基于旋流分離器結構的冷壁燃燒室流動特性仿真*

李　凱,曾卓雄,徐義華

(1　南昌航空大學飛行器工程學院,南昌　330063; 2　上海電力學院能源與機械工程學院，上?！?00090)

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基于旋流分離器結構的冷壁燃燒室流動特性仿真*

李凱1,曾卓雄2,徐義華1

(1南昌航空大學飛行器工程學院,南昌330063; 2上海電力學院能源與機械工程學院，上海200090)

摘要:旋流分離器產生的內外雙層旋流具有穩定火焰以及冷卻壁面的潛能,為此文中應用雷諾應力模型(RSM)對某種結構的旋流冷壁燃燒室的流動特性進行了數值仿真。結果表明:旋流冷壁燃燒室能夠實現內外雙層旋流流動,具有較好的壁面冷卻效果。冷熱態條件下,總壓損失系數為0.9%和1%,表現出低阻特性;內外旋流分界面平均約占半徑的70%。燃燒區域分界隨燃料噴入速度的增大而增大,燃料噴射速度為12 m/s時,燃燒區域最大,平均約占半徑的56%。

關鍵詞:旋流分離器;數值模擬;流動特性

0引言

航空發動機燃燒室溫度往往會超過許多金屬的熔點,必須采取特殊的冷卻技術以實現燃燒室低成本及長壽命的目標。渦流冷卻作為一種新型推力室冷卻方法,能夠很好實現這一目標[1-3],但是由于氧化劑與推進劑的特殊噴入方式,使得摻混效果較差,故渦流冷卻推力室的燃燒效率相對較低[4-5]。

旋流分離器內外雙旋流結構[6]跟渦流冷卻推力室內部流場結構相似,其作為一種離心分離設備廣泛應用于工程領域,目前僅應用于冷態,如果將其應用到燃燒領域可以很好的滿足穩定火焰與壁面冷卻的要求。一方面,旋流器能夠實現旋渦流動,形成低速區,進行穩定燃燒。另一方面,旋流器內部存在內外兩股旋流,采用合適的組織燃燒方式,就能夠讓外旋流實現保護壁面的作用,達到很好的冷卻效果。

目前，渦流冷卻推力室方面的研究還尚未完全成熟，主要涉及燃燒室結構設計、燃燒性能等。陸強等[4]進行了去哦劉冷卻透明燃燒室的設計與試驗研究，燃燒室采用石英玻璃為制造材料，用高速攝影儀記錄燃燒室內部的火焰圖像。實驗與仿真中噴管喉部溫度變化規律相一致。李家文等[5]完成了時間為20 s的點火實驗，在不采用外冷卻的情況下，渦流冷卻燃燒室外壁面溫升為5K，氣氧形成了有效的冷渦流。Dian.Q.F.等[7]采用RSM模型以及PDF非預混燃燒模型對GH2/GO2渦流冷壁燃燒室開展了仿真研究，得出了內部流場的三維流動結構。吳東波等[8]對渦流冷卻推力室開展了初步設計，仿真結果表明推力室內形成了內外雙層渦流，證明了渦流冷卻技術的可行性，但存在燃燒效率相對較低的問題。伊朗科技大學的Kargar.M.等[9]進行了渦流冷卻推力室的傳熱試驗，根據試驗得出外層渦流與燃燒室壁面的對流冷卻降低了壁面溫度。

文中在冷態旋流分離器研究[10-14]的基礎上,將旋流分離器拓展到燃燒領域,并針對某種結構的旋流冷壁燃燒室的流動特性以及燃燒特性進行數值分析,為旋流分離器在燃燒工程的進一步改進奠定基礎。

1幾何模型和計算方法

1.1幾何模型

旋流冷壁燃燒室結構如圖1所示。

圖1　旋流冷壁燃燒室結構示意圖

燃燒室兩側為切向進氣管,燃料從底部噴口噴入,燃燒產物從上部的出口管排出,以噴入口圓心為坐標原點,沿Z軸正方向建立幾何模型。具體結構尺寸參數如下:燃燒室筒體直徑D=45 mm;進氣口邊長a=12.5 mm,寬b=8 mm;出口管道直徑D1=16 mm;出口管道伸入長度S=30 mm;出口管道高度T=25 mm;燃燒室圓柱段高度h=65 mm;燃燒室圓錐體段高度H=99 mm;圓錐體底部直徑B=10 mm;燃料噴口直徑d=5 mm。

1.2控制方程

雷諾應力模型(RSM)考慮了一些各向異性的效應，同時還考慮了流線型彎曲、漩渦、旋轉和張力快速變化，適合于颶風流動、燃燒室高速旋轉流、旋風分離器的模擬[6,15-16],故此,文中湍流模型采用雷諾應力模型(RSM)。近壁面采用標準壁面函數法,擴散項采用二階中心差分,對流項采用QUICK格式,壓力插補格式采用PRESTO格式。速度-壓力耦合采用SIMPLEC方法,湍流燃燒模型為通用有限化學反應速率模型,燃燒化學反應模型為渦耗散模型。各組分比容為溫度的函數。

