航空發(fā)動機燃燒室環(huán)境中非預混旋流火焰的標量特征

肖華林，羅?坤，金?臺，王海鷗，樊建人

航空發(fā)動機燃燒室環(huán)境中非預混旋流火焰的標量特征

肖華林1，羅?坤1，金?臺2，王海鷗1，樊建人1

(1. 浙江大學能源清潔利用國家重點實驗室，杭州 310027；2. 浙江大學航空航天學院，杭州 310027)

直接數(shù)值模擬；非預混火焰；旋流燃燒室；火焰因子；標量通量

非預混旋流火焰廣泛存在于各類工程機械燃燒系統(tǒng)中，如燃氣輪機、內(nèi)燃機和鍋爐燃燒室等[1]．在這類燃燒室中，燃燒模態(tài)和效率、污染物排放等特征是人們主要關心的問題．然而這類燃燒室通常工作在壓力和溫度都較高的水平，且由于幾何結構復雜、湍流強度高[2]，對火焰特征的測量和理解往往存在不完善的方面．

近年來對實驗室尺度旋流火焰特征的研究已經(jīng)取得較大進展，Huang等[3]對低雷諾數(shù)非預混旋流火焰進行了研究，討論了火焰形狀、溫度分布和湍流特征．Sidey等[4-5]則對雙燃料湍流旋流部分預混火焰進行了可視化研究，基于OH基團探索了火焰結構和穩(wěn)定性，并研究了燃料濃度對各燃燒區(qū)溫度的影響．對預混、非預混和噴霧旋流火焰的實驗研究[6]發(fā)現(xiàn)，盡管各模態(tài)火焰的吹熄條件不一，但是均能基于Damk?hler數(shù)相關關系進行很好地擬合．在數(shù)值模擬方面，Zhang等[7]基于大渦模擬方法研究了非預混旋流火焰的熄火機理和火焰抬升距離，Tanaka等[8]則較早采用直接數(shù)值模擬(direct numerical simulation，DNS)方法對實驗室微尺度旋流預混氫氣火焰進行了模擬，發(fā)現(xiàn)小尺度渦在火焰褶皺中起重要作用，而火焰前緣整體被大尺度相干結構夾帶．Xiao等[9-10]同樣采用DNS方法研究了預混和非預混旋流燃燒對湍流的影響機理．在非預混旋流火焰中，強剪切導致的夾帶和回流作用促進了各組分間的混合，從而產(chǎn)生了顯著的預混燃燒模態(tài)．采用火焰因子對非預混旋流火焰進行區(qū)分討論是探索火焰結構的有力手段．Luo等[11]采用DNS方法對正庚烷旋流噴霧火焰進行了研究，基于火焰因子對火焰結構進行了區(qū)分并探討了噴霧蒸發(fā)與火焰模態(tài)的相互作用關系．Paulhiac等[12]則采用大渦模擬方法對實驗室尺度非預混噴霧火焰進行了模擬，發(fā)現(xiàn)在靠近燃料的內(nèi)側為擴散火焰，而在外側則存在典型兩相火焰特征，即預混火焰模態(tài)，然而總體而言預混燃燒貢獻較?。?/p>

鑒于工程設計中實驗成本較高，采用數(shù)值模擬方法對燃燒室進行仿真計算逐漸成為工業(yè)首選．仿真中常采用大渦模擬或雷諾平均方法，在標量求解方面，這些方法與DNS的重要區(qū)別在于，標量通量項需要另行建模，常采用梯度假設[13]對其進行封閉．以往的研究表明，在預混火焰中，當火焰整體Lewis數(shù)較大時，梯度輸運假設是合理的；然而在較小Lewis數(shù)時，火焰有逆梯度輸運的傾向[14]．同樣地，在高Karlovitz數(shù)預混火焰中，標量輸運符合梯度假設，而在低Karlovitz數(shù)時，梯度假設失效[15]．在非預混火焰的研究中，同樣發(fā)現(xiàn)梯度假設的有效性受Lewis數(shù)的影響，總體而言不能準確預測其標量輸運[16]．

