截面的平均溫度T1;然后把燃燒室進(jìn)口油氣比降低為φ2，重新計(jì)算燃燒室兩相燃燒流場，并求得相應(yīng)的特征截面平均溫度T2和特征參數(shù)Γ2;重復(fù)上述過程，直到φn+1時(shí)其特征參數(shù)明顯降低，判斷熄火的依據(jù)是:若Γ ＞5，且油氣比變化率小于0.03，則認(rèn)為φn+1為貧油熄火油氣比;若Γ ＜5，則繼續(xù)計(jì)算;若Γ ＞5，但油氣比變化率大于0.03，由于與實(shí)際燃燒室油氣比是緩慢降低過程不符，也將此時(shí)的油氣比作為初始值返回重復(fù)計(jì)算。具體預(yù)測流程如圖8所示。

圖8 特征參數(shù)準(zhǔn)則預(yù)測流程Fig.8 Prediction process of Feature-Parametercriterion

5 計(jì)算結(jié)果及分析

5.1 熄火時(shí)燃燒室內(nèi)的典型溫度分布

圖9給出了熄火發(fā)生時(shí)燃燒室內(nèi)的3種典型溫度分布情況。

圖9 熄火時(shí)燃燒室內(nèi)3種典型的溫度分布Fig.9 Contours of three typical temperatures in blowout condition

3種典型的溫度分布為:

1)“M”型火焰鋒面。該鋒面溫度為2 600 K，呈側(cè)倒的類“M”型?！癕”型火焰的具體形成原因是:一方面由于回流區(qū)的存在，導(dǎo)致軸線中心出現(xiàn)較高的負(fù)速度，當(dāng)油氣比較低時(shí)，回流的低溫空氣摻混到中心，回流的空氣強(qiáng)制地把中心火焰壓短，所以火焰呈現(xiàn)“M”型;另一方面，燃油顆粒呈現(xiàn)中空圓錐狀，使進(jìn)入回流區(qū)核心的燃料較多，在火焰筒軸線上的燃料較少，當(dāng)接近熄火狀態(tài)時(shí)，燃燒不夠完全，導(dǎo)致了“M”型火焰的產(chǎn)生。

2)本文的數(shù)值模擬結(jié)果和前人的文獻(xiàn)中均發(fā)現(xiàn)，在主火焰鋒面外并未出現(xiàn)明顯的火焰邊界，但是會(huì)有一個(gè)混合著高溫產(chǎn)物的氣體區(qū)域存在，即圖中2 200 K所表示的等值溫度區(qū)域。

3)有一個(gè)相對低溫區(qū)域(圖中的1 300 K)在火焰筒壁面和火焰之間，該區(qū)域溫度在材料的耐受范圍內(nèi)，起到了保護(hù)火焰筒壁面、提高燃燒室火焰筒壽命的作用。

5.2 燃燒室貧油熄火極限預(yù)測

表2和表3分別為使用特征參數(shù)準(zhǔn)則預(yù)測的環(huán)形燃燒室和環(huán)管型燃燒室熄火過程中油氣比和特征參數(shù)的變化數(shù)據(jù)，由表2、3可知，環(huán)形燃燒室的貧油熄火極限預(yù)測值為0.004 15，環(huán)管型燃燒室的貧油熄火極限預(yù)測值為0.004 63。通過與參考文獻(xiàn)［15］中的數(shù)據(jù)相比較，誤差在5%左右，說明該方法精度較高。

表2 環(huán)形燃燒室貧油熄火過程預(yù)測數(shù)值Table 2 Prediction of LBO for the annular combustor

表3 環(huán)管燃燒室貧油熄火過程預(yù)測數(shù)值Table 3 Prediction of LBO for themodel combustor

5.3 主燃孔及旋流器流量分配對貧油熄火油氣比的影響

為進(jìn)一步驗(yàn)證本文提出的“特征參數(shù)準(zhǔn)則”的精確性，本文與文獻(xiàn)［20］中采用了相同的結(jié)構(gòu)和邊界條件，數(shù)值模擬計(jì)算了不同主燃孔和旋流器流量分配貧油熄火油氣比的影響。表4給出了主燃孔和旋流器不同流量分配的組合關(guān)系，其中“半開”和“全開”在實(shí)驗(yàn)中［20］是通過使用金屬薄板遮擋相應(yīng)孔的方式實(shí)現(xiàn)的;在數(shù)值模擬中則與實(shí)驗(yàn)保持一致，在建模時(shí)亦遮擋相關(guān)區(qū)域。對于不同的結(jié)構(gòu)，由于出口壓力和燃燒室總流量會(huì)發(fā)生變化，因此在數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)中均使用了平均值法以消除這些差異的影響。

表4 試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)構(gòu)組合Table 4 Experimental and simulated scheme

圖10給出了實(shí)驗(yàn)結(jié)果和使用“特征參數(shù)準(zhǔn)則”的預(yù)測結(jié)果。從圖10中可以看出:

