帶中心楔體的三通道駐渦燃燒室數值優化*

姚 婷,劉景源

(南昌航空大學飛行器工程學院, 南昌 330063)

0 引言

由于駐渦燃燒室(TVC)能夠高效地進行燃燒組織,可進行分區燃燒,具有較強的燃燒穩定性、較高的燃燒效率和較低的NOx排放量,并且結構簡單、重量輕,已經成為燃燒室研究的熱點[1-3]。目前能夠產生駐渦的燃燒室結構有3種,一種是利用燃燒室壁面的凹腔結構形成駐渦[4],另一種是燃燒室內置的鈍體結構產生駐渦[5],最后一種就是上述兩種結構的組合[6]。

對壁面凹腔駐渦燃燒室,文獻[7]的實驗結果表明,受凹腔前后壁面的遮擋,即使主流來流流速高達150 m/s,TVC仍可正常運行。文獻[8-10]的研究表明,壁面凹腔駐渦燃燒室具有較大的吹熄極限。Agarwal等[11]利用導流片將部分主流引入凹腔提高TVC的燃燒效率。Haynes等[12]研究了預混條件下壁面凹腔TVC污染物排放情況,發現與常規燃燒室相比,TVC的NOx排放降低了近60%;Armstrong等[13]將TVC應用到微型燃燒室中,發現加入TVC后的燃燒室出口NOx比原燃燒室要小,污染物排放最多降低了近30%。

對鈍體結構駐渦燃燒室,孫海俊等[14]對后鈍體開口與否分別進行了燃燒模擬,發現后鈍體開口時凹腔溫度高,駐渦穩定性好,但燃燒效率不高;王志凱等[15]將導流片應用到鈍體結構TVC中,數值計算發現導流片能夠在不引入射流的前提下在凹腔內能夠形成雙渦結構的同時提高了燃燒效率，降低了NOx排放。

為了提高燃燒效率,無論是壁面凹腔或鈍體結構TVC,均需采用結構改進等形式[11, 15-16],提高主流與高溫燃氣間的摻混。對壁面凹腔與鈍體結構相結合的TVC,文獻[17]僅把主流雙通道進氣結構改進為三通道進氣,利用中間通道來流將原先大尺度的中間回流區一分為二,避免了局部高溫的存在,降低了NOx的生成。實驗表明,三通道進氣比雙通道進氣燃燒室的NOx排放含量顯著降低。但該文獻僅對壁面凹腔與鈍體結構相結合的非預混TVC進行了研究,未對三通道進氣在鈍體結構TVC上的應用進行系統的探索研究。在此基礎上,文中提出一種帶中間楔體的三通道進氣TVC,應用正交試驗設計等優化方法,研究了TVC幾何結構參數對燃燒室性能的影響,從而得到適用于鈍體結構的TVC最優結構參數,為工程應用提供參考。

1 數值模擬模型及研究方案

1.1 幾何模型及結構參數

帶中心楔體的三通道進氣結構駐渦燃燒室幾何結構及參數如圖1所示。其中,燃燒室內外徑分別為600 mm、800 mm,長度S=400 mm;上下兩進氣通道徑向高度均為a=10 mm,中間通道高度b=20 mm,前后兩對鈍體均關于中心通道對稱,前鈍體軸向長度c=40 mm,徑向高度H1=30 mm,后鈍體厚度d=10 mm。選楔體的角度θ,長度D,楔體距離前鈍體的距離L2以及后鈍體高度H2,后鈍體距離前鈍體的距離L15個幾何參數為研究對象。

圖1 帶中心楔體的三通道進氣TVC幾何結構及參數

1.2 邊界條件及網格無關性分析

數值模擬方法見文獻[15]。其中化學當量比取為0.6。燃燒室進口采用的邊界條件為速度60 m/s、溫度300 K;燃燒室出口取為2個大氣壓強。

為驗證對帶中心楔體的三通道駐渦燃燒室網格劃分的合理性,圖2(a)、圖2(b)分別給出了網格數為13萬及26萬下燃燒室出口的徑向溫度分布以及徑向壓強分布(由于燃燒室的軸對稱性,數值模擬取軸對稱形式的幾何結構及數值方法)。從圖中可見,網格點數為13萬即滿足文中數值模擬的要求。

