不同構型射流穩焰燃燒室的冷態數值研究

任冠龍，孫?？?，田 樂，徐義華

(1 南昌航空大學飛行器工程學院，南昌 330063；2 江西省微小航空發動機重點實驗室，南昌 330063)

0 引言

射流穩焰是近年來發展的一種新的穩焰方式，其原理是通過射流的方式在主燃區內形成低速再循環區用于穩定火焰。射流穩焰的優點在于可以定量控制噴射的空氣流量，加上燃燒室內不存在鈍體，重量相對較輕。

早期針對射流穩焰燃燒室，Bauer等對三維射流燃燒室進行了實驗，并提供了相關的實驗數據用于以后的數值模擬對比。研究射流穩焰燃燒室屬于多相流問題，由于研究方法很多，主要包括拉格朗日法、歐拉法等。Kurreck等對射流穩焰燃燒室中兩相流進行了預測，結果表明在計算兩相流時，歐拉/拉格朗日方法比較適用。Klose等利用歐拉兩相流和假設的概率密度函數來評估渦流如何穩定燃燒室，實驗結果表明假設的概率密度函數模型更加接近實驗值。Bazdidi等利用假設的概率密度函數來模擬噴霧燃燒，并表明假設的-PDF模型與渦耗散模型相比能夠較好的捕捉溫度分布。Zeinivand等研究了射流孔的數量和位置對射流穩焰燃燒室的燃燒特性以及氮氧化物排放的影響，研究結果發現隨著射流孔數量的增加，燃燒室中間區域的冷流與側面區域的熱流之間溫差較大，導致了燃燒室下游區域溫度分布不均勻，同時一氧化氮的排放量也會增加。隨著穩定器噴口和燃料噴射器之間距離的增加，會降低一氧化氮的濃度。Yang等研究了新型橢圓射流穩焰燃燒室的燃燒特性，通過改變半長/半短軸之比，得出合適的半長/半短軸之比可以提高溫度的均勻性并降低污染物的排放。Sun等研究了射流穩焰燃燒室的氫燃燒和流動特性，通過對比不同當量比的氫/空氣燃燒特性，得出小當量比下燃燒室可以表現出較為理性的燃燒特性，大當量比不利于實現穩定燃燒。翟小飛等研究了超聲速氣流中液體橫向射流霧化的過程，結果表明當初始霧化錐角的增加時，相同橫截面上射流穿透深度會減小。另外，液滴穿透深度及分布與初始液滴有很大的關系。

從以往研究中表明，燃燒室回流區內的旋渦結構受射流參數的影響較大，導致穩焰效果隨著噴射孔的位置、傾斜角度以及大小的變化而發生變化。因此，綜合AVC、TVC添加鈍體以及添加旋流器等穩焰方式，發展組合構型燃燒室是提高射流穩焰方式的有效方法。

文中在射流穩焰燃燒室構型的基礎上，結合擾流板、凹腔駐渦穩焰等燃燒室特點，提出了3種組合穩焰構型，并對提出的不同構型射流穩焰燃燒室進行冷態模擬研究。

1 幾何模型

不同構型燃燒室如圖1所示。構型1為基礎模型，結構參數為：在笛卡爾坐標系下，坐標原點與燃料入口的圓心重合，燃燒室軸向長度為400 mm，直徑為80 mm，燃料入口直徑為3 mm，在燃燒室壁面距離燃料入口處均向布置4個直徑為8 mm的空氣射流孔。

圖1 燃燒室構型(單位:mm)

構型2在燃燒室內添加了擾流柱，即4個空氣射流孔向燃燒室內延伸15 mm，其余尺寸與構型1相同。構型3是在燃燒室內形成凹腔駐渦結構，即在距離燃燒室頭部69 mm處，燃燒室壁面徑向長度縮短20 mm，整體結構為階梯狀，其余尺寸與構型1相同。構型4在燃燒室內添加擾流板，即在距離燃燒室頭部55 mm和65 mm處布置擾流板，該擾流板深入長度為15 mm，擾流板寬度為10 mm, 4個空氣射流孔均向布置在擾流板上，其余尺寸與構型1相同。

2 數值模擬方法

1)計算方法

文中湍流計算選用Realizable-模型，動量方程、湍流耗散率以及湍流動能等均采用二階迎風差分格式離散，擴散項采用二階中心差分，壓力速度耦合為SIMPLE算法，將所有方程的收斂準則設置為殘差10。

