駐渦燃燒室前鈍體燃料噴射性能數值分析

徐 嘯，潘偉宸，吳維維

（江蘇科技大學能源與動力工程學院，江蘇鎮江 212000）

0 引言

20 世紀90年代，為了使燃燒室達到更高效的燃燒性能以及更低的排放，GE 公司和美國空軍研究室聯合提出了駐渦燃燒室概念[1]。駐渦燃燒室不同于傳統旋流燃燒室，是一種結構簡單、緊湊型的新型燃燒室，它可利用凹腔駐渦回流低速區穩定火焰。在高速主流條件下，凹腔內的駐渦回流區受到主流的影響較小，在凹腔內合理注入燃料與空氣，可提高凹腔內的漩渦強度以及優化燃燒室內的燃燒當量比分布。駐渦燃燒作為一種高效緊湊低污染的新型燃燒組織方式，具有結構簡單、貧富油極限寬、高空性能好、高燃燒效率等優點[2]，在航空、發電以及清潔能源等各領域應用廣泛。

國內外學者針對駐渦燃燒室開展了廣泛的數值模擬和試驗研究。Hsu等[3-4]以丙烷為燃料設計了第1代駐渦燃燒室模型，研究了駐渦燃燒室的組織結構及其燃燒性能，表明其具有燃燒效率高、總壓損失低等優點；Katta 等[5-6]利用CFD 方法研究了駐渦腔內的漩渦結構特點；Chen 等[7-9]以文獻[3-4]提出的駐渦燃燒室結構為基礎，設計了微型駐渦沖壓燃燒室，研究了其在亞聲速及旋流在進口條件下的性能并分析了在含有導流板結構及鈍體上游燃料噴射條件下的燃燒性能；何小民等[2,10-11]針對凹腔駐渦燃燒室的燃燒、點火、熄火、油氣參數以及駐渦腔內的流動特性進行了大量試驗與數值模擬研究，表明在高速主流條件下駐渦燃燒室具有良好的點火、熄火性能及高燃燒穩定性；曾卓雄[12-13]等研究了旋流及燃氣等參數在進口條件下對駐渦燃燒室的燃燒效率、NOx排放以及總壓損失的影響；樊未軍等[14]對駐渦燃燒室的凹腔雙渦結構流場進行了研究，發現駐渦腔雙渦結構對燃燒室出口溫度場分布、NOx低排放以及燃料的分級燃燒起重要作用。但以上研究并沒有考慮到前鈍體燃料噴射比例對駐渦燃燒室燃燒性能的影響。

因此本文基于駐渦燃燒室模型，針對駐渦燃燒室前鈍體頂部與駐渦凹腔內的燃料噴射比例對燃燒性能的影響進行了數值模擬分析。

1 數值模型與數值模擬方法

1.1 駐渦燃燒室模型

將文獻[3-4]試驗所使用的駐渦燃燒室計算模型作為本文的研究對象，其結構模型如圖1 所示。從圖中可見，駐渦燃燒室計算模型全長L=330 mm；前鈍體寬度為30 mm；直徑D1=70 mm；后鈍體寬度為18 mm；直徑D2=50.8 mm；前鈍體與后鈍體由直徑D3=12.7 mm的空心圓管連接。為了加強駐渦腔內的漩渦及燃料摻混，在后鈍體上設計24個直徑為2.29 mm的空氣噴射孔，以及8 個直徑為1.75 mm 的燃料噴射孔。本文以甲烷為燃料，在燃燒室模型軸向距離z=15 mm 處增加了前鈍體頂部燃料噴射孔，分別采用1.75、2、2.4 mm這3 種噴射孔徑及不同的前鈍體噴射系數進行了數值模擬分析，燃料總當量比為0.32。

圖1 駐渦燃燒室結構

前鈍體噴射無量綱系數φ定義為

式中：m1為由前鈍體噴射孔進入燃燒室的燃料質量；m2為由駐渦腔噴射孔進入燃燒室的燃料質量。

駐渦燃燒室氣體進口參數見表1。

表1 駐渦燃燒室氣體進口參數

1.2 計算方法和邊界條件

本文數值模擬計算采用不可壓縮N-S方程和ANSYS FLUENT 計算軟件。文獻[15]使用3 種k-? 湍流模型進行計算模擬，其中RNGk-?湍流模型的模擬結果最優，因此本文采用了RNGk-?湍流模型。壓力速度耦合采用SIMPLE 算法，近壁面利用了增強型壁面函數，保持近壁面處Y+＜5。由于駐渦燃燒室的駐渦腔內存在逆壓梯度流，壓力離散格式采用PSESTO 格式，其余各項的離散格式采用2階迎風格式。