圖2 13萬及26萬網格燃燒室出口溫度及壓強對比

2 TVC正交試驗設計

根據正交試驗設計方法,以燃燒效率和總壓損失系數作為燃燒室性能評價指標,研究楔體角度θ,楔體長度D,楔體距離前鈍體的距離L2以及后鈍體高度H2,后鈍體距離前鈍體的距離L15個因素(見圖1)對TVC性能的影響。中心楔體通過分流將中間通道的低溫未燃混氣與后鈍體后方高溫區摻混,以達到提高燃燒效率的目的,因此L2不宜太大;但L2過小,對后鈍體后方的渦結構產生劇烈干擾,不利于燃燒室穩定燃燒,由此L2/H1取2～4。楔體角度θ小于10°時,分流作用較弱,燃燒效率很低;楔體角度θ大于80°時,楔體附近流線彎曲變大,低速區增大,總壓損失較大,由此θ取10°～80°。楔體長度D太小無法實現穩定火焰及分流,D太大會擠壓后鈍體附近流線及渦結構并造成較大的損失,由此D/S取0.5%～3.5%。后鈍體主要是為了穩定駐渦及降低損失,其高度過小或過大均達不到目的,因此H2/H1取0.4～0.9。凹腔寬度過大,低速區增大,湍動能增大,總壓損失較大;凹腔寬度太小,與主流作用減弱,燃燒效率降低,由此L1/H1取0.4～2。

綜合考慮燃燒室的結構尺寸,各因素選取5個水平。正交試驗的結果如表1所示。

為了能夠更好地分析矩形開口諧振環的共振特性，從LC諧振電路的角度進行分析。開口環的基本共振模式可以等效為獨立LC共振器的集合響應，共振頻率公式[13-17]為：

表1 TVC正交試驗設計的因素及水平

3 正交試驗設計數值模擬結果及分析

3.1 試驗結果

表2 TVC正交試驗設計的數值模擬結果

3.2 極差分析

對燃燒室性能指標η及σ的極差分析如表3所示。其中,kj表示j水平所對應的所有試驗的平均值;極差R表示某因素所有水平對應的最大值與最小值之差。

表3 TVC燃燒效率及總壓損失的極差

從表3可見,以燃燒效率η作為評價指標,影響η的主要因素為θ及H2/H1;D/S及L2/H1則對η的影響較小,而L1/H1的影響最小。以總壓損失系數σ作為評價指標,影響σ的主要因素為L2/H1和θ,其次為D/S、L1/H1,影響最小的為L2/H1。對比兩個不同評價指標可得,楔體角度θ以及后鈍體高度H2/H1始終是主要影響因素,總壓損失系數的最次要影響因素是楔體距離前鈍體的距離L2/H1。

燃燒效率及總壓損失系數的極差隨不同影響因素的水平變化如圖3所示。從圖3(a)可見楔體角度θ,后鈍體高度H2/H1的極差隨不同水平變化較大,其他幾個因素的變化相對較小,表明θ、H2/H1的變化對η的影響很大。楔體起著分流和穩定火焰的作用,θ的變化影響燃燒室內熱質的交換,較大的角度有利于中間通道來流與后鈍體尾部駐渦區的摻混,最大程度完成燃料化學能向熱能的轉化;H2/H1影響其尾部駐渦區的大小,其高度的增加有利于駐渦區與主流區的摻混,從而提高燃燒效率。從圖3(b)可見后H2/H1及θ的極差隨不同水平的變化較大,即H2/H1、θ是σ的主要影響因素,H2/H1的增加對其尾部駐渦區大小影響顯著,低速區的增大使得σ上升明顯,另外受楔體的影響,后鈍體尾部的流線隨其高度增加擠壓劇烈,σ增加較多;θ的增大使得楔體附近流線彎曲明顯,因此σ升高。

圖3 燃燒效率及總壓損失系數的極差-水平變化圖

綜上,根據正交試驗設計的理論可得,最優燃燒效率的組合是θ=75°、D/S=3.5%、L1/H1=1、L2/H1=2.8、H2/H1=0.9;最優總壓損失系數組合為θ=15°、D/S=2.0%、L1/H1=0.4、L2/H1=3.0、H2/H1=0.7。