1)減少通過旋流器的流量可以有效地拓展穩(wěn)定燃燒邊界，并且一級旋流器流量變化對貧油熄火油氣比的影響大于二級旋流器。原因是:當(dāng)燃燒室工作在靠近熄火狀態(tài)時(shí)，燃燒區(qū)的體積很小，用于液滴霧化和燃燒的空氣基本來自于噴嘴附近的一級旋流器，因此一級旋流器流量的變化可以顯著影響熄火特性。

2)主燃孔流量的減少會(huì)增加貧油熄火油氣比，導(dǎo)致穩(wěn)定燃燒特性變差。

3)試驗(yàn)和數(shù)值模擬的最大誤差為5.43%(結(jié)構(gòu)7時(shí))，大部分誤差小于5%，說明“特征參數(shù)準(zhǔn)則”與實(shí)驗(yàn)值吻合良好，能夠有效地預(yù)測貧油熄火特性。

圖10 不同結(jié)構(gòu)時(shí)貧油熄火油氣比的實(shí)驗(yàn)值與數(shù)值模擬結(jié)果Fig.10 Experimental data and simulated results of blowout fuel air ratio with different structures

5.4 油滴平均直徑對貧油熄火油氣比的影響

本節(jié)使用“特征參數(shù)準(zhǔn)則”研究了油滴平均直徑對貧油熄火油氣比的影響，結(jié)果如圖11所示。由圖11可知，隨著油滴平均直徑的增加，燃燒室熄火油氣比先降低再升高。曲線變化規(guī)律分為3段。

1)當(dāng)油滴平均直徑從30μm到70μm變化時(shí)，貧油熄火油氣比幾乎不隨油滴平均直徑的變化而變化。原因是:當(dāng)油滴顆粒直徑比較小時(shí)(本文研究得到的臨界值是70μm)，燃油液滴的直徑和質(zhì)量較小，液滴并不能運(yùn)動(dòng)較長時(shí)間，大部分油滴在很短的時(shí)間內(nèi)蒸發(fā)完畢，所以貧油熄火油氣比變化很小。

2)當(dāng)油滴平均直徑從70μm到90μm變化時(shí)，隨著油滴平均直徑的增大，燃燒室貧油熄火油氣比大幅下降。原因是隨著油滴平均直徑的增加，大部分較大尺寸的油滴進(jìn)入到回流區(qū)的核心部位，并在該區(qū)域蒸發(fā)和燃燒完畢，使回流區(qū)溫度保持在了較高值，且在70～90μm油滴平均直徑越大，穿透能力越強(qiáng)，燃燒效果越好。因此油滴直徑的增加在一定程度上降低了燃燒室的貧油熄火油氣比。

3)當(dāng)油滴平均直徑大于90μm時(shí)，隨著油滴平均直徑的增大，貧油熄火油氣比上升迅速。原因是此時(shí)更大尺寸的油滴穿透回流區(qū)核心并在其慣性的作用下，繼續(xù)進(jìn)入到主燃區(qū)外圍，導(dǎo)致燃料液滴的化學(xué)能釋放不完全，降低了回流區(qū)的核心的溫度，導(dǎo)致燃燒室的貧油熄火油氣比迅速上升。

圖11 油滴平均直徑與貧油熄火油氣比的關(guān)系Fig.11 Relation between droplet average diameter and fuel air ratio of lean blowout

6 結(jié)論

本文提出了用于預(yù)測艦船燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室貧油熄火極限的特征參數(shù)準(zhǔn)則，詳細(xì)闡述了該準(zhǔn)則的核心原理和預(yù)測流程，并分析了某環(huán)形燃燒室和某環(huán)管型燃燒室的貧油熄火過程、主燃孔及旋流器流量分配和油滴平均直徑對燃燒室貧油熄火極限的影響規(guī)律，并與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行了對比。主要結(jié)論如下:

1)使用特征參數(shù)準(zhǔn)則所得計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差在5%左右，故該準(zhǔn)則準(zhǔn)確、可靠，可用于指導(dǎo)工程實(shí)踐。

2)減少通過旋流器的流量可以有效地拓展穩(wěn)定燃燒邊界，且一級旋流器流量變化對貧油熄火油氣比的影響大于二級旋流器;主燃孔流量的減少會(huì)增加貧油熄火油氣比，導(dǎo)致穩(wěn)定燃燒特性變差。

3)當(dāng)油滴平均直徑從30μm到70μm變化時(shí)，貧油熄火油氣比幾乎不隨油滴平均直徑的變化而變化。當(dāng)油滴平均直徑從70μm到90μm變化時(shí)，隨著油滴平均直徑的增大，燃燒室貧油熄火油氣比大幅下降。當(dāng)油滴平均直徑大于90μm時(shí)，隨著油滴平均直徑的增大，貧油熄火油氣比上升迅速。

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