一種三通道進(jìn)氣先進(jìn)旋渦燃燒室性能數(shù)值分析

俞 駿, 周韋韋, 劉景源

(南昌航空大學(xué)飛行器工程學(xué)院, 南昌 330063)

0 引言

燃燒室內(nèi)的駐渦是保證燃燒室點(diǎn)火可靠和燃燒穩(wěn)定的措施。目前存在兩種駐渦結(jié)構(gòu),一種是利用燃燒室壁面的凹腔結(jié)構(gòu)產(chǎn)生駐渦[1-5],另一種是燃燒室內(nèi)的鈍體結(jié)構(gòu)形成駐渦[6-10]。

對壁面凹腔駐渦的研究,文獻(xiàn)[1]指出在凹腔前后壁面分別向凹腔噴入燃料及吹氣能夠在凹腔內(nèi)形成雙旋渦結(jié)構(gòu),凹腔底部的旋渦在燃燒中起穩(wěn)定點(diǎn)火源的作用,凹腔外側(cè)靠近主流的旋渦能夠加強(qiáng)主流的冷流與凹腔內(nèi)熱源的摻混。文獻(xiàn)[2]對凹腔雙駐渦穩(wěn)焰冷態(tài)流場進(jìn)行了數(shù)值和實(shí)驗(yàn)研究,表明存在最佳的凹腔后壁面吹氣速度使得凹腔內(nèi)的回流區(qū)穩(wěn)定,形成雙渦對結(jié)構(gòu)。文獻(xiàn)[3-5]對凹腔駐渦燃燒室進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。

對于鈍體駐渦,文獻(xiàn)[6]在傳統(tǒng)鈍體結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上提出了一種后鈍體結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案,研究結(jié)果表明該方案可使鈍體后的旋渦流動強(qiáng)度增強(qiáng)及溫度增加。文獻(xiàn)[7]的研究表明在前鈍體后部添加導(dǎo)流片形成的穩(wěn)定雙渦對,有利的增強(qiáng)了腔體內(nèi)的火焰穩(wěn)定及主流與腔內(nèi)燃?xì)獾膿交臁Ｎ墨I(xiàn)[8]研究表明不同燃料組分對駐渦燃燒室性能及排放均產(chǎn)生影響。文獻(xiàn)[9-10]對鈍體駐渦燃燒室進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。

為了形成穩(wěn)定的雙渦對結(jié)構(gòu),對凹腔駐渦,需要在其壁面噴射燃料及氣體[1-2];對鈍體駐渦,則需要用導(dǎo)流片等結(jié)構(gòu)措施實(shí)現(xiàn)[7]。文中提出了一種三通道進(jìn)氣結(jié)構(gòu)先進(jìn)旋渦燃燒室(AVC),研究了三通道進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)、鈍體尺寸參數(shù)間的匹配對形成穩(wěn)定雙渦對的影響,及對燃燒室性能的影響,給出了最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)匹配的燃燒室,為工程應(yīng)用提供參考。

1 計(jì)算模型及數(shù)值方法

1.1 幾何模型及結(jié)構(gòu)參數(shù)

三通道環(huán)形(軸對稱)進(jìn)氣AVC幾何模型如圖1所示。燃燒室的內(nèi)徑為700 mm,外徑900 mm,燃燒室長度S=400 mm。圖1中的兩個(gè)前鈍體及兩后鈍體的母線尺寸一致。其中前鈍體尺寸為D1×H1=40 mm×30 mm;后鈍體寬度D2=10 mm。

圖1 三通道先進(jìn)旋渦燃燒室(AVC)模型及尺寸

在不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)下,為保證進(jìn)氣面積不變,根據(jù)環(huán)形燃燒室進(jìn)氣面積計(jì)算公式可知,在兩前鈍體高度H1相等下,只要保證a=c、a+b+c為常數(shù)即可。滿足上述要求的進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)選擇如表1所示。腔體寬度L、后鈍體高度H2與H1比值的選取如表2所示。

表1 進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)

表2 腔體寬度及后鈍體高度當(dāng)量比參數(shù)

1.2 計(jì)算方法及邊界條件

數(shù)值模擬方法詳見文獻(xiàn)[7],計(jì)算時(shí)的化學(xué)當(dāng)量比為0.6。燃燒室進(jìn)口采用速度入口,大小為60 m/s,進(jìn)口溫度為300 K;燃燒室出口采用壓力出口,出口壓力為101.325 kPa。

