基于LES-FGM方法的部分預(yù)混湍流燃燒中間組分模擬*

張瑋杰, 王金華, 胡光亞, 李德立, 王子淇, 黃佐華

(西安交通大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 西安 710049)

0 引 言

湍流燃燒是燃?xì)廨啓C(jī)、航空發(fā)動(dòng)機(jī)、內(nèi)燃機(jī)和工業(yè)燃燒爐中最廣泛的能源轉(zhuǎn)化方式,燃燒室是其能量轉(zhuǎn)化的核心部件．在實(shí)際燃燒室中,燃料和空氣混合往往極度不均,使得除典型的預(yù)混、擴(kuò)散燃燒之外,部分預(yù)混燃燒普遍存在[1-3]．悉尼大學(xué)Masri教授定義部分預(yù)混(partially premixed)為“包含可燃和不可燃狀態(tài)的燃空不均勻混合”,表明部分預(yù)混燃燒本身的復(fù)雜性[1]．?dāng)?shù)值仿真是降低設(shè)計(jì)成本和實(shí)現(xiàn)燃機(jī)預(yù)測(cè)設(shè)計(jì)的重要手段,而高效可靠的燃機(jī)燃燒室仿真必須首先解決部分預(yù)混燃燒的快速、準(zhǔn)確模擬問題．實(shí)際上,有限速率化學(xué)反應(yīng)(finite-rate chemistry,FRC)燃燒模型因求解多組分、多步化學(xué)反應(yīng),對(duì)部分燃燒組分模擬可靠性較高,但即使采用化學(xué)反應(yīng)機(jī)理簡(jiǎn)化,有限速率模型依然存在著計(jì)算速度慢、成本高、求解系統(tǒng)剛性等致命缺陷,在工業(yè)實(shí)際中難以應(yīng)用[4-5]．相比之下,建表燃燒模型如FGM(flamelet-generated manifold)[4,6]、FPI(flamelet prolongation of ILDM)[7]和FPV(flamelet/progress variable)[8]等基于層流火焰面對(duì)燃燒化學(xué)反應(yīng)體系進(jìn)行降維處理,以若干控制變量(如混合分?jǐn)?shù)、焓和進(jìn)展變量)方程代替大量組分方程,同時(shí)在計(jì)算中避免了有限速率化學(xué)反應(yīng)的求解,因而大幅降低了計(jì)算成本,顯示出獨(dú)特的工業(yè)應(yīng)用優(yōu)勢(shì)．

部分預(yù)混燃燒的建表模擬存在問題主要是,燃料和空氣混合程度是介于純預(yù)混(premixed)和純擴(kuò)散(non-premixed)之間,但建表燃燒模型一般基于單模態(tài)的預(yù)混或擴(kuò)散火焰面來構(gòu)建．在傳統(tǒng)建表燃燒模型中,對(duì)于預(yù)混燃燒以預(yù)混層流火焰面建表,對(duì)于非預(yù)混燃燒以擴(kuò)散火焰面建表,而對(duì)于部分預(yù)混燃燒,只能根據(jù)燃空混合程度采用預(yù)混或擴(kuò)散火焰建表來近似模擬．Masri[1]和Lipatnikov[2]近期在部分預(yù)混燃燒綜述研究中指出,燃燒模型中引入燃空部分預(yù)混特性十分關(guān)鍵．Wen等[9]研究表明,對(duì)于部分預(yù)混燃燒,單獨(dú)采用預(yù)混火焰建表不能很好捕捉燃空混合作用,單獨(dú)采用擴(kuò)散火焰建表則不能準(zhǔn)確模擬火焰?zhèn)鞑ヌ匦裕诖?前人將預(yù)混和擴(kuò)散火焰建表相結(jié)合來開發(fā)部分預(yù)混燃燒模型,如基于局部燃燒模態(tài)識(shí)別因子的自適應(yīng)雙模態(tài)模型[10-11],基于部分預(yù)混火焰建表的PPFT(partially premixed flamelet tabulation)模型[9]和基于Pareto分析的PEC(Pareto-efficient combustion)模型[12-13]等．