1.3邊界條件

來流條件采用速度入口邊界條件,來流空氣速度為V=20 m/s;燃料噴射速度為4 m/s;出口采用壓力出口邊界條件,壁面采用絕熱壁面,速度取無滑移條件。

2計算結果與分析

2.1算例驗證

按照上述的湍流模型及邊界條件對與旋流冷壁燃燒室內部流場結構相類似的高效Stairmand型旋流流動進行了數值模擬,模擬結果與文獻[17]中的實驗數據吻合較好(如圖2)。

圖2　Stairmand旋流流動在Z=0.2 m處軸向速度分布與模擬結果對比

2.2總壓損失

為研究旋流冷壁燃燒室流場壓力損失情況,引入總壓損失系數δ,其計算公式為:

(1)

由式(1)可得,冷態情況下總壓損失系數δ=0.9%,燃燒情況下總壓損失系數δ=1%。這是因為燃燒使得旋流冷壁燃燒室內流動更加劇烈,增加了黏性耗散;同時較高的溫升也使得燃燒情況下的總壓損失系數比冷態條件下大。但是其總壓損失系數都很小,滿足燃燒系統總壓損失小于6%的要求[18]。

2.3組分分布

文中所用的燃料為甲烷,從噴口射入燃燒室,其質量濃度分布如圖3。文中分析的截面均為未過進氣口的中心對稱面。

圖3　冷熱態下甲烷質量濃度分布

冷態下,甲烷主要分布在燃燒室中心,其外部是從進氣口進入的空氣。熱態下,甲烷軸向分布范圍更大,但是徑向分布范圍更窄。這是因為燃燒加劇了內部流動,能量、動量的交換更加劇烈,有更多的能量使甲烷向出口流動。較窄的燃料分布區會限制燃燒區域的范圍,而且中軸線附近燃料濃度高,可能會超過富油燃燒極限。

圖4　冷熱態下氧氣質量濃度分布

從圖4可以看到,冷態情況下,氧氣幾乎充滿整個燃燒室。而在燃燒情況下,燃燒室中心氧氣濃度減少,說明燃燒發生在中心區域,同時,壁面附近氧氣濃度高,并未發生燃燒,能夠保護壁面。值得注意的是,出口管道底部壁面附近有小股未燃空氣緊貼壁面向外流動,這將很好的冷卻出口壁面,利于得到合理的出口溫度分布。

2.4流場特性

圖5為冷熱態情況下燃燒室軸向零速包絡面與內部流線圖,淺色表示Z軸軸向速度小于零區域,深色表示Z軸軸向速度大于零區域,其交界面即為軸向零速包絡面,該包絡面是內外旋流的分界線,在軸向零速包絡面兩側形成了方向相反的內外旋流。由軸向零速包絡面知,在出口管道與燃燒室壁面之間的區域出現了軸向速度大于零的區域,同時結合內部流線分布可知,出口管道底部附近出現了循環流。循環流的出現會導致旋流冷壁燃燒室更多的總壓損失,所以應當減少循環流的產生或者減小循環流量。短路流從頂蓋沿出口管道外壁向下運動,通過內旋流從出口管道流出,短路流的存在能夠起到對出口管道冷卻保護的作用。

圖5　軸向零速包絡與流線圖

出口管道底部到噴油口是內部流動和燃燒情況的重點研究區域。選取3個具有代表性的軸向截面(Z1、Z2、Z3分別為該區域長度的25%、50%、75%),通過分析這些截面上的物理量隨半徑的變化來了解燃燒室內部的流場特性。

圖6是冷熱態情況下各截面軸向速度分布。對比圖6(a)、圖6(b)、圖6(c)可以發現,冷熱態情況下內外旋流分界點在同一截面上基本重合,但是在不同的截面上卻不一樣;結合圖5可知,冷熱態情況下產生了相似的對稱循環流以及短路流,這表明燃燒并沒有明顯改變燃燒室內外雙旋流、循環流、短路流等的分布規律。在熱態情況下,Z1截面以半徑的73.6%為分界,Z2截面以半徑的69.7%為分界,Z3截面以半徑的67.1%為分界。但是熱態情況下各截面的軸向速度更大,這是因為燃燒增加了內部能量,溫度升高,壓力變大(見圖7),加速了內部氣體的流動。

圖6　不同截面上軸向速度分布

壓力沿徑向的分布特征可以表征燃燒區域[9]。在中心燃燒區域,受到湍流燃燒的影響,增強了流體徑向上物質與動量的交換,這就平衡了由于旋流運動引起徑向壓力梯度,從而保持壓力的穩定。圖7很好的證實了這一點,即熱態情況下,壓力穩定段均較冷態情況更長些。

