旋流駐渦燃燒室預(yù)混燃燒流動特性數(shù)值分析

要晉龍，徐 青*，鄢平華，孫?？?/p>

(1.華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院，南昌 330013；2.江西應(yīng)用科技學(xué)院 人工智能學(xué)院，南昌 330100；3.南昌航空大學(xué) 飛行器工程學(xué)院，南昌 330063)

0 引 言

高速來流下的火焰穩(wěn)定是燃燒室設(shè)計過程重點關(guān)注的問題。20世紀(jì)90年代，Hsu[1]等人提出通過凹腔實現(xiàn)火焰穩(wěn)定的駐渦燃燒室，相比于傳統(tǒng)旋流燃燒室，駐渦燃燒室穩(wěn)定工作范圍寬、貧油熄火極限(LBO)以及污染物(NOx)排放進(jìn)一步降低。在此基礎(chǔ)上，雙/三通道駐渦燃燒室[2-3]、液體燃料駐渦燃燒室[4-6]以及雙凹腔駐渦燃燒室[1,7]等各類改進(jìn)的駐渦燃燒室被相繼提出。上述駐渦燃燒室研究大多是在低速來流(14～42 m/s)的航空發(fā)動機(jī)/燃?xì)廨啓C(jī)工作狀態(tài)下開展。此外，凹腔結(jié)構(gòu)也越來越多地應(yīng)用于超燃沖壓燃燒室中[8]。

在沖壓發(fā)動機(jī)燃燒領(lǐng)域，為探究駐渦燃燒室的可行性，文獻(xiàn)[9-12]分別研究了沖壓發(fā)動機(jī)流動工況下駐渦燃燒室的性能，實驗結(jié)果表明：在高入口速度、壓力及溫度條件下，駐渦燃燒室依舊表現(xiàn)出優(yōu)越的穩(wěn)焰性能。文獻(xiàn)[13]設(shè)計了一種帶導(dǎo)流片的沖壓發(fā)動機(jī)駐渦燃燒室，并對不同來流工況進(jìn)行數(shù)值研究。文獻(xiàn)[14]設(shè)計了一種燃燒室壁面高速旋轉(zhuǎn)(30 000 r/m)的微型沖壓發(fā)動機(jī)，并對其燃燒室性能進(jìn)行了數(shù)值分析，研究表明：在燃燒室壁面高速旋轉(zhuǎn)時的影響下，科氏力引起的凹腔旋渦破裂促進(jìn)油氣摻混，而在離心力作用下，主燃區(qū)形成的短回流區(qū)會造成燃燒室軸線附近燃料聚集，油氣間摻混作用被削弱，火焰被拉長。文獻(xiàn)[15]等將第二代旁側(cè)凹腔駐渦燃燒室應(yīng)用到微型沖壓發(fā)動機(jī)燃燒室設(shè)計中，并對入口帶旋流的燃燒室冷態(tài)流場進(jìn)行了數(shù)值分析，結(jié)果表明：旋流條件下，凹腔內(nèi)形成穩(wěn)定的駐渦，在變工況時，凹腔駐渦保持穩(wěn)定，且燃燒室流場的湍流強度提高。凹腔與旋流的組合穩(wěn)焰方式為沖壓發(fā)動機(jī)燃燒室性能提升提供了一個新的研究方向。

為進(jìn)一步研究旋流流動對沖壓發(fā)動機(jī)駐渦燃燒室性能的影響，本文基于文獻(xiàn)[15]的研究，采用數(shù)值分析方法，深入分析不同旋流數(shù)對旋流駐渦燃燒室預(yù)混燃燒流動性能的影響，為旋流駐渦燃燒室的設(shè)計提供一定參考。

1 幾何模型和計算條件

1.1 幾何模型及工況

燃燒室結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示，其中燃燒室入口段(Inelt)直徑D=50 mm，考慮到燃燒室中流動的充分發(fā)展，燃燒室長度取10D，凹腔結(jié)構(gòu)參數(shù)：L/D=0.72，H/D=0.5。為便于研究，本文采用直接給出入口旋轉(zhuǎn)速度的方式模擬旋流，旋流模擬工況如表1所示，其中旋流