對(duì)于相對(duì)簡(jiǎn)單的當(dāng)量比分層火焰或復(fù)雜的部分預(yù)混湍流火焰,前人研究表明,不管采用何種建表模型和建表方式,火焰結(jié)構(gòu)、流場(chǎng)和溫度場(chǎng)等均能被較好地模擬[14-17]．對(duì)于實(shí)驗(yàn)室常用的甲烷(CH4)湍流火焰來說,其燃料、氧化劑和主要產(chǎn)物如CH4、O2、CO2和H2O等也能得到可靠預(yù)測(cè),但多個(gè)研究表明燃燒中間產(chǎn)物模擬可靠性嚴(yán)重不足,特別是排放物CO．如近期Proch等[14]、Nambully等[15]、Donini等[16]、Popp等[18]和Zhang等[17]均觀察到CO或H2兩種中間組分模擬嚴(yán)重失真．對(duì)于CO,其誤差被解釋為CO慢氧化作用無法被建表方法捕捉[16],CO過氧化作用提前轉(zhuǎn)化為CO2[15],或模擬中采用了不真實(shí)的絕熱壁面導(dǎo)致[14,19]．此外,湍流拉伸作用對(duì)中間組分CO模擬的影響也被揭示[20]．不同的是,Zhang等[17]揭示了分層火焰中差異擴(kuò)散作用模擬不準(zhǔn)會(huì)導(dǎo)致局部當(dāng)量比模擬誤差,而當(dāng)量比誤差進(jìn)而又間接導(dǎo)致了CO和H2誤差的現(xiàn)象．這表明,準(zhǔn)確模擬燃空混合過程對(duì)中間組分可靠預(yù)測(cè)也十分關(guān)鍵,然而針對(duì)典型的部分預(yù)混火焰,系統(tǒng)性揭示這一關(guān)鍵影響因素亟待開展．

本文主要基于德國(guó)達(dá)姆施塔特工業(yè)大學(xué)的MRB(multi-regime burner)部分預(yù)混標(biāo)準(zhǔn)火焰,結(jié)合FGM建表方法和大渦模擬(large-eddy simulation,LES)開展部分預(yù)混湍流燃燒中間組分模擬研究．該MRB部分預(yù)混湍流火焰近期由Butz等[21-22]開展了流場(chǎng)、溫度場(chǎng)和多組分場(chǎng)定量測(cè)量,對(duì)燃燒模型驗(yàn)證優(yōu)化研究提供了極大支持．本研究主要對(duì)比預(yù)混火焰和部分預(yù)混火焰建表兩種方法,探究?jī)煞N方法模擬的差異性,揭示燃空混合過程對(duì)中間組分模擬的關(guān)鍵影響作用．