圖7　不同截面上的壓力分布

2.5溫度分布

圖8所示為旋流冷壁燃燒室的整體溫度分布。由于內旋流的存在,中心軸線附近產生了低壓區,在燃燒室中心形成了能夠穩定火焰的低速區;甲烷從底部中心射流進入燃燒室,集中分布在燃燒室中心,所以燃燒區域集中在燃燒室中心。如上文所述,短路流使得未燃空氣沿出口管道壁面向外流出,對出口壁面起到了冷卻作用。

燃燒室出口溫度分布是燃燒室的重要性能指標之一。圖9所示,旋流冷壁燃燒室的出口溫度分布呈現中間高、兩邊低的形態。圖10中,因為外旋流保護壁面的作用,Z1、Z2、Z3截面上壁面處的溫度較低。在燃燒室中心溫度也較低,這是因為燃料從燃燒室底部中心射入,中心濃度高,超過富油燃燒極限。在中心兩側出現溫度峰值,原因在于靠近內外旋流分界處存在穩定火焰的低速區,能夠穩定燃燒,使燃燒充分。把圖10中溫度開始明顯上升的點作為劃分燃燒區域的分界點,結合圖7可知,Z1截面以半徑的56.7%為分界,Z2截面以半徑的41.2%為分界,Z3截面以半徑的31.1%為分界。而外層未反應的氧化劑隔絕了燃燒,起到了冷卻壁面的作用。

圖8　燃燒室整體溫度分布

圖9　燃燒室出口溫度分布

圖10　不同截面上溫度沿徑向分布

2.6不同燃料噴入速度的影響

文中對燃料噴入速度變化的工況進行了模擬,燃料噴入速度取為4 m/s、6 m/s、8 m/s、10 m/s、12 m/s。模擬結果顯示,燃料噴入速度變化并未明顯改變燃燒室內外雙旋流的流場結構及其分界位置,燃燒區域與溫度分布規律基本保持不變,但是對于燃燒分界位置有一定的影響。

圖11中,r表示燃燒區域的一半長度,R為燃燒室半徑。在不同截面,隨著燃料噴入速度增大,燃燒區域分界所占半徑的百分比都隨之增加。從4 m/s到6 m/s,比例增加較為明顯,隨后基本呈線性增加。Z1、Z2、Z3截面燃燒分界最大半徑百分比分別為80.7%、49.1%、38.2%。這是因為燃料噴入速度的增大,增加了燃料與氧化劑之間的速度差,從而增強了氧化劑對燃料的卷吸作用,使得摻混與熱質交換更加劇烈,最終產生了拓寬燃燒區域的效果。

圖11　不同燃料射速下不同截面上的燃燒邊界

3結論

對文中建立的旋流冷壁燃燒室的冷、熱態流動進行了數值模擬,結論如下:

1)旋流冷壁燃燒室能夠實現內外雙層旋流流動,能進行穩定燃燒,并具有較好的壁面冷卻效果。

2)冷熱態條件下,旋流冷壁燃燒的總壓損失基本不變,分別為0.9%和1%,說明該結構具有低阻特性。

3)冷熱態條件下,旋流冷壁燃燒室內外旋流分界面基本相同,平均約占半徑的70%。

4)燃料噴射速度對內外旋流的分界位置影響較小;但燃燒區域分界隨燃料噴入速度的增大而增大,燃料噴射速度為12 m/s時,燃燒區域最大,平均約占半徑的56%。

綜上所述,旋流冷壁燃燒室在燃燒工程上具有一定的應用價值及潛力。在后續的研究中,有必要進一步優化結構和燃料供給方式以達到更好的應用效果。

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*收稿日期:2014-09-10

基金項目:國家自然科學基金(51066006;51266013);航空科學基金(2013ZB56002;2013ZB56004)資助

作者簡介:李凱(1991-),男,浙江嘉興人,博士研究生,研究方向:航空工程。

中圖分類號:V434.24

文獻標志碼:A

Simulation of Cold-wall Combustion Chamber Flow Characteristics Based on Cyclone Separator

LI Kai,ZENG Zhuoxiong,XU Yihua

(1School of Aircraft Engineering, Nanchang Hangkong University, Nanchang 330063, China;2College of Energy and Mechanical Engineering, Shanghai University of Electris Power, Shanghai 200090, China)

Abstract:Inner and outer swirl produced by cyclone separator have the potential of stabilizing flame and cooling wall, therefore, in this paper, RSM model was used to simulate flow characteristics of a swirl-cooled combustion chamber. The results show that swirl-cooled combustion chamber can achieve inner and outer swirl flow, and has good cooling effect of the wall. Under cold and hot conditions, the total pressure loss coefficient is 0.9% and 1%, showing low resistance characteristics of the structure, the average boundary of inner and outer swirl is 70% of the swirl radius. The boundary of combustion increases with the increase of fuel injection rate. The combustion zone is biggest when fuel injection rate is 12 m/s, the average is 56% of the radius.

Keywords:cyclone separator; numerical simulation; flow characteristics