旋流駐渦燃燒室冷態流動特性數值分析*

要晉龍,徐 青,鄢平華,孫海俊

(1 華東交通大學土木建筑學院, 南昌 330013; 2華東交通大學土木工程國家實驗教學示范中心, 南昌 330013; 3 江西應用科技學院人工智能學院, 南昌 330100; 4 南昌航空大學飛行器工程學院, 南昌 330063)

0 引言

現代空天動力的發展對燃燒室設計提出了更高的要求,其中一個關鍵是燃燒室應具備寬穩焰域和低污染排放性能。為此,世界各國先后提出并發展了多種高效燃燒組織技術,如貧油預混預蒸發技術(LPP)[1-2]、貧油直噴技術(LDI)[3]以及雙環預混旋流燃燒技術(TAPS)[4-5]等。20世紀90年代,Hsu等[6]提出了駐渦燃燒室概念,并進行實驗研究,結果表明:該駐渦燃燒室具有很好的穩焰性能。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,適用于航空發動機/燃氣輪機領域 。

為探究駐渦燃燒室在沖壓發動機中應用的可行性,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行了實驗研究,結果表明,在高速條件下,駐渦燃燒室依然可以表現出優異的穩焰性能。CHEN S 等[11]則以Hsu等[6]的駐渦燃燒室結構為基礎,設計了一種微型沖壓發動機,并對其摻混及燃燒特性進行數值分析。之后,CHEN S等[12]將之前的微型駐渦沖壓發動機內的圓盤鈍體外移到燃燒室進口處壁面,并對旋流進口影響的冷態流動特性進行數值分析,研究表明:凹腔內存在穩定的渦結構,且形成對稱回流區,湍流強度增加。雖然目前凹腔駐渦穩焰在超燃沖壓發動機中得到了廣泛的研究,但在亞燃沖壓發動機中的研究還不多見。同時,Hsu等[6]和Little等[13]的研究結果表明,合理的鈍體(凹腔)結構參數匹配,有利于凹腔內形成光順、無脫落現象的穩定駐渦。

為進一步深化對旋流駐渦沖壓發動機燃燒室的研究,文中基于CHEN S等[12]的發動機結構,通過數值計算方法,細致分析不同凹腔結構參數及旋流強度對發動機冷態流場的影響規律,從而為旋流駐渦燃燒室設計提供參考。

1 幾何模型和計算條件

1.1 幾何模型

旋流駐渦燃燒室三維結構與尺寸如圖1所示,其中入口段直徑D=50 mm,為保證燃燒室內流動的充分發展,燃燒室長度取10D,凹腔長度L及深度H為研究參數變量,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構,采用直接給出入口旋轉速度的方法實現模擬旋流的目的。旋流計算時,取S=0、0.1、0.2、0.3、0.45、0.6、0.75、0.98、1.0。,其中,旋流數S計算式如下:

圖1 燃燒室模型

1.2 計算條件

文中數值計算中采用可壓縮的N-S方程,湍流模型為線性壓變雷諾應力七方程模型,采用線性壓力應變假設,在近壁面采用標準壁面函數,控制方程離散采用二階迎風格式,對流通量采用Roe-FDS格式。燃燒室進口為壓力遠場邊界,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 網格無關性與計算模型驗證

計算區域采用結構化六面體網格,如圖2所示。網格無關性驗證如圖3所示,為縮短計算周期,各工況統一用59萬網格進行計算。

圖2 燃燒室網格

圖3 網格無關性驗證

由于旋流駐渦燃燒室流動方面的實驗數據尚未見過報道,為驗證文中計算模型的合理性,對入口帶旋流的軸對稱突擴結構進行了數值模擬,并將計算結果與Dellenback等[15]的實驗數據進行對比,如圖4所示,數值計算結果與實驗數據基本吻合,表明文中采用計算模型的合理性。

圖4 S為0.6時燃燒室軸向速度分布

2 計算結果與分析

2.1 凹腔結構參數研究

2.1.1 凹腔阻力特性

Little等[13]的實驗結果表明,當凹腔內的駐渦穩定時,所對應的凹腔后鈍體的阻力系數也較低,可見,阻力系數可用來表征凹腔內旋渦的穩定性,CD計算公式如下[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∞表示燃燒室計算區域的參考動壓,取入口參數作為參考值;A為后鈍體的截面積。