1 MRB部分預(yù)混湍流火焰簡(jiǎn)介

該MRB燃燒器采用多通道燃空入口來實(shí)現(xiàn)部分預(yù)混燃燒,如圖1所示．圖1(a)為燃燒器頭部結(jié)構(gòu)圖及各個(gè)通道主要尺寸,它主要由中心噴管jet、環(huán)形通道slot 1和slot 2組成,同時(shí)兩個(gè)環(huán)形通道之間有與水平面呈26°的斜壁面,有助于形成回流區(qū)進(jìn)而穩(wěn)定火焰．實(shí)驗(yàn)在常溫常壓的開放空間進(jìn)行,燃燒器周圍供給流速為1.0 m·s-1的伴隨流空氣,反應(yīng)物為CH4/空氣混合氣,該燃燒器頭部采用80 ℃溫水循環(huán)進(jìn)行過熱保護(hù)．部分預(yù)混燃燒主要在中心噴管附近形成,主要方法為在中心噴管通入高當(dāng)量比φ0=2.6(不可燃)的CH4/空氣預(yù)混氣,在slot 1中通入純空氣(φ1=0),兩者在下游混合、燃燒,從而形成區(qū)別于典型擴(kuò)散火焰或預(yù)混火焰的部分預(yù)混燃燒模式．同時(shí),在slot 2中通入當(dāng)量比φ2=0.8的CH4/空氣預(yù)混氣,該預(yù)混氣處于可燃范圍,主要用于穩(wěn)定整個(gè)火焰．通入jet、slot 1和slot 2的混合氣或空氣平均速度分別為105 m·s-1,15 m·s-1和20 m·s-1．實(shí)際上,該工況的MRB火焰被標(biāo)識(shí)為MRB26b,同時(shí)本文也針對(duì)另一工況MRB18b進(jìn)行了模擬,其區(qū)別僅僅是將中心噴管當(dāng)量比改為φ0=1.8．針對(duì)MRB26b和MRB18b火焰,如前所述,Butz等已開展了速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)和多種組分場(chǎng)的定量測(cè)量,其中組分場(chǎng)包括燃料CH4、氧化劑O2、主要產(chǎn)物CO2和H2O及燃燒中間組分CO和H2．

(a) MRB燃燒器頭部結(jié)構(gòu)(單位: mm) (b) 湍流入口示意圖(a) The head of the MRB burner(unit: mm)(b) Turbulent inlet patches圖1 MRB燃燒器示意圖及其湍流入口設(shè)置Fig. 1 Schematic of the MRB burner and its turbulent inlets

圖1(b)為燃燒器頭部壁面邊界和湍流入口速度云圖,其中Ux為軸向速度．與文獻(xiàn)[18]一致,因?yàn)镽eynolds數(shù)相對(duì)較大,湍流入口主要應(yīng)用于中心噴管jet(Re=18 380)和環(huán)形通道slot 2(Re=23 960),而環(huán)形通道slot 1由于Reynolds數(shù)較低只需給定充分發(fā)展的層流管道流即可．與slot 1的層流充分發(fā)展管道流類似,中心噴管jet和slot 2的湍流入口也采用充分發(fā)展管道計(jì)算形成,入口湍流先存儲(chǔ)然后在LES計(jì)算中讀?。?/p>

2 LES-FGM方法介紹

2.1 建表過程

對(duì)于圖1的MRB火焰,所關(guān)注的部分預(yù)混湍流燃燒基本處于下游,與燃燒器頭部壁面有一定距離,因此壁面熱損失可以忽略,從而簡(jiǎn)化建表和計(jì)算過程．針對(duì)該火焰重點(diǎn)需要關(guān)注燃空混合及湍流燃燒,因此描述燃空混合過程的混合分?jǐn)?shù)(mixture fraction,Z)和描述化學(xué)反應(yīng)的進(jìn)展變量(progress variable,Y)必須引入作為控制變量,其中混合分?jǐn)?shù)基于單原子j(C/H/O)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)Yj定義:

(1)

式中M為Molar質(zhì)量,下標(biāo)1和2分別表示純?nèi)剂虾图冄趸瘎M(jìn)展變量基于CO2和H2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)定義:

Y=YCO2+YH2O．

(2)

基于混合分?jǐn)?shù)和進(jìn)展變量構(gòu)建FGM表格需得到一系列層流火焰面．本文層流火焰面基于Chem1D求解,并采用GRI 3.0機(jī)理,該機(jī)理包含53個(gè)組分和325個(gè)基元反應(yīng)．層流火焰求解初始溫度為300 K,壓力為0.1 MPa,并假設(shè)所有組分Lewis數(shù)為1.0,從而忽略組分差異擴(kuò)散的影響．實(shí)際上,由于采用了CH4燃料(其Lewis數(shù)約為1.0),差異擴(kuò)散作用對(duì)MRB火焰模擬影響甚微．

