旋流駐渦燃燒室冷態(tài)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華東交通大學(xué)土木工程國家實(shí)驗(yàn)教學(xué)示范中心, 南昌 330013; 3 江西應(yīng)用科技學(xué)院人工智能學(xué)院, 南昌 330100; 4 南昌航空大學(xué)飛行器工程學(xué)院, 南昌 330063)

0 引言

現(xiàn)代空天動力的發(fā)展對燃燒室設(shè)計(jì)提出了更高的要求,其中一個關(guān)鍵是燃燒室應(yīng)具備寬穩(wěn)焰域和低污染排放性能。為此,世界各國先后提出并發(fā)展了多種高效燃燒組織技術(shù),如貧油預(yù)混預(yù)蒸發(fā)技術(shù)(LPP)[1-2]、貧油直噴技術(shù)(LDI)[3]以及雙環(huán)預(yù)混旋流燃燒技術(shù)(TAPS)[4-5]等。20世紀(jì)90年代,Hsu等[6]提出了駐渦燃燒室概念,并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究,結(jié)果表明:該駐渦燃燒室具有很好的穩(wěn)焰性能。此后,各類改型的駐渦燃燒室也相繼被提出,如單駐渦燃燒室[7]、兩通道/三通道-雙駐渦燃燒室[8]、液體燃料駐渦燃燒室[9]等。而上述駐渦燃燒室中空氣來流速度都相對較低,適用于航空發(fā)動機(jī)/燃?xì)廨啓C(jī)領(lǐng)域 。

為探究駐渦燃燒室在沖壓發(fā)動機(jī)中應(yīng)用的可行性,Roquemore[7]、何小民[10]等分別對高速來流條件下的凹腔駐渦燃燒室燃燒流動性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,結(jié)果表明,在高速條件下,駐渦燃燒室依然可以表現(xiàn)出優(yōu)異的穩(wěn)焰性能。CHEN S 等[11]則以Hsu等[6]的駐渦燃燒室結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ),設(shè)計(jì)了一種微型沖壓發(fā)動機(jī),并對其摻混及燃燒特性進(jìn)行數(shù)值分析。之后,CHEN S等[12]將之前的微型駐渦沖壓發(fā)動機(jī)內(nèi)的圓盤鈍體外移到燃燒室進(jìn)口處壁面,并對旋流進(jìn)口影響的冷態(tài)流動特性進(jìn)行數(shù)值分析,研究表明:凹腔內(nèi)存在穩(wěn)定的渦結(jié)構(gòu),且形成對稱回流區(qū),湍流強(qiáng)度增加。雖然目前凹腔駐渦穩(wěn)焰在超燃沖壓發(fā)動機(jī)中得到了廣泛的研究,但在亞燃沖壓發(fā)動機(jī)中的研究還不多見。同時,Hsu等[6]和Little等[13]的研究結(jié)果表明,合理的鈍體(凹腔)結(jié)構(gòu)參數(shù)匹配,有利于凹腔內(nèi)形成光順、無脫落現(xiàn)象的穩(wěn)定駐渦。

為進(jìn)一步深化對旋流駐渦沖壓發(fā)動機(jī)燃燒室的研究,文中基于CHEN S等[12]的發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu),通過數(shù)值計(jì)算方法,細(xì)致分析不同凹腔結(jié)構(gòu)參數(shù)及旋流強(qiáng)度對發(fā)動機(jī)冷態(tài)流場的影響規(guī)律,從而為旋流駐渦燃燒室設(shè)計(jì)提供參考。

1 幾何模型和計(jì)算條件

1.1 幾何模型

旋流駐渦燃燒室三維結(jié)構(gòu)與尺寸如圖1所示,其中入口段直徑D=50 mm,為保證燃燒室內(nèi)流動的充分發(fā)展,燃燒室長度取10D,凹腔長度L及深度H為研究參數(shù)變量,且S=0.2時，H/D分別取0.38、0.43、0.5,L/D分別取0.28、0.36、0.48、0.6、0.72、1.0。為方便起見,文中省略了旋流器結(jié)構(gòu),采用直接給出入口旋轉(zhuǎn)速度的方法實(shí)現(xiàn)模擬旋流的目的。旋流計(jì)算時,取S=0、0.1、0.2、0.3、0.45、0.6、0.75、0.98、1.0。,其中,旋流數(shù)S計(jì)算式如下:

圖1 燃燒室模型

1.2 計(jì)算條件

文中數(shù)值計(jì)算中采用可壓縮的N-S方程,湍流模型為線性壓變雷諾應(yīng)力七方程模型,采用線性壓力應(yīng)變假設(shè),在近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù),控制方程離散采用二階迎風(fēng)格式,對流通量采用Roe-FDS格式。燃燒室進(jìn)口為壓力遠(yuǎn)場邊界,靜壓1.01 MPa[14],出口條件為壓力出口邊界,出口壓力為0.1 MPa。壁面為絕熱、無滑移邊界條件。