1.3 算例驗(yàn)證

為驗(yàn)證所選擇的計(jì)算模型及方法的合理性,選擇文獻(xiàn)[11]的實(shí)驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。不同腔體寬度L時(shí)的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比,如圖2所示(B1、B2分別為前后鈍體高度)。由圖可見,與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相比,文中的計(jì)算較為準(zhǔn)確的預(yù)測出了總壓損失系數(shù)(總壓損失系數(shù)σ的定義為燃燒室進(jìn)出口總壓差與進(jìn)口總壓的比值)的變化規(guī)律,表明所選取的計(jì)算模型及方法滿足精度要求。

圖2 總壓損失系數(shù)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對比

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 燃燒室總壓損失系數(shù)分析

圖3(a)～圖3(f)給出了不同L/H1時(shí),燃燒室總壓損失系數(shù)與H2/H1及不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)系曲線。由圖可見:1)燃燒室的總壓損失系數(shù)隨H2/H1的增大,呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢,并且這種趨勢不受L/H1及進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響,在各參數(shù)下,存在最低的總壓損失系數(shù)值;2)隨著H2/H1增大,進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)對總壓損失系數(shù)的影響逐漸減弱(表現(xiàn)在曲線逐漸密集);3)L/H1的增大對燃燒室的總壓損失系數(shù)影響較小(進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)及H2/H1固定不變);4)不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)下的總壓損失系數(shù)大小排序?yàn)榈冖穹N進(jìn)氣最大,第Ⅴ種進(jìn)氣最小,且排序不隨著H2/H1、L/H1的變化而改變;5)隨著L/H1的變大,不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)及H2/H1參數(shù)下,最大總壓損失系數(shù)亦增大。

圖3 不同L/H1時(shí),燃燒室總壓損失系數(shù)與進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)、H2/H1之間的關(guān)系曲線

圖4 進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)Ⅱ,L/H1=0.6時(shí),燃燒室速度云圖及旋渦結(jié)構(gòu)

為闡述圖3中的燃燒室總壓損失系數(shù)曲線走向原因,對燃燒室的速度及旋渦結(jié)構(gòu)分布進(jìn)行分析。由于總壓損失系數(shù)曲線走向受進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)及L/H1的影響較小,以下的分析以第Ⅱ種進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)、L/H1=0.6為例進(jìn)行。由圖4(a)～圖4(c)可見,當(dāng)H2/H1=0.4～0.6時(shí),由于后鈍體高度較小,腔體內(nèi)均形成大小不一的雙渦對。雙渦對的形成,增大了回流區(qū)面積,從而總壓損失系數(shù)較大,同時(shí)外側(cè)渦對隨H2/H1的增大逐漸減小,致使總壓損失系數(shù)曲線先下降;當(dāng)H2/H1=0.7時(shí),腔體內(nèi)呈現(xiàn)出不對稱的兩渦,但該渦的外圍流速較大,致使總壓損失增大不明顯。當(dāng)H2/H1=0.8、0.9時(shí),小渦被大渦擠壓,腔體逐漸被大渦充滿,同時(shí)后鈍體后方的渦進(jìn)一步增大,致使總壓損失系數(shù)增大。另外,值得注意的是圖4(a)、圖4(b)的腔體內(nèi)形成了穩(wěn)定的雙渦對結(jié)構(gòu)。

圖5(a)～圖(f)給出了第Ⅲ種進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)、H2/H1=0.6時(shí),不同的L/H1下對應(yīng)的速度云圖及旋渦結(jié)構(gòu)。由圖可見,隨著腔體寬度增加,腔體旋渦區(qū)增大、低速區(qū)減小,但后鈍體后方回流區(qū)減小、低速區(qū)變大。因此,在其他參數(shù)不變時(shí),不同的L/H1對總壓損失系數(shù)的影響很小。另外,與圖4(a)、圖4(b)類似,圖5(a)、圖5(b)下的參數(shù)匹配亦能形成穩(wěn)定的雙渦對結(jié)構(gòu)。

圖5 進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)III,H2/H1=0.6時(shí),燃燒室速度云圖及旋渦結(jié)構(gòu)