建表方法采用兩種不同方式,即基于單模態(tài)自由傳播預(yù)混層流火焰面建表(標(biāo)識(shí)為FP,即free-propagating)和基于對(duì)沖火焰模型的部分預(yù)混火焰面建表(標(biāo)識(shí)為CF,即counter-flow)．對(duì)于前者,為了模擬燃空混合過程中Z的變化,在φ=0.4(層流火焰熄火極限)到φ0=2.6(同時(shí)覆蓋MRB26b和MRB18b的最高當(dāng)量比)范圍內(nèi),以步長(zhǎng)為Δφ=0.02計(jì)算大量預(yù)混層流火焰面．圖2(a)給出了基于這些預(yù)混層流火焰面構(gòu)建的二維FGM表格,單個(gè)火焰面在化學(xué)反應(yīng)表格中的控制變量分布如圖中虛線所示．由進(jìn)展變量源項(xiàng)分布可見,化學(xué)反應(yīng)主要發(fā)生在Z=0.055(即當(dāng)量比燃燒φ≈1.0)附近．注意,為了模擬slot 1通入的純空氣,需要將表格φ=0.4插值到φ1=0處．

(a) 預(yù)混火焰面建表(FP)(b) 部分預(yù)混對(duì)沖火焰面建表(CF) (a)Premixed tabulation(FP) (b)Partially premixed tabulation(CF)圖2 不同建表方法的Y源項(xiàng)云圖和火焰面分布示意Fig. 2 The source term of Y and distribution of flamelets based on different methods of tabulation

圖2(b)所示為基于對(duì)沖部分預(yù)混火焰面構(gòu)建的FGM表格,其構(gòu)建需要計(jì)算不同拉伸率下的對(duì)沖層流火焰面,且須同時(shí)納入穩(wěn)態(tài)拉伸火焰面和近熄火的非穩(wěn)態(tài)拉伸火焰面,具體構(gòu)建方法見文獻(xiàn)[23-24]．圖中實(shí)線為Y的最大值,虛線為火焰面中的Z-Y分布．本文為了與MRB中部分預(yù)混燃燒組織方式對(duì)應(yīng),將對(duì)沖火焰一側(cè)設(shè)置為純空氣條件,另一側(cè)設(shè)置為φ0=2.6的CH4/空氣預(yù)混氣,從而實(shí)現(xiàn)基于部分預(yù)混層流火焰面的建表．如圖2(b)所示,此時(shí)單個(gè)火焰面分布方式與圖2(a)完全不同,其火焰面內(nèi)部混合分?jǐn)?shù)Z并非定值．與FP表格相比,CF表格中不僅具有部分預(yù)混特性,也加入了拉伸作用．

2.2 控制方程

本文采用LES-FGM方法的主要方程為質(zhì)量、動(dòng)量守恒方程及控制變量方程．LES濾波的質(zhì)量、動(dòng)量守恒方程如下所示:

(3)

(4)

其中LES亞格子黏性系數(shù)μsgs采用動(dòng)態(tài)Smagorinsky模型計(jì)算．

FGM控制變量方程為

(5)

(6)

2.3 計(jì)算設(shè)置

圖1的計(jì)算模型采用六面體網(wǎng)格劃分,總網(wǎng)格數(shù)量約為268萬,計(jì)算域及網(wǎng)格示意圖如圖3所示．為提升模擬可靠性,根據(jù)火焰厚度、火焰位置預(yù)估進(jìn)行局部網(wǎng)格加密,核心區(qū)域網(wǎng)格最大尺寸約為0.7 mm,與當(dāng)量比CH4預(yù)混火焰厚度(約0.5 mm)相當(dāng);同時(shí),網(wǎng)格可靠性也可由實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行充分驗(yàn)證．湍流火焰模擬基于開源的OpenFOAM平臺(tái),并采用自主開發(fā)的LES-FGM求解器開展．方程離散采用OpenFOAM內(nèi)置二階格式,壓力-速度循環(huán)采用PISO方法．計(jì)算過程中Courant數(shù)固定為0.4,首先獲得冷態(tài)流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果和混合分?jǐn)?shù)結(jié)果,然后點(diǎn)火進(jìn)行熱態(tài)湍流火焰計(jì)算,并持續(xù)運(yùn)行20個(gè)對(duì)流時(shí)間以保證火焰達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài),最后再計(jì)算20個(gè)對(duì)流時(shí)間并做平均,從而獲得基于LES方法的平均場(chǎng)與實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證．如前所述,本文針對(duì)MRB18b和MRB26b兩個(gè)火焰,分別采用FP、CF兩種表格(見圖2)進(jìn)行計(jì)算,因此共完成4個(gè)算例,單算例完成時(shí)間約為73 h．