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性與計(jì)算模型驗(yàn)證

計(jì)算區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格,如圖2所示。網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證如圖3所示,為縮短計(jì)算周期,各工況統(tǒng)一用59萬網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。

圖2 燃燒室網(wǎng)格

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

由于旋流駐渦燃燒室流動方面的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)尚未見過報(bào)道,為驗(yàn)證文中計(jì)算模型的合理性,對入口帶旋流的軸對稱突擴(kuò)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬,并將計(jì)算結(jié)果與Dellenback等[15]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比,如圖4所示,數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合,表明文中采用計(jì)算模型的合理性。

圖4 S為0.6時燃燒室軸向速度分布

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 凹腔結(jié)構(gòu)參數(shù)研究

2.1.1 凹腔阻力特性

Little等[13]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,當(dāng)凹腔內(nèi)的駐渦穩(wěn)定時,所對應(yīng)的凹腔后鈍體的阻力系數(shù)也較低,可見,阻力系數(shù)可用來表征凹腔內(nèi)旋渦的穩(wěn)定性,CD計(jì)算公式如下[13]:

(1)

式中:Pafterbody,fore、Pafterbody,back分別表示凹腔后鈍體前表面及后表面的靜壓;q∞表示燃燒室計(jì)算區(qū)域的參考動壓,取入口參數(shù)作為參考值;A為后鈍體的截面積。

旋流數(shù)S=0.2時,不同凹腔結(jié)構(gòu)參數(shù)下的阻力系數(shù)CD如圖5所示。由圖5可見,在H/D或L/D一定時,阻力系數(shù)都為先增加后減小。在S=0.2時,L/D=0.72,H/D=0.5時阻力系數(shù)最小。而L/D=1.0，H/D=0.5時,阻力系數(shù)為負(fù)值 ,會對發(fā)動機(jī)推力產(chǎn)生不利影響。所以,認(rèn)為L/D=0.72,H/D=0.5是更加合理的凹腔結(jié)構(gòu)。

圖5 凹腔后體阻力系數(shù)

2.1.2 總壓恢復(fù)系數(shù)

總壓恢復(fù)系數(shù)σ的表達(dá)式為:

(2)

式中:p3為燃燒室入口總壓；p4為燃燒室出口總壓。

圖6為不同凹腔結(jié)構(gòu)下燃燒室的總壓恢復(fù)系數(shù),由于高入口速度、凹腔結(jié)構(gòu)以及旋流的影響,使得空氣流動過程中的阻力損失增加,燃燒室的總壓恢復(fù)系數(shù)總體比較小。當(dāng)L/D=1.0，H/D=0.5時,總壓恢復(fù)系數(shù)最高為0.874;當(dāng)L/D=0.72，H/D=0.5時的總壓恢復(fù)系數(shù)為0.764,處于各計(jì)算工況中的第二位。

圖6 不同凹腔結(jié)構(gòu)下燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)

2.1.3 凹腔流場結(jié)構(gòu)

圖7給出了不同凹腔結(jié)構(gòu)時的凹腔局部流線圖,從圖中可以看出,在L/D=0.72，H/D=0.5時,凹腔內(nèi)形成光滑的單渦結(jié)構(gòu),該旋渦的滯止點(diǎn)位于凹腔后體,處于被壓縮階段[13]。在其他結(jié)構(gòu)參數(shù)下,在凹腔內(nèi)形成多個旋渦結(jié)構(gòu),會使得流場結(jié)構(gòu)復(fù)雜,導(dǎo)致凹腔的阻力系數(shù)升高,凹腔內(nèi)的總壓損失增加。

圖7 凹腔內(nèi)局部流線圖

綜合以上因素考慮,認(rèn)為L/D=0.72，H/D=0.5為最合適的凹腔結(jié)構(gòu),后續(xù)對旋流流場的研究將采用此凹腔結(jié)構(gòu)。

2.2 旋流流場

2.2.1 流場結(jié)構(gòu)

如圖8所示為不同旋流數(shù)下的燃燒室流場的二維及三維流線圖。當(dāng)S=0時,二維流與三維流場結(jié)構(gòu)基本相同,在凹腔內(nèi)形成駐渦,臺階面之后由于突擴(kuò)而形成回流區(qū)。而當(dāng)S=0.1時,在凹腔后的回流區(qū)內(nèi)存在兩個小渦,這是由于旋流產(chǎn)生的離心力所使得圖8(a)中拐角處的小渦在壓力梯度的作用下被卷入到其下方的回流區(qū),當(dāng)旋流數(shù)繼續(xù)升高時,兩個小渦融合為一個大的旋渦,且被拉長至燃燒室出口,如圖8(c)所示。