燃燒室氣體設置為不可壓縮的理想氣體。燃燒室主流空氣進口采用速度進口邊界條件；空氣以及燃料噴射入口采用質量流量進口；燃燒室出口采用壓力出口，出口壓力為101325 Pa；燃燒室壁面設置為無滑移絕熱邊界條件。

1.3 數學模型

連續方程為

式中：i=1、2、3，下文公式中含義相同。

動量方程為

式中：k為湍動能；μt為湍流度；j=1、2、3，下文公式中含義相同。

能量方程為

式中：E為總能量；keff為有效導熱系數；（τij）eff為偏應力張量；S為反應與輻射源項。

RNGk-?湍流模型控制方程為

式中：Gk和Gb分別為由平均速度梯度和浮力產生的湍動能；ακ為k的逆效應普朗特數。

式中：YM為可壓縮湍流中脈動膨脹對總耗散率的貢獻；αε為ε的逆效應普朗特數。

由于燃燒屬于快速化學反應，其反應時間與燃料混合所需時間相比可忽略，因此本文使用EDM 渦耗散模型以及甲烷單步總包反應機理。EDM 渦耗散模型考慮了湍流和化學反應的相互作用，文獻[7]使用EDM 燃燒模型和單步總包反應機理取得了良好的模擬結果。

式中：YR為反應物的質量分數；k/? 為大渦混合時間尺度；A=4。

式中：YP為產物的質量分數；B=0.5。

在EDM 模型中物質i的凈生成速率取以上方程中較小者。

甲烷單步反應機理化學方程式為

甲烷單步總包反應機理的產物只有CO2和H2O，而實際的燃燒反應非常復雜，燃燒產物非常多。

1.4 計算網格模型驗證

本文所使用的駐渦燃燒室網格計算域由ICEM進行劃分。計算域為整個駐渦燃燒室的1/8，側壁采用周期邊界條件，計算域網格如圖2 所示。本文根據駐渦燃燒室模型進行了數值模擬驗證，其結果與Bruno[16]等研究得到的數值模擬結果進行了對比如圖3 所示。從圖中可見，本文模擬的結果與文獻[3-4]的在軸向距離z=24 mm 處比較接近，與文獻[16]的在z=5 mm處比較接近。在徑向距離r=30 mm 之后出現的溫度高峰是由于使用了EDM燃燒模型，因EDM燃燒模型的燃燒速率由湍流渦耗散率決定，駐渦腔上部的主流空氣剪切層的渦耗散率較大，導致在徑向距離r=30 mm之后產生溫度高峰。同時，由于駐渦腔內的漩渦流動復雜，流場與燃燒等化學反應的耦合具有高度非線性，因此數值模擬難以達到精確。本文的數值模擬計算結果與試驗結果擬合度較高，結合文獻[16]中的結果進行分析，表明本文的數值模擬計算模型是合理可靠的。

圖2 駐渦燃燒室計算域網格

圖3 數值模擬結果與試驗結果對比

為了驗證網格獨立性，分別采用網格數為112萬、152 萬和212 萬的網格進行燃燒室冷流總壓損失計算。通過數值模擬對比，三者的總壓損失的誤差小于1%。鑒于計算精度與計算速度綜合考慮，本文采用了網格數為152萬的計算模型進行數值模擬。

2 結果與討論

2.1 前鈍體燃料噴射對駐渦腔當量比的影響

為研究駐渦腔內漩渦流動的穩定性，本文進行了時間步長為5×10-4s 和1×10-4s 的冷流非穩態計算，結果顯示在不同時間步長下的燃燒室冷流流場沒有明顯區別。在非穩態計算時，駐渦燃燒室即無前鈍體燃料噴射時的駐渦燃燒室整體流場當量比及冷流流線如圖4 所示。從圖中可見，在駐渦腔及后鈍體低速回流區形成了明顯的漩渦。燃料從駐渦腔噴射孔噴射進入燃燒室，與主流在駐渦腔內形成的氣流漩渦摻混，沿著漩渦的流向，燃料不斷與駐渦腔內的漩渦摻混，使當量比沿漩渦流向不斷下降，整個駐渦腔內的當量比大部分均在1.2～1.4 左右。當駐渦腔內主流氣體漩渦流出駐渦腔時，隨著前鈍體噴射系數的增大，駐渦腔內噴射的燃料減少，駐渦腔后在后鈍體之后的區域發生回流，形成低速回流區，低速回流區的當量比大部分為0.4左右。