表1 旋流計算工況Table 1 Swirl calculation working conditions

數(shù)的計算公式為

(1)

1.2 數(shù)值模型及邊界條件

由于沖壓發(fā)動機(jī)燃燒室入口流動Ma>0.3，所以在計算過程中考慮了氣體的可壓縮性，本文選用可壓縮N-S方程求解。由于涉及到高旋流強度的計算，湍流模型選用線性壓力應(yīng)變(Linear Pressure-Strain)假設(shè)下的Reynolds Stress (7 eqn)模型[16]；選用甲烷為燃料，燃燒模型為單步反應(yīng)的Eddy Dissipation Model(EDM)；近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，控制方程離散格式為二階迎風(fēng)，對流通量離散采用Roe-FDS格式 。通過將流體運動類型設(shè)置為Moving reference frame，并輸入旋轉(zhuǎn)速度實現(xiàn)旋流模擬。燃燒室入口采用Pressure Far-Field邊界條件，根據(jù)文獻(xiàn)[14]，采用stream-thrust analysis推導(dǎo)得出：靜壓1.01 MPa，Ma=0.6，混氣總溫681 K，湍流強度20%，水力直徑50 mm，燃料與空氣在入口處已充分混合，總當(dāng)量比為0.26。燃燒室出口為Pressure Outlet邊界，出口壓力為0.1 MPa，湍流強度20%，水力直徑100 mm。壁面為絕熱、無滑移壁面邊界條件；同時為節(jié)約計算時間，采用1/4幾何模型進(jìn)行計算，并設(shè)置為周期性邊界條件。

1.3 網(wǎng)格獨立性及燃燒模型驗證

1/4模型采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，如圖2所示。網(wǎng)格獨立性檢驗結(jié)果如圖3所示，21萬網(wǎng)格與41萬網(wǎng)格的計算結(jié)果差異較小，可認(rèn)為21萬網(wǎng)格已達(dá)到網(wǎng)格無關(guān)性要求，各工況均采用21萬網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行數(shù)值計算。

圖2 燃燒室1/4模型網(wǎng)格劃分Fig.2 Grid division of combustor 1/4 model

圖3 燃燒室中心線上的溫度分布Fig.3 Temperature distribution at the center line of combustor

關(guān)于湍流模型的驗證可參見文獻(xiàn)[17]，燃燒模型驗證如圖4所示，選用文獻(xiàn)[1]中的燃燒室模型，模擬在入口空氣速度Uair=42 m/s、燃燒室總當(dāng)量比Φo=0.21、凹腔局部當(dāng)量比ΦP=4.4工況時，凹腔中部z=24 mm處的溫度分布，并與實驗結(jié)果進(jìn)行對比，由于文獻(xiàn)中沒有給出具體溫度測點位置，所以選取了三個不同角度(0°，11.25°，22.5°)截面的溫度分布。從圖4可以看出，在0°截面的計算值與實驗值的相對誤差小于0.08，認(rèn)為兩者吻合較好，從而驗證了本文所選數(shù)值計算模型的合理性。

圖4 模型驗證Fig.4 Model validation

2 計算結(jié)果分析與討論

2.1 流場特性

圖5為不同旋流數(shù)時燃燒流場中z=0平面的凹腔內(nèi)速度流線圖。由圖可見，凹腔處于低速區(qū)，在渦心位置處流速約在20～40 m/s，遠(yuǎn)小于主流速度，這為實現(xiàn)凹腔內(nèi)的點火以及火焰穩(wěn)定提供了速度條件。對比流線分布，在各個旋流工況下凹腔內(nèi)均形成單渦結(jié)構(gòu)，而且這些旋渦的滯止點都位于凹腔后體壁面，所以，凹腔內(nèi)的流動處于被擠壓階段[18]。在不同旋流強度下，凹腔內(nèi)旋渦的渦心位置有所差別，當(dāng)旋流數(shù)S=0時，旋渦的渦心位于凹腔左上角，因此旋渦的上部和左側(cè)發(fā)展受到凹腔壁面的阻礙，而旋渦右側(cè)和下側(cè)發(fā)展更為充分，引起旋渦被擠壓的原因可以根據(jù)燃燒引起的“熱縮”效應(yīng)[19]來解釋；當(dāng)旋流數(shù)S>0時，凹腔內(nèi)旋渦的渦心高度回到凹腔的中間位置，根據(jù)穩(wěn)定旋流中徑向力平衡公式[14]