由圖3可知,H2/H1、L/H1的改變對不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)的總壓損失系數(shù)趨勢無影響。下面以H2/H1=0.6、L/H1=0.7時(shí)不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)所對應(yīng)的速度云圖及旋渦結(jié)構(gòu)為例,分析不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)下的總壓損失系數(shù)情況。由圖6可見,不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)下腔體內(nèi)渦的結(jié)構(gòu)形態(tài)變化不明顯,且由于H2/H1及L/H1相同,使得各進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)下腔體內(nèi)旋渦區(qū)面積及后鈍體后方回流區(qū)大小基本相同,致使各進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)下,燃燒室總壓損失系數(shù)變化不大。但相比其它進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù),進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)為第Ⅴ種時(shí),腔體旋渦外圍高流速區(qū)最大,總壓損失系數(shù)最小。

圖6 L/H1=0.7,H2/H1=0.6時(shí),燃燒室速度云圖及旋渦結(jié)構(gòu)

2.2 燃燒室燃燒效率分析

圖7(a)～圖7(f)給出了不同L/H1時(shí),燃燒室燃燒效率與H2/H1及不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)系曲線。由圖可見:1)與總壓損失系數(shù)分析結(jié)果類似,燃燒效率也是隨著H2/H1增大,呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢,并且這種趨勢不受L/H1及不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響;2)不同的進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)對燃燒效率影響較大,進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)為第Ⅰ種時(shí)燃燒效率最高,為第Ⅲ種時(shí)燃燒效率最低,并且該結(jié)論不隨H2/H1及L/H1的變化而變化;3)L/H1的變化對燃燒效率影響較小。

由圖7可知,燃燒室的燃燒效率曲線走向隨H2/H1的變化與進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)及L/H1無關(guān),為闡述燃燒效率曲線變化趨勢,以第Ⅱ種進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)、L/H1=0.6時(shí)的燃燒室湍流強(qiáng)度分布為例進(jìn)行分析。由圖8可見,隨著H2/H1的增大,后鈍體后方湍流強(qiáng)度變化趨勢與該結(jié)構(gòu)下燃燒室的燃燒效率曲線的趨勢一致,均為先減小后增大。湍流強(qiáng)度的增強(qiáng)能夠加快新鮮混氣和已燃?xì)怏w混合,同時(shí),湍流能夠加速熱量及流場中活性粒子的傳輸,從而增大反應(yīng)燃燒速率。

圖7 不同L/H1時(shí),燃燒室燃燒效率與進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)、H2/H1之間的關(guān)系曲線

圖8 進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)Ⅱ,L/H1=0.6時(shí),燃燒室湍流強(qiáng)度分布

圖9為第Ⅲ種進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)、H2/H1=0.6時(shí),不同L/H1對應(yīng)的燃燒室湍流強(qiáng)度分布。由圖可見,隨著L/H1的增大,高湍流強(qiáng)度區(qū)域變大,有助于腔體熱源向主流傳播及摻混,但后鈍體后方回流區(qū)湍流強(qiáng)度減小。綜上,使得燃燒效率變化不大。

圖10為L/H1=0.7、H2/H1=0.6時(shí),不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)時(shí)燃燒室湍流強(qiáng)度分布。由圖可見,在不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)下,只有后鈍體后方區(qū)域湍流強(qiáng)度變化較大。由于燃燒室燃燒主要集中在后鈍體后方,因此,不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)對燃燒室燃燒效率影響較大。進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)為Ⅰ時(shí),后鈍體后方高湍流強(qiáng)度區(qū)域較大,且高湍流區(qū)接觸的主流較為充分,致使其燃燒效率較其它進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)要大得多。

圖9 進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)Ⅲ,H2/H1=0.6時(shí),燃燒室湍流強(qiáng)度分布

圖10 L/H1=0.7,H2/H1=0.6時(shí),燃燒室湍流強(qiáng)度分布

3 不同進(jìn)氣通道AVC性能對比及分析

3.1 不同進(jìn)氣通道AVC性能對比

雙通道環(huán)形進(jìn)氣先進(jìn)旋渦燃燒室母線圖如圖11所示。為了與三通道進(jìn)氣結(jié)構(gòu)進(jìn)行對比研究,雙通道燃燒室的內(nèi)外徑、長度S、前后鈍體寬度D1、D2均與圖1中的三通道相同;在雙通道進(jìn)氣面積與三通道相同的約束下,雙通道的上下進(jìn)氣通道徑向?qū)挾葢?yīng)為a1=c1=20 mm、前鈍體高度為H3=60 mm。雙通道燃燒室的鈍體高度比H4/H3及腔體寬度比L1/H3的取值參照表2選取。