圖3 計(jì)算域和網(wǎng)格Fig. 3 The computation domain and mesh

3 結(jié)果與討論

3.1 速度、溫度和主要組分模擬結(jié)果

基于MRB26b獲得的控制變量分布, 如圖4所示, 其中化學(xué)反應(yīng) (熱釋放率) 區(qū)域用進(jìn)展變量源項(xiàng)為20 kg·m-3·s-1的等值線標(biāo)識(shí)出(實(shí)線)．圖4(a)的混合分?jǐn)?shù)分布給出了局部燃料空氣混合情況,圖4(b)進(jìn)展變量分布代表著未燃和已燃區(qū)域,同時(shí)進(jìn)展變量大小也代表著局部溫度的高低．從該圖可以看出,MRB火焰結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜,從slot 2供入的預(yù)混燃料燃燒形成外圍的預(yù)混反應(yīng)區(qū),而內(nèi)部反應(yīng)區(qū)形成于部分預(yù)混燃燒．內(nèi)部反應(yīng)區(qū)在中心噴管上方有所抬升,這是因?yàn)閺闹行膰姽躩et供入的高當(dāng)量比燃料需要與環(huán)形通道slot 1的空氣進(jìn)一步混合才能充分燃燒．從圖4(b)可以看出,內(nèi)外反應(yīng)區(qū)之間形成高溫氣體駐留,有助于穩(wěn)定整個(gè)火焰．

圖4 MRB26b模擬結(jié)果的控制變量分布Fig. 4 Simulated control variable distributions of MRB26b

模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以進(jìn)一步定量對(duì)比,圖5為MRB火焰在中心噴管上方不同高度處的軸向速度、溫度和主要組分驗(yàn)證結(jié)果．圖中淺灰色實(shí)線標(biāo)識(shí)出了中心噴管jet和環(huán)形通道slot 1和slot 2的相對(duì)位置,圖中對(duì)應(yīng)軸向高度x=15 mm,30 mm,60 mm均在圖4中標(biāo)識(shí)出,注意x=0和徑向坐標(biāo)r=0定義在中心噴管出口圓心處．圖中〈〉符號(hào)代表對(duì)LES中各項(xiàng)變量進(jìn)行時(shí)間平均,Ux為軸向速度,T為溫度．

(a) MRB18b

由圖5可明顯看出,LES與實(shí)驗(yàn)測(cè)量的速度、溫度和組分(燃料CH4、氧化劑O2及主要產(chǎn)物CO2和H2O)均非常準(zhǔn)確,兩者幾乎重合．注意MRB火焰中心噴管出口速度達(dá)到了105 m·s-1,雖然該MRB火焰實(shí)驗(yàn)測(cè)量相關(guān)工作并未直接給出湍流強(qiáng)度大小或其在湍流火焰理論分區(qū)圖中的位置[21-22],但與其他高速射流火焰類似,在相似的出口管徑和出口速度(或Reynolds數(shù))下會(huì)形成強(qiáng)湍流[27-29]．理論上,強(qiáng)湍流可大幅度褶皺、破碎火焰面(如圖4中反應(yīng)區(qū)所示),因此基于一維穩(wěn)態(tài)層流火焰面建表的方法受到挑戰(zhàn)．然而,從圖5的模擬結(jié)果可以看出,在高強(qiáng)度湍流下建表燃燒模型依然具有適用性．與Chen等[29]結(jié)果類似,雖然強(qiáng)湍流帶來湍流拉伸作用,但采用無拉伸的FP自由傳播層流火焰面建表,其模擬結(jié)果與CF表格十分接近,而后者通過對(duì)沖火焰模型引入了拉伸作用．實(shí)際上,建表模型中涉及燃燒化學(xué)反應(yīng)求解的大量組分方程,都降維到了若干個(gè)控制變量方程．這表明,湍流拉伸造成的火焰面褶皺、破碎甚至局部熄火等過程對(duì)速度、溫度和組分分布的影響,可以在一定程度上被控制變量輸運(yùn)求解捕捉到．