圖5 凹腔局部速度流線圖Fig.5 Partial velocity streamlines of cavity

(2)

式中：Ω表示角速度；Ω2r表示離心力；ρ為流體密度，p為流場靜壓。由于離心力方向為徑向，所以離心力通過徑向壓力梯度來平衡。當(dāng)S>0時燃燒室中引入旋流，凹腔內(nèi)流體的旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生了離心力，從而產(chǎn)生了徑向壓力梯度，因此，渦心在徑向壓力梯度的作用下，重新回到凹腔中間高度水平。另外，當(dāng)S=0.1時，旋渦的渦心基本位于凹腔的幾何中心，而隨著旋流數(shù)繼續(xù)增大，渦心會稍微向右移動。

工程上，通常采用湍動能來表示流動過程中湍流的強弱。圖6描述了旋流數(shù)S=0和S=0.1時，燃燒室中Z=0截面的湍動能分布。從圖中可以看出，在兩種旋流工況下，湍動能分布基本相同，凹腔內(nèi)由于流速低，因此湍動能較小，減少了流動過程中的脈動，利于凹腔內(nèi)火焰的穩(wěn)定；而高湍流強度區(qū)域，主要集中在凹腔后的臺階面附近，并向后延伸，主要是由于在臺階面附近的突擴(kuò)區(qū)域主流與回流區(qū)之間的強烈摻混作用引起的，并由此而促進(jìn)該區(qū)域中未燃?xì)怏w與高溫?zé)煔庵g的熱量傳遞，激發(fā)了燃燒反應(yīng)，結(jié)合燃燒室總體溫度分布可以看出，在該區(qū)域內(nèi)進(jìn)行了明顯的燃燒過程。

圖6 燃燒室三維流線圖及Z=0平面湍動能分布Fig.6 Combustor 3D streamlines and turbulent-kinetic energy distribution at plane Z=0

然而根據(jù)兩種工況下的三維流線圖，在凹腔內(nèi)均形成了旋渦，而在凹腔之后的突擴(kuò)區(qū)域，對于S=0工況，只在臺階面附近形成回流區(qū)，這個回流區(qū)的形成主要是由于突擴(kuò)區(qū)域產(chǎn)生的總壓損失引起流動分離而產(chǎn)生的壓力梯度渦[14]，容易受到流動工況的影響；對于S=0.1工況，在臺階面之后出現(xiàn)了流體的三維旋轉(zhuǎn)，而在二維流線圖中同樣表現(xiàn)為一個回流旋渦，其成因如下：由于在燃燒室入口引入旋流，雖然流體在凹腔下游進(jìn)入了面積更大的突擴(kuò)區(qū)域，但是對于那些進(jìn)入更小直徑區(qū)域的流體而言，為保證動量守恒，必須以更大的角速度旋轉(zhuǎn)，此時，根據(jù)公式(2)可以看出，角速度Ω增加，離心力Ω2r也隨之增加，所以就需要產(chǎn)生更大的徑向壓力梯度?p/?r來平衡離心力。也就是說，在臺階面附近產(chǎn)生低壓區(qū)，引起流體的反向旋轉(zhuǎn)，從而形成旋渦回流區(qū)[14]，又因為在燃燒室后段，旋流的影響逐漸消失，所以流體重新回到最初的旋向，而旋轉(zhuǎn)強度逐漸減弱。

根據(jù)以上分析，雖然在S=0.1時，燃燒室內(nèi)形成了三維旋轉(zhuǎn)流場，但是流場的湍動能并沒有因此而顯著提高，說明弱旋流對于流場湍流水平的影響不大，這樣就可以避免過強的湍流流動引起耗散而增加總壓損失的問題，三維的旋轉(zhuǎn)流動對于燃料與氧化劑以及燃料與高溫?zé)煔獾膿交靺s大有裨益，由于本文計算采用預(yù)混氣體，所以三維旋轉(zhuǎn)對于摻混過程的影響并不明顯。

2.2 總壓恢復(fù)系數(shù)