旋流數S=0.2時,不同凹腔結構參數下的阻力系數CD如圖5所示。由圖5可見,在H/D或L/D一定時,阻力系數都為先增加后減小。在S=0.2時,L/D=0.72,H/D=0.5時阻力系數最小。而L/D=1.0，H/D=0.5時,阻力系數為負值 ,會對發動機推力產生不利影響。所以,認為L/D=0.72,H/D=0.5是更加合理的凹腔結構。

圖5 凹腔后體阻力系數

2.1.2 總壓恢復系數

總壓恢復系數σ的表達式為:

(2)

式中:p3為燃燒室入口總壓；p4為燃燒室出口總壓。

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

圖6 不同凹腔結構下燃燒室總壓恢復系數

2.1.3 凹腔流場結構

圖7給出了不同凹腔結構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,凹腔內形成光滑的單渦結構,該旋渦的滯止點位于凹腔后體,處于被壓縮階段[13]。在其他結構參數下,在凹腔內形成多個旋渦結構,會使得流場結構復雜,導致凹腔的阻力系數升高,凹腔內的總壓損失增加。

圖7 凹腔內局部流線圖

綜合以上因素考慮,認為L/D=0.72，H/D=0.5為最合適的凹腔結構,后續對旋流流場的研究將采用此凹腔結構。

2.2 旋流流場

2.2.1 流場結構

如圖8所示為不同旋流數下的燃燒室流場的二維及三維流線圖。當S=0時,二維流與三維流場結構基本相同,在凹腔內形成駐渦,臺階面之后由于突擴而形成回流區。而當S=0.1時,在凹腔后的回流區內存在兩個小渦,這是由于旋流產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,當旋流數繼續升高時,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旋轉狀態,促進了流體微團之間的相互摻混,然而,過長的回流區將會使得流場的結構變得更加復雜,同時流體微團之間的相互作用也更加劇烈,這樣會使得流動損失增加,燃燒室的總壓恢復系數也會降低。

2.2.2 總壓恢復系數

圖9中給出了燃燒室總壓恢復系數與旋流數之間的關系,隨著旋流數的增加,總壓恢復系數先增加后減小,因為在旋流數增加時,流體速度增加引起動能增加,在速度增加的同時，一方面管內流動的阻力損失也會增加;另一方面流體微團進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系決定了總壓恢復系數的變化趨勢。當S=0.1時,總壓恢復系數最高,σ=0.579。

圖9 不同旋流數下總壓恢復系數

2.2.3 湍流強度

如圖10所示為冷態流場中不同旋流數下凹腔局部及燃燒室總體的湍流強度分布云圖。隨著旋流數的增加,燃燒室中的整體湍流強度呈降低趨勢。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度區域隨著旋流數的增加逐漸降低;同樣,在凹腔后緣點往后延伸的高湍流強度區域,隨著旋流強度增加而逐漸變窄、縮短,這說明高旋流不利于回流區與主流間的傳質。

圖10 不同旋流數下湍流強度分布云圖

通過分析,認為旋流數S=0.1時,燃燒室總壓恢復系數最高,流場分布均勻、湍流強度較高,有利于增強主流與回流區之間的傳質。

3 結論

文中采用數值模擬方法,對旋流駐渦燃燒室不同凹腔結構參數以及旋流強度下的冷態流動特性進了分析,得出結論如下:

1)當凹腔結構尺寸參數為L/D=0.72,H/D=0.5時,凹腔阻力系數小,燃燒室總壓恢復系數高,且在凹腔內形成穩定的單渦結構,故認為L/D=0.72,H/D=0.5是當前工況下最佳的凹腔結構。

2)當旋流數S=0時,燃燒室中形成兩個回流區,二維流場與三維流場基本一致;當旋流數S>0時,在燃燒室二維流場中突擴區的回流區被拉長,在三維流場中,在凹腔之后的燃燒室區域中流動呈現旋轉特性。

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

4)當旋流數S=0.1時,燃燒室的總壓恢復系數最高,且凹腔內形成光滑的單渦結構,所以認為S=0.1為合理的旋流強度。

因此,得出當凹腔結構參數為L/D=0.72，H/D=0.5,旋流數S=0.1時,燃燒室內的冷態流場更為理想。在此基礎上,后續將繼續開展對旋流駐渦燃燒室燃燒流場的進一步研究,為旋流駐渦燃燒室提供設計參考。