圖8 不同旋流數(shù)下燃燒室中二維/三維流線圖

在三維流場中,由于旋流的影響,使得凹腔之后的流場呈現(xiàn)旋轉(zhuǎn)狀態(tài),促進(jìn)了流體微團(tuán)之間的相互摻混,然而,過長的回流區(qū)將會使得流場的結(jié)構(gòu)變得更加復(fù)雜,同時流體微團(tuán)之間的相互作用也更加劇烈,這樣會使得流動損失增加,燃燒室的總壓恢復(fù)系數(shù)也會降低。

2.2.2 總壓恢復(fù)系數(shù)

圖9中給出了燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)與旋流數(shù)之間的關(guān)系,隨著旋流數(shù)的增加,總壓恢復(fù)系數(shù)先增加后減小,因?yàn)樵谛鲾?shù)增加時,流體速度增加引起動能增加,在速度增加的同時，一方面管內(nèi)流動的阻力損失也會增加;另一方面流體微團(tuán)進(jìn)行湍流摻混的過程中耗散增加。因此,動能增加與耗散間的大小關(guān)系決定了總壓恢復(fù)系數(shù)的變化趨勢。當(dāng)S=0.1時,總壓恢復(fù)系數(shù)最高,σ=0.579。

圖9 不同旋流數(shù)下總壓恢復(fù)系數(shù)

2.2.3 湍流強(qiáng)度

如圖10所示為冷態(tài)流場中不同旋流數(shù)下凹腔局部及燃燒室總體的湍流強(qiáng)度分布云圖。隨著旋流數(shù)的增加,燃燒室中的整體湍流強(qiáng)度呈降低趨勢。這說明并不是旋流程度越高越有利于湍流摻混。凹腔與主流交界處的高湍流強(qiáng)度區(qū)域隨著旋流數(shù)的增加逐漸降低;同樣,在凹腔后緣點(diǎn)往后延伸的高湍流強(qiáng)度區(qū)域,隨著旋流強(qiáng)度增加而逐漸變窄、縮短,這說明高旋流不利于回流區(qū)與主流間的傳質(zhì)。

圖10 不同旋流數(shù)下湍流強(qiáng)度分布云圖

通過分析,認(rèn)為旋流數(shù)S=0.1時,燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)最高,流場分布均勻、湍流強(qiáng)度較高,有利于增強(qiáng)主流與回流區(qū)之間的傳質(zhì)。

3 結(jié)論

文中采用數(shù)值模擬方法,對旋流駐渦燃燒室不同凹腔結(jié)構(gòu)參數(shù)以及旋流強(qiáng)度下的冷態(tài)流動特性進(jìn)了分析,得出結(jié)論如下:

1)當(dāng)凹腔結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)為L/D=0.72,H/D=0.5時,凹腔阻力系數(shù)小,燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)高,且在凹腔內(nèi)形成穩(wěn)定的單渦結(jié)構(gòu),故認(rèn)為L/D=0.72,H/D=0.5是當(dāng)前工況下最佳的凹腔結(jié)構(gòu)。

2)當(dāng)旋流數(shù)S=0時,燃燒室中形成兩個回流區(qū),二維流場與三維流場基本一致;當(dāng)旋流數(shù)S>0時,在燃燒室二維流場中突擴(kuò)區(qū)的回流區(qū)被拉長,在三維流場中,在凹腔之后的燃燒室區(qū)域中流動呈現(xiàn)旋轉(zhuǎn)特性。

3)隨著旋流數(shù)的增加,燃燒室中整體的湍流強(qiáng)度降低,且主流與回流區(qū)之間的湍流強(qiáng)度也會降低。

4)當(dāng)旋流數(shù)S=0.1時,燃燒室的總壓恢復(fù)系數(shù)最高,且凹腔內(nèi)形成光滑的單渦結(jié)構(gòu),所以認(rèn)為S=0.1為合理的旋流強(qiáng)度。

因此,得出當(dāng)凹腔結(jié)構(gòu)參數(shù)為L/D=0.72，H/D=0.5,旋流數(shù)S=0.1時,燃燒室內(nèi)的冷態(tài)流場更為理想。在此基礎(chǔ)上,后續(xù)將繼續(xù)開展對旋流駐渦燃燒室燃燒流場的進(jìn)一步研究,為旋流駐渦燃燒室提供設(shè)計(jì)參考。