總壓恢復(fù)系數(shù)是評價燃燒室流動過程中不可逆損失大小的一個重要參數(shù)，計算公式為

(3)

圖7為燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)與旋流數(shù)之間的關(guān)系?？梢?，隨著旋流數(shù)的增加，總壓恢復(fù)系數(shù)σ*先增加后降低再增加。當(dāng)S=0.1時，σ*達(dá)到最大值0.851，而S=0.98時，σ*最小，這表明，旋流強度過大會使流體的流動損失增加量大于燃燒過程中流體內(nèi)能和動能的增加量，導(dǎo)致總壓恢復(fù)系數(shù)降低。而在S=1.2時，由于旋流強度很高，在流動過程中引入了很大的切向速度，使得燃燒室內(nèi)動能大幅增加，但考慮到高速流動帶來的流動損失，此時總壓恢復(fù)系數(shù)雖有所上升，但依舊處于較低的水平。

圖7 不同旋流數(shù)下燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)Fig.7 Combustor total pressure recovery coefficient at different swirl number

2.3 燃燒室溫度分布

燃燒室總體溫度分布如圖8所示。從圖中可以看出，燃燒室的高溫區(qū)域基本分布在凹腔內(nèi)以及凹腔后的臺階面附近，主要是由于在這兩個區(qū)域中形成了旋渦回流區(qū)，一方面，回流區(qū)低的流速可以保護(hù)火焰不被高速主流吹熄；另一方面，回流區(qū)的卷吸作用能夠促進(jìn)未燃?xì)怏w與高溫?zé)煔庵g的熱量傳遞，為維持燃燒反應(yīng)提供溫度條件。此外，當(dāng)S=0時，臺階面高溫區(qū)靠近燃燒室壁面，容易造成局部壁面超溫的現(xiàn)象；而當(dāng)S=0.1時，該高溫區(qū)域逐漸遠(yuǎn)離壁面并向燃燒室中心軸線附近擴(kuò)展，這主要由于在徑向壓力梯度的作用下，回流區(qū)向遠(yuǎn)離壁面的方向移動，這樣一來能夠有效緩解旁側(cè)凹腔帶來的火焰壁面局部溫度過高的現(xiàn)象[20]；當(dāng)旋流數(shù)繼續(xù)增加時，臺階面后的高溫區(qū)域分布變得更加復(fù)雜，且火焰長度明顯大于S=0和S=0.1時的火焰長度，當(dāng)S>0.3時，高溫區(qū)又重新回到了燃燒室壁面附近，這是由于燃燒室引起的“熱縮”效應(yīng)[19]，對臺階面后回流區(qū)的擠壓強度超過了旋流引起的徑向壓力梯度而使回流區(qū)重新回到近壁面的位置，同時根據(jù)圖9中S=0.3時的壓力及流線圖可以看出，此時的臺階面后的回流區(qū)一直延伸到燃燒室出口，而旋流的影響則主要集中在燃燒室入口附近區(qū)域，所以在燃燒室出口附近區(qū)域壓力變?yōu)檩S向分布，徑向壓力梯度基本消失，使得后半段火焰難以向燃燒室中心擴(kuò)展，而又重新回到近壁面處；在S=0.6和S=1.2時，由于回流區(qū)長度較長，在沿燃燒室長度方向上回流區(qū)與主流交界面處由于強烈的動量及熱量交換，也會發(fā)生小范圍的燃燒，這種局部間斷的燃燒現(xiàn)象，會造成燃燒室內(nèi)壓力波動過大，對燃燒的穩(wěn)定工作會產(chǎn)生不利影響；另外，在S=1.2時，凹腔以及臺階面處的高溫區(qū)域溫度及面積明顯小于其他工況，表明在凹腔以及臺階面附近的燃燒效率較低，而在燃燒室出口卻出現(xiàn)了大面積的高溫區(qū)，這對燃燒室以及噴管工作的穩(wěn)定性和可靠性產(chǎn)生負(fù)面影響。根據(jù)以上分析可以看出，當(dāng)旋流數(shù)S=0.1時，臺階面火焰向燃燒室中心擴(kuò)展，且火焰長度短，燃燒集中。