2)邊界條件

選用的氣體燃料是丙烷，射流穩焰燃燒室的燃料入口和空氣射流入口方式均采用質量流量入口，質量流量大小分別為2.7×10kg/s, 9.638×10kg/s，燃燒室出口采用壓力出口，操作壓力為101 325 Pa，近壁面采用標準壁面函數的無滑移壁面。

3 計算網格及無關性驗證

采用六面體結構網格對燃燒室計算域進行網格劃分，并在燃料入口以及空氣射流孔等區域進行局部加密，網格劃分效果如圖2所示。

圖2 網格劃分

網格無關性驗證采用的網格數分別為50萬、130萬和220萬。圖3為不同網格數時燃燒室中心截面軸向=22 mm處的徑向速度分布。由圖3可見，130萬網格和220萬網格的計算結果差異很小，所以為減小計算量，采用網格數為130萬左右網格進行計算。

圖3 網格無關性驗證

4 計算結果與分析

4.1 數值模型驗證

數值計算結果與文獻[1]中實驗數據對比如圖4所示。數值計算結果與實驗值基本吻合，表明所選擇的計算模型和方法可用于射流穩焰燃燒室的冷態模擬研究。

圖4 X=0.098 m處軸向速度的徑向分布

4.2 速度流線和渦結構

射流燃燒室穩焰的因素在于燃燒室頭部與空氣射流孔之間形成的旋渦，圖5為4種構型射流穩焰燃燒室中心截面的速度流線分布圖,可以看出4種不同構型的燃燒室內部產生的渦結構均關于中心軸線對稱。

圖5 燃燒室中心截面速度和流線分布圖

對于構型1，在燃燒室內形成了3對旋渦，分別位于燃料噴口處、空氣射流孔的左側以及燃燒室下游。燃料噴口處的渦為左側渦對，主要由燃料噴射的速度流線形成，占據了較小的主燃區區域。空氣射流孔左側的渦形成的原因是空氣射流對沖，使得大量的流體向上游回流，之后再與燃料射流碰撞，該渦對充滿了燃燒室頭部的大部分區域且渦核靠近空氣射流孔的左側，左側渦對對燃燒室頭部右側渦對的影響很小，而且左側渦對和燃燒室頭部右側渦對的流線方向均指向渦核，說明旋渦比較穩定。從圖中能看出左側渦對中有小部分的速度流線流向右側渦對，表明右側渦對對左側渦對有擾動作用。在燃燒室下游存在一對旋渦，渦核靠近空氣射流孔的右側，且旋渦的流線方向背離渦核。

對于構型2，速度流線整體分布與構型1類似，在燃燒室內形成了3對旋渦，分別位于燃料噴口處、空氣射流孔的左側以及燃燒室下游。燃料噴口處的渦形成原因與構型1相似，同樣占據了較小的主燃區區域。空氣射流孔左側的渦形成原因與構型1相似，但該渦對的分布相對獨立，邊界比較清晰，與構型1形成渦對相比，該渦對范圍較廣，而且左側渦對和燃燒室頭部右側渦對的流線方向均指向渦核，說明旋渦比較穩定。在燃燒室下游存在一對旋渦，渦核靠近空氣射流孔的右側，與構型1燃燒室下游渦對相比，該渦對軸向范圍相對較窄，渦核更靠近燃燒室下游壁面，且旋渦的流線方向背離渦核。

對于構型3，在燃燒室內形成了兩對旋渦，分別位于燃料噴口處以及空氣射流孔的左側，燃料噴口處的渦主要由燃料噴射的速度流線形成，占據了較小的主燃區區域?？諝馍淞骺鬃髠鹊臏u形成原因與構型1相同，且充滿了主燃區的大部分區域，而且左側渦對和燃燒室頭部右側渦對的流線方向均指向渦核，說明旋渦比較穩定。由于構型3燃燒室下游周向面積減小，使得燃燒室下游未形成旋渦對，從速度云圖中能夠看出，在燃燒室下游，相比于其他3個構型，構型3產生的速度較快，速度大小為8 m/s左右。