圖11 雙通道進(jìn)氣先進(jìn)旋渦燃燒室模型

雙通道進(jìn)氣AVC的數(shù)值模擬方法及邊界條件均與上述三通道進(jìn)氣結(jié)構(gòu)相同,此處不再贅述。

圖12為能夠形成穩(wěn)定雙渦對下總壓損失系數(shù)最小的三通道進(jìn)氣AVC與取得總壓損失系數(shù)最小的雙通道進(jìn)氣AVC的旋渦分布及溫度分布對比圖。由圖12可見,三通道進(jìn)氣由于將后鈍體一分為二,降低了單個(gè)后鈍體的高度,使得回流區(qū)長度減小。燃燒室回流區(qū)大小是影響燃燒室流動性能的因素,回流區(qū)長度越大,燃燒室氣體流動性越差。

圖12 兩種進(jìn)氣通道燃燒室流場分布及溫度分布對比

在能夠形成雙渦對的三通道結(jié)構(gòu)前提下,分別以總壓損失系數(shù)最小(σmin)及燃燒效率最高(ηmax)為條件的燃燒室性能與雙通道進(jìn)氣燃燒室性能對比如表3所示。以總壓損失系數(shù)最小為衡量標(biāo)準(zhǔn)下,總壓損失系數(shù)增大0.29%,燃燒效率提高9.92%;以燃燒效率最高為衡量標(biāo)準(zhǔn)下,總壓損失系數(shù)增大0.12%,燃燒效率提高11.59%。

3.2 三通道進(jìn)氣AVC性能的進(jìn)一步分析

文中對三通道進(jìn)氣AVC的研究主要側(cè)重于進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)、H2/H1、L/H1的匹配性研究及對燃燒室性能的影響趨勢分析上。所得到的重要結(jié)論是在適當(dāng)?shù)娜紵医Y(jié)構(gòu)參數(shù)匹配范圍內(nèi)能夠形成穩(wěn)定的雙渦對結(jié)構(gòu),這對燃燒室提升性能的研究具有重要意義。以此三通道進(jìn)氣AVC為基礎(chǔ),后續(xù)的工作可以發(fā)展文獻(xiàn)[6-8]的辦法或提出新的措施,全面提升燃燒室性能。另外,計(jì)算也表明燃燒室長度增加50%,三通道進(jìn)氣AVC燃燒效率能夠提高到90%以上。

4 結(jié)論

文中運(yùn)用數(shù)值模擬的方法,對所提出的三通道進(jìn)氣AVC的進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)、腔體寬高比及后鈍體高度等參數(shù)變量對燃燒室性能的影響進(jìn)行了研究,主要結(jié)論如下:

1)三通道進(jìn)氣AVC,在腔體寬度比L/H1=0.4～0.5、后鈍體高度比H2/H1=0.4～0.7及L/H1=0.6～0.7、H2/H1=0.4～0.5的范圍內(nèi),能夠形成穩(wěn)定的雙渦對結(jié)構(gòu)。

2)燃燒室的總壓損失系數(shù)及燃燒效率隨著后鈍體高度比H2/H1增大呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢,并且這種趨勢不受腔體寬高比L/H1及進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響;在各參數(shù)下,存在最低的總壓損失系數(shù)及最高的燃燒效率,即在第Ⅴ種進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)、H2/H1=0.6、L/H1=0.7時(shí),燃燒室總壓損失系數(shù)最小;在第Ⅰ種進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)、H2/H1=0.9、L/H1=0.9時(shí),燃燒效率最高。

3)不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)下的總壓損失系數(shù)及燃燒效率大小的排序,并不隨著H2/H1、L/H1的變化而改變,其中第Ⅴ種進(jìn)氣結(jié)構(gòu)的總壓損失系數(shù)最小,第Ⅰ種進(jìn)氣的燃燒效率最高。

4)在進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)及H2/H1一定時(shí),不同的L/H1對燃燒室總壓損失系數(shù)及燃燒效率影響較小。

5)不同的進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)雖然對燃燒室的總壓損失系數(shù)的影響較小,但對燃燒效率的影響很大。

6)以燃燒效率最高為衡量標(biāo)準(zhǔn)下,能形成雙渦對下的三通道進(jìn)氣AVC與雙通道進(jìn)氣AVC相比,總壓損失系數(shù)僅增加0.12%的前提下,卻得到燃燒效率11.59%的大幅提高。

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