基于此前研究，本文進一步結合航空發(fā)動機燃燒室工況，采用DNS方法模擬了高壓非預混旋流航空火焰，基于火焰因子研究在貧燃/富燃情況下的火焰結構和放熱特點，并分別在預混和非預混燃燒模態(tài)下對湍流梯度輸運模型進行了評價．

1?數(shù)值方法

計算采用弱可壓Navier-Stokes方程，具體形式為：

計算域的設置參考Tecflam旋流燃燒器[19]，這一燃燒室雖然結構相對簡單，但是更便于DNS計算.入口燃料參數(shù)和壓力的選擇則取自航空燃氣輪機模型燃燒室[20]．圖1所示為計算域截面示意圖，由于本研究基于高壓條件，燃燒火焰面極薄，對計算域網(wǎng)格精度要求極高，因此受計算量的限制，采用縮小的微型燃燒室進行研究．通過同等尺度預混燃燒室的研究[21]驗證，該尺度燃燒室的湍流特征量符合航空發(fā)動機燃燒室工況．燃燒室有兩個環(huán)狀入口，空氣經(jīng)由外側環(huán)狀入口通入，其外徑為0.36mm，內(nèi)徑為0.18mm，燃料由內(nèi)側環(huán)通入，內(nèi)外徑分別為0.12mm和0.16mm．參照實驗室燃氣輪機燃燒室[20]，非預混燃燒級旋流的徑向擴張被預混主燃燒級限制且二者發(fā)生碰撞接觸，即僅考慮非預混燃燒級時可視為受限空間燃燒室．因此，計算域整體直徑設為0.96mm，長度為1.50mm，網(wǎng)格數(shù)為672×256×256≈4.4×107．考慮到非預混燃燒級與預混燃燒級在接觸處溫度一致，因此將壁面邊界條件設置為無滑移絕熱壁面．設置了兩個算例，采用航空煤油反應機理[22]，包含煤油氧化和CO-CO2平衡兩個反應，相關反應系數(shù)基于詳細反應機理采用列表方法擬合確定．經(jīng)驗證，該機理在寬溫度、壓力和當量比范圍內(nèi)的著火延遲時間和層流火焰速度均與詳細機理和實驗結果擬合較好[22]．全局當量比分別為0.6和1.5，分別對應于燃燒室內(nèi)貧燃和富燃兩種工況，以保證研究結果的相對普適性．空氣入口速度均為40m/s，溫度為760K，對應的燃料入口速度分別為1.17m/s(貧燃)和2.93m/s (富燃)，溫度為300K．空氣入口雷諾數(shù)為3850，計算域壓力為2.0265×106Pa．為了獲得符合實際的邊界條件，首先采用DNS方法單獨計算環(huán)形管道旋流，計算時基于以上流動條件給定軸向速度，并相應設置旋轉速度以保持整體旋流數(shù)為1.0．待旋轉湍流充分發(fā)展并消除初始速度場的影響后切片保存，正式計算時再作為入口邊界條件讀入．

圖1?計算域示意

2?結果與討論

2.1?火焰結構特征

在旋流火焰中，強烈的旋轉剪切作用會在旋轉主流的內(nèi)外兩側形成剪切層，剪切層夾帶著周圍流體隨主流運動從而降低中心區(qū)域和外部區(qū)域的壓力，下游流體由于負壓力梯度的作用向上游移動，從而形成內(nèi)回流區(qū)和外回流區(qū)．旋轉火焰結構被廣泛應用于工業(yè)燃燒器中的重要原因在于，回流區(qū)的存在有利于將下游高溫氣體帶回上游，為新噴入燃燒室的燃料充當連續(xù)的點火源，從而穩(wěn)定上游火焰，防止熄火．一般而言，內(nèi)回流區(qū)周圍的內(nèi)剪切層是燃燒反應的主要區(qū)域，而外回流區(qū)主要分布著熱產(chǎn)物[1]．