圖4 非穩態冷流流場當量比以及流線分布

前鈍體噴射系數為0.2～0.7 時駐渦腔冷流當量比分布如圖5 所示。從圖中可見，在冷流狀態下駐渦燃燒室在前鈍體燃料噴射孔d=1.75 mm 時，隨著前鈍體噴射系數的增大，駐渦腔內噴射的燃料減少，駐渦腔內的燃料分布從富燃料狀態（當量比＞1）向貧燃料狀態（當量比＜1）轉變。當前鈍體噴射系數增大時，駐渦腔內的燃料噴射減少，駐渦腔內的當量比減小，前鈍體后部以及駐渦腔漩渦上方剪切層處的當量比增大。當φ=0 時，駐渦腔底部存在當量比≥3 的富燃料區域，隨著噴射系數的增大，直接噴射進入駐渦腔內的燃料減少，駐渦腔底部的富燃料區域當量比減小。同時隨著前鈍體頂部的燃料噴射，使主流空氣在駐渦腔上部剪切層區域和漩渦頂部區域提前摻混了部分燃料，與駐渦腔中心漩渦在燃燒室內2 處產生了燃料混合區域，使燃料混合效率提高，駐渦腔內總體燃料當量比分布更加合理。

圖5 駐渦腔冷流當量比分布

2.2 前鈍體燃料噴射對燃燒室溫度分布的影響

駐渦燃燒室在前鈍體噴射孔徑d=1.75 mm 時3種前鈍體噴射系數下的溫度分布如圖6 所示。從圖中可見，當φ=0 時，在駐渦燃燒室后鈍體之后的回流區存在高溫分布區，約為2500 K。根據第2.1 節駐渦燃燒室當量比分析，燃料全部噴入駐渦腔，在駐渦腔回流區域處于富燃狀態，尤其在駐渦腔的漩渦中心區域。

圖6 燃燒室溫度分布

駐渦燃燒室的反應流流線如圖7 所示。從圖中可見，當燃料與空氣及駐渦腔內的氣流漩渦摻混后，進入后鈍體之后的回流主燃區，一部分燃料在駐渦腔內燃燒，剩余部分在后鈍體之后的回流區燃燒。在φ=0.2 的工況下，少部分燃料通過前鈍體噴射孔進入燃燒室，直接與主流空氣摻混，大部分燃料直接噴射進入駐渦腔與主流形成的漩渦摻混燃燒。當前鈍體燃料噴射時，駐渦腔內的當量比減小，主流空氣與部分燃料混合燃燒。在φ=0.5 的工況時，后鈍體之后的高溫區減少，燃燒溫度場分布梯度減小。根據第2.1 節的駐渦腔冷流當量比分析，發現在前鈍體噴射燃料的工況下，駐渦腔內的當量比分布更加均勻，更加接近于1，因此在燃燒過程中，駐渦腔內的燃燒更加充分，溫度分布更加均勻。隨著前鈍體噴射系數的增加，后鈍體回流燃燒區的火焰長度減短，在φ=0.7的工況下，溫度下降至大約為2100 K，表明前鈍體噴射系數在一定范圍內，燃料與空氣在駐渦腔內及駐渦腔上部剪切層內能快速混合并燃燒。與無前鈍體燃料噴射時的低速回流對比主燃區溫度降低，駐渦腔內的最高溫度升高，燃燒室的火焰長度減短，對于設計更緊湊、體積更小的燃燒室更有利。

圖7 駐渦燃燒室反應流流場流線分布

2.3 前鈍體燃料噴射對燃燒室總壓損失的影響

燃燒室的壓力損失主要有2 個原因：（1）壓力阻力、表面摩擦及湍流損失；（2）基本的壓力損失和燃燒放熱損失。3 種前鈍體噴射孔徑下在不同前鈍體噴射系數的駐渦燃燒室的總壓損失如圖8所示。

圖8 燃燒室總壓損失

總壓損失λ的計算公式為

式中：P1為燃燒室入口總壓；P2為燃燒室出口總壓。

駐渦燃燒室流場由于湍流微團與駐渦腔漩渦的作用，使燃料與空氣摻混更充分，但同時也導致了更大的總壓損失。因此主流空氣占總壓損失的主要部分，前鈍體頂部的燃料噴射對總壓損失影響較小。前鈍體上游的燃料噴射進入主流并與主流氣體進行摻混，導致了燃燒室氣流的動壓損失，因此導致前鈍體噴射情況下的燃燒室總壓損失大于φ=0 時的總壓損失。從圖中可見，前鈍體頂部燃料噴射工況下的總壓損失波動基本較小，均大于無前鈍體燃料噴射時的總壓損失；當前鈍體燃料噴射系數φ=0.4～0.6時，駐渦燃燒室的總壓損失最大。根據圖6分析，在d=1.75 mm、前鈍體噴射系數φ=0.5 時，燃燒室的最高溫度區域集中在燃燒室駐渦腔和后鈍體上部的剪切層區域，約為2500 K，燃燒產生熱損失相較于其他工況時更大。駐渦腔和后鈍體上部剪切層區域的流動復雜，包括存在漩渦及剪切層，流體的動壓損失及傳質傳熱相較于其他區域更大，各種影響導致在不同前鈍體噴射孔徑在不同噴射系數條件下燃燒室總壓損失的增加。