對于構型4，速度流線整體分布與構型1和構型2類似，在燃燒室內形成了3對旋渦，分別位于燃料噴口處、空氣射流孔的左側以及燃燒室下游，燃料噴口處的渦主要由燃料噴射的速度流線形成，與前3個模型相比，該構型形成的左側渦對比較大，對燃燒室頭部的右側渦對產生了擠壓作用。由于擠壓的作用使得燃燒室頭部右側渦對的渦核附近流線方向發生傾斜。而且左側渦對和燃燒室頭部右側渦對的流線方向均指向渦核，說明旋渦比較穩定。在燃燒室下游存在一對旋渦，與前3個模型相比，在軸向范圍內該渦結構比較大，且旋渦的流線方向背離渦核。

4.3 湍動能分布

湍動能是衡量燃燒室中湍流脈動大小的重要指標，當湍動能較大時有利于燃料與空氣的摻混，圖6為4種構型射流穩焰燃燒室的湍動能云圖。

圖6 4種構型的湍動能云圖

從圖中能夠得出4種構型的湍動能云圖均關于中心軸線對稱，但燃燒室內的湍動能分布區域大小不一，說明了4種構型燃料與空氣摻混的程度也不相同，通過對比湍動能云圖能夠得出構型2、構型3、構型4的湍動能較大區域范圍均比構型1大，且4種構型中，構型2的湍動能分布區域最廣，原因是構型2的結構僅是將空氣射流孔向內延伸，縮短了空氣射流的距離，再加上空氣射流對沖進入燃燒室，在距離縮短的情況下，空氣與燃料摻混時的動能更大，使得燃燒室頭部形成的右側渦對強度增大，湍流脈動較大。 圖7為4種構型射流穩焰燃燒室中心軸向湍動能對比圖。

圖7 4種構型的中心軸向湍動能對比圖

從圖7中能看出4種構型燃燒室的湍動能變化曲線大致相同，均是先略微的上升和下降，之后再上升到最大值再下降直至穩定。在軸向范圍[0 m,0.02 m]內，湍動能曲線呈現略微上升的趨勢，原因是在燃料入口附近燃料占主導地位，由于空氣射流對沖的作用，產生的旋渦會卷吸少量空氣，導致該范圍內的空氣量較少，此時少量的空氣與燃料摻混導致湍動能的增加。在軸向范圍[0.020 m,0.025 m]內，湍動能曲線呈現略微下降的趨勢，原因是隨著噴射的燃料繼續向前運動，在中心軸線上的旋渦強度較弱，不利于燃料與空氣的摻混。在軸向范圍[0.025 m,0.060 m]內，湍動能曲線呈現上升的趨勢，原因是隨著燃料繼續沿軸線向前運動，燃料的位置就越靠近空氣射流孔，在空氣射流孔附近空氣占主導地位，形成的旋渦范圍廣、強度大，空氣量增多，湍流脈動較大。在軸向范圍[0.06 m,0.15 m]內，湍動能曲線開始下降，因為在主燃區內燃料與空氣幾乎完全摻混，導致燃燒室下游的燃料很少，同時在燃燒室下游形成了不穩定旋渦對。在軸向范圍[0.15 m,0.40 m]內，湍動能曲線變化相對平緩，原因是該軸向范圍內未形成旋渦對，流場結構相對穩定，湍流脈動相對較小。

4.4 摻混效果評估

射流穩焰燃燒室中主燃區是主要的摻混區，燃料與空氣在此區域內的摻混效果直接影響發動機的工作性能。為衡量不同構型主燃區內燃料與空氣的摻混效果，引入氣相摻混度。氣相摻混度是指燃燒室中氧氣與燃料中某一組分之間的摻混程度，計算方法如式1所示:

(1)

式中:為氧氣與組分之間的氣相摻混度取值范圍在[0,1]之間；為空氣進口處氧氣與燃料進口處組分的質量流量比；為燃料組分的質量百分含量；O為空氣中氧氣的質量百分含量。

圖8為不同構型射流穩焰燃燒室在不同軸向位置截面處丙烷與氧氣的摻混度對比圖。

圖8 燃燒室內氣相摻混度

由圖8可知，在主燃區(0～0.06 m)內，構型2的摻混度最大，因為向內延伸的空氣射流孔縮短了空氣對沖的距離，距離的縮近導致空氣對沖動能變大，在主燃區內形成的旋渦對強度較大，更有利于燃料與空氣的摻混。在軸向范圍[0.06 m,0.07 m]內，不同構型的摻混度繼續增大，原因是該位置處于空氣射流孔的右邊，在主燃區內未摻混完的燃料繼續與空氣進行摻混。在軸向范圍[0.07 m,0.16 m]內，不同構型的摻混度出現不同幅度的上升，但構型3中曲線上升幅度較平緩，原因是由于燃燒室結構不同，構型3在燃燒室下游未出現旋渦對，其余構型在燃燒室下游均出現了不穩定旋渦對。在軸向范圍[0.16 m,0.40 m]內，構型4的摻混度最大，其余構型摻混度近似相同，原因是構型4中主燃區內燃料與空氣的摻混量較少，在燃燒室下游殘余燃料較多，再次與空氣進行摻混。