圖2為非預混旋流火焰截面溫度分布，圖中紅色線框區(qū)域表示內(nèi)回流區(qū)，外圍藍色線框區(qū)域表示外回流區(qū)，圖3為其對應的熱釋率(HRR)分布．對比兩圖可以發(fā)現(xiàn)，在貧燃狀況下，由熱釋率所表征的火焰面主要沿著內(nèi)剪切層分布，且高溫區(qū)主要分布在內(nèi)回流區(qū)中，火焰面穩(wěn)定在內(nèi)回流區(qū)的上游，而在外剪切層中沒有火焰面的分布，且外回流區(qū)中的氣體溫度較低．另外，由于燃燒產(chǎn)生的壓力增強，導致內(nèi)回流區(qū)氣體局部膨脹，從而使旋流張角增大．然而在富燃旋流火焰中，火焰和溫度的分布有所不同．富燃料時，雖然燃料同樣是從空氣旋流的內(nèi)側噴入，由于空氣量不足，導致燃料在內(nèi)回流區(qū)和內(nèi)剪切層中不能完全燃燒，如圖3所示，富燃工況中上游內(nèi)剪切層處沒有火焰面分布，這表明在此處的空氣量僅能將燃料初步分解為中間組分，氧氣的缺乏阻止了中間組分的進一步氧化放熱．對應地，圖2中可以發(fā)現(xiàn)富燃工況在中心回流區(qū)的溫度分布也較低．中間產(chǎn)物在上游回流區(qū)生成后，隨著旋流的卷吸夾帶作用被輸運至外回流區(qū)，如圖2中紫色箭頭所示，并在旋流外剪切層中與氧氣進一步反應放熱，生成燃燒產(chǎn)物．因此在富燃火焰中，火焰面主要沿內(nèi)剪切層下游和外剪切層分布，且外回流區(qū)溫度較高．這一火焰結構與前人對甲烷旋流火焰[23]的研究結果相似．

圖2?瞬時溫度分布

圖3?瞬時熱釋率分布

為了進一步解析非預混旋流火焰特征，引入火焰因子[24]區(qū)分火焰模態(tài)：

式中：F和O分別表示當?shù)厝剂虾脱鯕獾馁|(zhì)量分數(shù)．火焰因子Takeno表示燃料梯度和氧氣梯度的方向相對性，當Takeno為1時，表示二者方向一致，局部為預混火焰模態(tài)；當Takeno為－1時，方向相反，為擴散燃燒模態(tài)．Paulhiac等[12]進一步發(fā)展了結合當?shù)責後屄实姆艧嵋蜃樱?/p>

當flame為正時，表示預混火焰；flame為負時，表示擴散火焰，其值的大小表示燃燒強度．圖4為各工況上游和下游位置截面上的flame分布．此處上游為＝0.5，在這一軸向位置火焰面沿剪切層連續(xù)分布；下游為＝，此處火焰面由于旋流擾動而破碎分布．

圖4?瞬時放熱因子分布

圖中紅色表示預混燃燒，藍色表示非預混燃燒，亮綠色虛線表示當量比混合分數(shù)(st＝0.062)等勢線．在上游處，火焰面較為完整，沿剪切層分布，而在下游由于旋流和湍流擾動，火焰破碎分布于整個截面域．在貧燃工況中，有非預混燃燒模態(tài)存在的地方基本同時伴隨著預混燃燒模態(tài)，且這一“同步模態(tài)”大都分布于內(nèi)剪切層的當量比混合分數(shù)附近．在此“同步模態(tài)”中，富燃料側為預混火焰，富氧氣側為非預混火焰，此處燃料主要以航空煤油為主，表明此處的標量輸運以氧氣向航空煤油優(yōu)先輸運為主．而在富燃工況中，雖然也有這一“同步模態(tài)”，然而各自的分布位置卻與貧燃工況相反，火焰在外剪切層當量比混合分數(shù)附近，富燃料側為非預混火焰，而富氧氣側為預混火焰，因為此處燃料以航空煤油分解后的中間產(chǎn)物為主，表明在此處以中間產(chǎn)物向氧氣優(yōu)先輸運為主．在兩種工況中，除“同步模態(tài)”外，另外還大量存在單獨預混的火焰模態(tài)，表明在強湍流旋流火焰中，由于強烈的回流擾動和混合效應，預混燃燒模態(tài)是廣泛存在的．