從圖5可以清晰看出,基于兩種建表方法FP、CF的LES結(jié)果幾乎無差別,說明在對(duì)沖火焰面中引入燃空混合過程也對(duì)速度、溫度和主要組分影響甚微．綜合前述內(nèi)容,可見FGM中基于不同當(dāng)量比預(yù)混火焰面構(gòu)建的FP表格,不僅僅可一定程度模擬強(qiáng)湍流拉伸作用和火焰褶皺、破碎過程,也可以一定程度捕捉到燃料分層和部分預(yù)混燃燒特性．

3.2 中間組分模擬結(jié)果

MRB CH4燃燒中間組分CO和H2的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)對(duì)比如圖6所示．首先,不論對(duì)于MRB18b還是MRB26b,slot 2形成的外圍預(yù)混火焰中,兩種組分模擬結(jié)果都較為可靠．但是,內(nèi)部由jet和slot 1形成的部分預(yù)混燃燒中,CO和H2結(jié)果差別較為明顯．特別是在MRB26b下游,基于FP表格計(jì)算的結(jié)果明顯高于CF表格,而基于CF表格的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果更為吻合．這說明利用對(duì)沖火焰建表引入燃空混合過程對(duì)中間組分模擬十分關(guān)鍵．注意:中間組分偏差主要出現(xiàn)在中下游,這主要是因?yàn)閖et中心射流的高當(dāng)量比混合物在上游剛開始與slot 1中的空氣進(jìn)行混合,燃燒當(dāng)量比高,燃燒強(qiáng)度弱;在中下游部分,混合進(jìn)一步加強(qiáng),燃燒強(qiáng)度提高,中間組分生成較為明顯,而在燃料分層影響下,中間組分偏差也更明顯．

(a) MRB18b (b) MRB26b圖6 中間組分CO和H2 LES與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig. 6 Comparisons of LES and experiment results in terms of intermediate species CO and H2

實(shí)際上,Han等[20]也觀察到了拉伸作用對(duì)中間組分模擬的影響,并認(rèn)為在高強(qiáng)度湍流下對(duì)建表引入拉伸作用十分關(guān)鍵．然而,從圖5和圖6可以看出,不僅僅對(duì)于速度、溫度和主要組分,中間組分受拉伸作用影響也較小．一方面,特別是在slot 2形成的預(yù)混火焰中,基于FP和CF表格得到的CO和H2結(jié)果幾乎相同,拉伸作用影響不顯著．不過,這也可能是因?yàn)樵揗RB火焰中slot 2流速、Reynolds數(shù)相對(duì)較低,湍流強(qiáng)度相對(duì)較弱．另一方面,通過對(duì)比圖6中MRB18b和MRB26b結(jié)果可知,MRB18b中降低了中心噴管當(dāng)量比,部分預(yù)混燃燒特性得到弱化,隨即基于FP和CF表格的中間組分計(jì)算結(jié)果也更加接近．因此,對(duì)于該MRB火焰的部分預(yù)混燃燒,燃空混合過程對(duì)中間組分模擬影響應(yīng)該起著主導(dǎo)作用,該過程甚至可能掩蓋了湍流拉伸對(duì)模擬結(jié)果的影響．