圖8 燃燒室溫度分布云圖Fig.8 Combustor temperature contours

圖9 S=0.3時的燃燒室壓力分布和流線圖Fig.9 Combustor pressure distribution and streamlines at S=0.3

2.4 燃燒效率

燃燒效率表示燃燒室內(nèi)燃料燃燒的完全程度，本文采用焓增法來計算燃燒效率，公式為

ηc=

(4)

不同旋流數(shù)時的燃燒效率如圖10所示。從圖中可以看出，在不同的旋流工況下燃燒室的燃燒效率ηc>0.93。當(dāng)旋流數(shù)S≤0.1時，燃燒效率ηc>0.96，結(jié)合圖8的溫度分布可知，在S=0和S=0.1時，燃燒室在短距離內(nèi)高效完成了燃燒過程；隨著旋流數(shù)增大(0.2≤S≤0.98)，燃燒效率均低于0.96，雖然在溫度圖中這些旋流工況下燃燒室的高溫區(qū)域面積很大，但是燃料的燃燒效率卻不高；另外，當(dāng)旋流數(shù)S=1.2時，由于在燃燒室出口出現(xiàn)二次燃燒現(xiàn)象，導(dǎo)致燃燒效率出現(xiàn)驟升。

圖10 不同旋流數(shù)時燃燒效率Fig.10 Combustion efficiency at different swirl number

圖11所示為三種旋流工況下燃燒效率沿燃燒室長度方向的變化關(guān)系。在不同旋流工況下，燃燒效率沿燃燒室長度方向的變化規(guī)律基本相同：在燃燒室入口段由于流速高、溫度低，未發(fā)生燃燒反應(yīng)，從凹腔前體開始燃料與氧化劑反應(yīng)，燃料的燃燒效率逐漸上升，直至該工況下最高的燃燒效率。但是，在x/D≤2時，三種旋流工況下燃燒效率沿軸線方向變化基本一致；當(dāng)x/D>2，旋流數(shù)S=0和S=0.1時，燃燒效率沿軸向速度明顯快于S=1.2工況，且S=0和S=0.1時，分別在x/D=6.4和x/D=6.6達(dá)到最高的燃燒效率ηc=0.966，而S=1.2時，在x/D=8時才達(dá)到最高的燃燒效率ηc=0.982，這說明S=0和S=0.1工況能夠在更短的距離內(nèi)實現(xiàn)更高效的燃燒，這樣就有望將燃燒室的長度縮短到x/D=7左右，從而能夠進(jìn)一步提高發(fā)動機(jī)的推重比。

圖11 燃燒效率沿燃燒室長度方向的變化Fig.11 Variation of combustion efficiency along the x/D

綜合流場特性、燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)、溫度分布和燃燒效率等因素，認(rèn)為旋流數(shù)S=0.1時，燃燒室的性能更為優(yōu)異。

3 結(jié) 論

本文以沖壓發(fā)動機(jī)旋流駐渦燃燒室為研究對象，采用數(shù)值計算方法，分析了旋流強度對預(yù)混燃燒條件下燃燒室的燃燒流動特性的影響規(guī)律，獲得如下結(jié)論：

(1) 對比有、無旋流時流場特性：在凹腔內(nèi)均形成光滑的單渦結(jié)構(gòu)，當(dāng)旋流數(shù)S=0.1時，渦心最接近凹腔的幾何中心，且在弱旋流工況下(S=0.1)，三維旋流的引入并沒有過大增加燃燒室流動的湍動能，避免了過大的湍流強度帶來的流動損失；

(3) 當(dāng)旋流數(shù)S=0.1時，燃燒室火焰長度縮短，火焰向燃燒室中心擴(kuò)展，燃燒室的燃燒效率較高，且有望縮短燃燒室長度。

因此，燃燒室在弱旋流工況下有更好的燃燒流動特性，同時也符合發(fā)展高推重比發(fā)動機(jī)的趨勢。然而，本文中只研究了單一當(dāng)量比預(yù)混燃燒特性，在實際的駐渦燃燒室中更多采用擴(kuò)散燃燒方式，所以應(yīng)進(jìn)一步開展燃燒室變當(dāng)量比以及非預(yù)混燃燒時性能表現(xiàn)的相關(guān)研究。