基于火焰因子Takeno，進一步基于混合分數(shù)()空間分析了預混/非預混燃燒模態(tài)下熱釋率的區(qū)別，如圖5散點圖所示，圖中曲線為不同燃燒模態(tài)中熱釋率基于混合分數(shù)的條件平均分布．可以發(fā)現(xiàn)，貧燃和富燃工況的熱釋率分布趨勢基本一致．非預混燃燒模態(tài)主要發(fā)生在混合分數(shù)接近當量比混合分數(shù)(st＝0.062)時，而預混燃燒模態(tài)則沒有這樣的限制，在混合分數(shù)空間廣泛分布，且預混燃燒中的最高熱釋率顯著大于擴散燃燒．對比兩燃燒模態(tài)的條件平均熱釋率分布可以發(fā)現(xiàn)，預混燃燒放熱明顯強于擴散燃燒.比較二者的體積積分放熱還可以得出，預混燃燒放熱均占總放熱的75%以上．

圖5?混合分數(shù)空間內(nèi)熱釋率的散點和平均分布

圖6是溫度在混合分數(shù)空間的散點分布．不同于擴散燃燒條件下溫度僅分布于熄火區(qū)間和穩(wěn)燃區(qū)間，預混燃燒條件下溫度分布更為廣泛．除當量比混合分數(shù)附近擴散燃燒模態(tài)的溫度平均分布高于預混燃燒模態(tài)外，其余混合分數(shù)對應的預混溫度均高于擴散溫度，證明了預混燃燒模態(tài)在非預混旋流火焰中的廣泛分布．

圖6?混合分數(shù)空間內(nèi)溫度的散點和平均分布

2.2?標量輸運特征

為了探尋非預混旋流火焰中的標量輸運特征，基于火焰因子區(qū)分預混燃燒模態(tài)和擴散燃燒模態(tài)，并分別對下游截面各燃燒模態(tài)下的標量通量和標量梯度進行統(tǒng)計．對于給定標量，?；谔荻燃僭O將其通量定義為：

式中：左側為標量的通量；右側D為擴散系數(shù)，右側偏導數(shù)為該標量在對應方向的標量梯度．考慮到旋流柱形火焰的特點，這里對徑向標量通量和梯度進行分析．式中的平均首先是對各空間點的數(shù)據(jù)進行時間平均，然后在方位角方向上進行空間平均，最終得到沿徑向分布的平均數(shù)據(jù)．當標量符合梯度輸運(gradient transport，GT)時，標量通量和標量梯度符號相反；反之，當標量為逆梯度輸運(counter gradient transport，CGT)時，標量通量和標量梯度符號相同．

圖8為守恒標量混合分數(shù)的標量通量和標量梯度相對關系散點圖．在預混燃燒模態(tài)中，各位置的標量通量依然基本遵循梯度假設，特別是在火焰面廣泛存在的內(nèi)外剪切層中，完全遵循梯度假設．然而在擴散燃燒模態(tài)中，特別是在火焰面上，梯度假設失效．對貧燃工況擴散模態(tài)，火焰處于內(nèi)剪切層(藍色散點)，對富燃工況擴散模態(tài)，火焰處于下游內(nèi)剪切層(藍色散點)和外剪切層(紅色散點)，而這些散點均位于一、三象限，表明就守恒標量混合分數(shù)而言，無論是貧燃工況還是富燃工況，在擴散模態(tài)的火焰面中梯度假設均不能正確表征標量通量．

圖7 基于非守恒標量的標量通量和標量梯度的相對關系

圖8 基于守恒標量混合分數(shù)的標量通量和標量梯度的相對關系

3?結?論

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Scalar Characteristics of Non-Premixed Swirling Flames in Aircraft-Engine Combustor Environment

Xiao Hualin1，Luo Kun1，Jin Tai2，Wang Haiou1，F(xiàn)an Jianren1

(1. State Key Laboratory of Clean Energy Utilization，Zhejiang University，Hangzhou 310027，China；2. School of Aeronautics and Astronautics，Zhejiang University，Hangzhou 310027，China)

direct numerical simulation；non-premixed flame；swirling combustor；flame index；scalar flux

TK11

A

1006-8740(2022)02-0170-07

10.11715/rskxjs.R202202017

2021-03-04.

國家自然科學基金重大研究計劃資助項目(91741203)．

肖華林（1996—??），男，博士研究生，hulonxiao@zju.edu.cn.

羅?坤，男，博士，教授，zjulk@zju.edu.cn.

(責任編輯：武立有)