3.3 方差分析

上述的極差分析無法對正交試驗設計的因素進行定量分析,而方差分析法與F分布相結合,可以對試驗因素的顯著性水平進行定量分析。

表4 燃燒效率的方差分析表

對表4各因素進行顯著性水平分析,得到影響燃燒效率的顯著性程度,如表5所示。

表5 各因素影響燃燒效率的顯著性程度

表5表明了θ是影響燃燒效率的主要因素,H2/H1對燃燒效率也有影響,但是影響有限;其余3個因素對燃燒效率影響較小。燃燒效率的顯著性分析與方差分析結果一致。

總壓損失系數的方差分析如表6所示。由該表可知,H2/H1對總壓損失系數的貢獻率最大,占53.58%;同時,θ也是σ的主要影響因素。這與極差分析法得到的結果一致。但D/S的貢獻率為3.07%,L2/H1的貢獻率為7.46%,這與之前極差分析的結果相悖。可能的原因是考慮到極差分析法未能完全利用所有數據信息。因此以σ為考量指標的主次因素排序為H2/H1、θ、L2/H1、L1/H1、D/S。

表6 總壓損失系數的方差分析表

基于上述分析及表6,可得影響σ的顯著性程度,如表7所示。后鈍體高度以及楔體角度是影響總壓損失系數的主要因素,而其他3個因素對總壓損失系數的影響不大。

表7 各因素影響總壓損失系數的顯著性程度

4 最優組合結果

本章對第3章給出的燃燒效率η最優組合進行驗證及結果分析。根據第3章,最優燃燒效率的組合為θ=75°、D/S=3.5%、L1/H1=1、L2/H1=2.8、H2/H1=0.9。而總壓損失系數σ最小的組合由于燃燒效率太低,此處只用來進行對比分析。數值結果表明,燃燒效率最優組合的η為98.75%,此時σ為1.58%。

圖4(a)、圖4(b)分別給出了燃燒效率最大和總壓損失系數最小時最優幾何參數的流場結構及速度云圖。從圖4(a)可見,前后鈍體以及楔體均可形成穩定的兩對駐渦,并且均為一個渦發展起來,而另外一個渦被擠壓。圖4(b)的前后鈍體之間形成雙渦對結構,后鈍體以及楔體后方的駐渦呈扁圓形且對稱性較好,流線指向渦核,駐渦穩定。圖4(a)右側區域速度較高,這是因為經過燃燒加熱,該區域溫度升高導致氣體的密度減小,根據質量守恒則速度增加。圖4(a)凹腔內靠近中間流道的兩個渦較小,這是因為中間流道突擴比小于上下兩側流道,導致速度降低、壓強增加,從而靠近中間流道的渦被擠壓。凹腔長度越大,擠壓效果越明顯。

圖4 最優幾何參數的流場結構及速度云圖

對比圖4(a)與圖4(b)可得,楔體角度變大,圖4(a)后鈍體后方靠近中間通道的上下兩個渦被擠壓,流線彎曲、渦核形狀發生變化;與圖4(b)相比,圖4(a)的流道變窄,但流量一定,所以速度增大。圖4(a)與圖4(b)的對比可見,由于楔體角度的增大,圖4(a)楔體后方渦變大。這一方面使分流能力增強,則燃燒效率提高;但也致使流線彎曲程度增大,低速區及旋渦的能量耗散變大,造成總壓損失增加。

另外,由圖4(b)可見,其凹腔內形成雙渦對。這是因為前后鈍體距離太近,后鈍體高度小,駐渦腔長寬比很小,凹腔與外界流場能量交換很小,渦與壁面充分接觸,受壁面約束及粘性力的共同影響,形成雙渦對。由于靠近上側流體速度略大、楔體特征長度尺度變大,導致局部雷諾數增大,慣性力遠大于粘性力,兩個渦非對稱地發展起來,如圖4(a)所示。渦的非對稱性在一定程度上有助于增強主流與旋渦區的摻混,從而能提高燃燒效率。

綜上,由于前后鈍體渦的結構不同導致了低速點火區與主流作用的不同,特別是楔體的分流及其后部的旋渦與主流的相互作用,使得燃燒效率增大。

5 結論

1)對燃燒效率影響由大到小的因素依次為θ、H2/H1、L2/H1、D/S、L1/H1。其中θ占71.76%,H2/H1占20.13%,其他因素影響較小;對總壓損失系數影響由大到小的因素依次是:H2/H1、θ、L2/H1、L1/H1、D/S,其中H2/H1占53.58%,θ占31.56%,而其他因素影響較小。

2)當θ=75°、D/S=3.5%、L1/H1=1、L2/H1=2.8、H2/H1=0.9時,燃燒效率達到最大值98.75%,此時的總壓損失系數為1.58%。

3)以提高燃燒效率為目的,可主要研究θ;以減小總壓損失為目的,則主要分析H2/H1。