為分析不同構型的摻混度波動程度，對其進行均方差(STD)分析，均方差表達式為：

(2)

(3)

(4)

圖9為不同工況的氣相摻混度均方差對比。由圖9可知，構型2的氣相摻混度均方差較低，其數值為0.204。由此表明在構型2的燃燒室內燃料與空氣的摻混效果較好且摻混比較均勻。

圖9 不同構型氣相摻混度均方差對比

4.5 燃料分布

通過觀察不同軸向位置處的徑向方向上燃料的質量分數，能夠得出燃料變化趨勢。圖10為4種構型射流穩焰燃燒室在不同軸向位置處丙烷質量分數對比圖。

圖10 4種構型的軸向丙烷質量分數對比圖

在軸向位置=0.02 m處，徑向范圍[0 m,0.04 m]內不同構型丙烷質量分數由最大值降低至最小值之后再略微增大，由最大值降低至最小值的原因是燃料噴射口處丙烷質量分數最大，隨著空氣對沖使得空氣向上游回流，回流的空氣與丙烷進行摻混，使丙烷質量分數降低。略微增大的原因是少量丙烷被空氣旋渦對卷吸在燃燒室頭部壁面附近。此軸向位置處丙烷質量分數大小依次為構型4、構型3、構型1、構型2。在軸向位置=0.04 m處，相比上一位置，不同構型丙烷質量分數降低，一方面原因是隨著丙烷燃料繼續向前運動，旋渦強度越來越大，丙烷與空氣之間不斷摻混；另一方面隨著丙烷燃料運動距離的增大，動能降低。在徑向范圍[0 m,0.04 m]內，丙烷質量分數不斷增大，原因是燃料的位置越來越靠近渦核，部分燃料被卷吸在燃燒室壁面附近。此軸向位置處丙烷質量分數大小依次為構型4、構型3、構型1、構型2。在軸向位置=0.08 m處，丙烷質量分數曲線呈現右置“W”分布，在中心軸線處，丙烷的質量分數最低，原因是在主燃區內大量丙烷與空氣進行了摻混，只有少量丙烷燃料運動到此位置處。在徑向位置=±0.03 m處，構型1、構型2以及構型4中丙烷質量分數達到了最大值，原因是該位置靠近渦核，部分燃料被卷吸在該位置附近。在軸向位置=0.14 m處，丙烷質量分數比較低，因為該位置處于燃燒室下游，只剩下少量的丙烷燃料。整體來看，在主燃區(0～0.06 m)內，構型2中丙烷與空氣的摻混量最多。

5 結論

文中對4種不同構型的射流穩焰燃燒室進行了冷態模擬研究，得出以下結論：

1)在燃燒室主燃區(0～0.06 m)內，4種構型燃燒室的旋渦結構分布相似，均能形成兩對旋渦，分別為左側小渦對和右側大渦對，且構型2的旋渦結構相對獨立，邊界比較清晰，而構型4的旋渦結構明顯發生了擠壓。在燃燒室下游(0.06～0.40 m)時，構型1、構型2以及構型4的速度流線分布相似，在軸向方向上，構型4的旋渦結構更大些，而構型3在燃燒室下游未形成旋渦對，但構型3在燃燒室下游形成的速度較快，大小為8 m/s左右。

2)湍動能云圖顯示構型2的湍動能分布區域較大，軸向湍動能對比圖顯示在軸向范圍[0.025 m,0.060 m]內，構型2的湍動能較大，更有利于燃料與空氣的摻混。

3)主燃區(0～0.06 m)內，構型2的氣相摻混度最高。整個軸向位置截面上，構型2的氣相摻混度曲線波動和均方差(=0.204)最小，摻混更加均勻。

4)在軸向位置=0.02 m和=0.04 m處，構型2的丙烷質量分數最小。在軸向位置=0.08 m，徑向位置=±0.03 m處，構型2的丙烷質量分數達到最大值；在軸向位置=0.14 m處，4種構型的丙烷質量分數均比較小。