一部分研究認(rèn)為相對(duì)于由進(jìn)展變量描述的燃燒化學(xué)反應(yīng)時(shí)間尺度,CO具有慢氧化特性,因此可在建表模型中對(duì)此類組分添加單獨(dú)的輸運(yùn)方程從而提高模擬可靠性[16-17]．本文也對(duì)CO和H2分別添加額外的輸運(yùn)方程,此處以CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)方程示例:

(7)

圖7進(jìn)一步給出了MRB26b的中間組分CO和H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的控制變量條件分布,該結(jié)果通過在一個(gè)對(duì)流時(shí)間取20個(gè)瞬時(shí)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)獲得．與圖6趨勢(shì)相同,圖7中基于FP表格的CO和H2模擬結(jié)果明顯高于CF,特別是在高當(dāng)量比條件下(對(duì)應(yīng)較高的Z)．同時(shí),通過添加額外的輸運(yùn)方程,基于FP表格的中間組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)降低并且與CF表格結(jié)果更接近．

圖7 中間組分CO和H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的控制變量條件分布Fig. 7 Control variable conditioned mass fraction distributions of intermediate species CO and H2

以上結(jié)果表明,對(duì)于中間組分模擬需要重點(diǎn)注意建表方法,特別是對(duì)于MRB部分預(yù)混火焰,通過對(duì)沖部分預(yù)混火焰引入燃空混合過程的影響十分必要．

圖8給出了不同表格中的燃燒中間組分CO和H2分布和作為主要燃燒產(chǎn)物之一的CO2分布,其中點(diǎn)畫線代表質(zhì)量分?jǐn)?shù)等值線．可見FP與CF表格對(duì)中間組分的模擬差別十分明顯,特別是在高當(dāng)量比下,FP表格中CO和H2組分明顯偏高,這與圖7中的LES統(tǒng)計(jì)結(jié)果十分吻合．圖8中的組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)等值線表明,相比于FP表格,基于對(duì)沖部分預(yù)混燃燒建立的CF表格由于引入了燃空混合過程,高當(dāng)量比處的CO可以向低當(dāng)量比方向擴(kuò)散．相比之下,兩個(gè)表格的CO2分布更為接近,而即使存在部分誤差,在LES計(jì)算中其差別足以忽略,如圖5所示．

圖8 FP和CF表格中CO2、CO和H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig. 8 Mass fraction distributions of CO2,CO and H2 in FP and CF tabulations

4 結(jié) 論

本文研究了不同建表方法對(duì)MRB部分預(yù)混湍流火焰LES-FGM模擬的影響作用,特別是對(duì)燃燒中間組分CO和H2的影響規(guī)律．本文主要采用了兩種建表方法,即FP表格和CF表格．研究結(jié)果表明,對(duì)于LES的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)及燃料CH4、氧化劑O2和主要燃燒產(chǎn)物CO2、H2O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布,不同建表方法帶來的影響可以忽略,而對(duì)于中間組分CO和H2模擬,采用CF表格十分關(guān)鍵,采用FP表格則會(huì)高估其質(zhì)量分?jǐn)?shù)．分析發(fā)現(xiàn),主要原因是相比于FP表格,CF表格中引入了更準(zhǔn)確的燃空混合過程,其對(duì)中間組分分布影響較大．在使用FP表格時(shí),對(duì)中間組分添加額外的組分輸運(yùn)方程有助于提高其模擬可靠性．也觀察到拉伸作用對(duì)本文模擬對(duì)象影響甚微,可能原因是一方面湍流強(qiáng)度相對(duì)較弱,另一方面該MRB部分預(yù)混燃燒的燃空混合過程影響較大,掩蓋了拉伸作用．

致謝本文作者衷心感謝荷蘭埃因霍芬理工大學(xué)Van Oijen Jeroen教授在FGM模型方面的支持,同時(shí)特別感謝北京航空航天大學(xué)宇航學(xué)院韓旺教授對(duì)本文MRB火焰實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的支持．