2.4 前鈍體燃料噴射對出口溫度分布的影響

燃燒室出口溫度分布是衡量燃燒性能的1 個重要指標。本文分別使用出口溫度分布系數Ot和出口徑向溫度分布系數Rt來衡量燃燒室的出口溫度分布質量。

式中：T4max為燃燒室出口的最高溫度；T4ave為燃燒室出口的平均溫度；T3ave為燃燒室進口平均溫度；T4rmax為出口同一半徑上最高平均總溫。

燃燒室出口溫度分布如圖9 所示。從圖中可見，駐渦燃燒室出口溫度呈沿徑向遞減分布，產生的原因是駐渦燃燒室的結構及流場流動特點，進而導致出口Ot與Rt接近。

圖9 燃燒室出口溫度分布

駐渦燃燒室在不同前鈍體噴射孔徑下的Ot與Rt分布如圖10 所示。從圖中可見，隨著前鈍體噴射系數的增加，燃燒室出口Ot與Rt均呈減小趨勢。Ot和Rt的減小表明燃燒室出口溫度分布更加均勻，質量更高。駐渦燃燒室在不同前鈍體噴射孔徑下的出口最高溫度和平均溫度分布如圖11 所示。從圖中可見隨著Ot與Rt的減小，主要是燃燒室出口最高溫度降低，而燃燒室出口平均溫度變化不大，波動幅度很小。當存在前鈍體噴射時，隨著前鈍體噴射系數的增大，低速回流區靠近燃燒室出口的大部分范圍內的溫度為1500～1700 K，在不同的前鈍體噴射系數下變化不大，因此燃燒室出口平均溫度變化幅度較小（圖6）。同時，在3 種不同前鈍體噴射孔徑下出口溫度分布Ot與Rt的變化趨勢比較一致，當前鈍體噴射系數相同時，而前鈍體噴射孔徑不同的Ot與Rt變化不大，表明在一定的前鈍體噴射孔徑范圍內，噴射孔徑對燃燒室出口溫度Ot與Rt的影響較小。

圖10 不同噴射孔徑下燃燒室出口溫度分布系數

圖11 燃燒室出口平均溫度和最高溫度分布

2.5.1 前鈍體燃料噴射對燃燒效率的影響

燃燒室的燃燒效率表現了燃燒室的總體化學反應以及燃料燃燒性能。

式中：mco2為燃料完全燃燒時產生的CO2質量；A為測量處截面積；Yco2為CO2的質量分數；為平均速度為平均密度。

當前鈍體上游燃料噴射孔徑d=1.75 mm 時，駐渦燃燒室軸向燃燒效率曲線如圖12 所示。從圖中可見，當無量綱燃燒室軸向距離z/L=0.3 時，所有存在前鈍體燃燒噴射的工況下的燃燒效率均高于無前鈍體燃料噴射基準工況下的燃燒效率。當存在駐渦腔前鈍體噴射時，其中一部分燃燒預先噴射進了空氣主流，并且與主流空氣摻混。根據第2.1 節中的當量比云圖分析，存在駐渦腔前鈍體噴射時，駐渦腔內的當量比分布大部分更接近于1，使燃料與空氣混合更加充分，有利于提高燃燒效率。無前鈍體頂部燃料噴射時，燃料全部噴射到駐渦腔內，并沒有燃料預先與主流空氣摻混，一部分燃料在駐渦腔內摻混燃燒，剩余燃料在后鈍體后部回流區燃燒，駐渦腔內大部分燃燒狀態處于富燃狀態，燃料不能充分燃燒，不利于提高燃燒效率。當z/L=0.3 時，前鈍體燃料噴射的工況下的燃燒室燃燒效率均達到了90%，相較于無前鈍體頂部燃料噴射時，z/L=0.35 處燃燒效率達到90%的有一定提高。同時無量綱軸向距離z/L在0.25～0.35 范圍內燃燒效率高出大約5%，使達到90%的燃燒效率的燃燒室軸向長度減短。因此對于縮短燃燒室長度，進一步優化前鈍體頂部燃料噴射方案很有意義。

圖12 燃燒室軸向燃燒效率

2.5.2 前鈍體燃料噴射孔徑對燃燒效率的影響

根據第2.5.1節的分析，本文研究的駐渦燃燒室在前鈍體噴射條件下，燃燒室的無量綱軸向長度z/L=0.3時燃燒效率已經達到了90%。燃燒室無量綱軸向距離z/L在0～0.5 時，3 種前鈍體頂部燃料噴射孔徑下的燃燒效率如圖13所示。從圖中可見，由于d=1.75、2 和2.4 mm 這3 種前鈍體噴射孔徑下的燃燒效率都比較接近，表明孔徑對燃燒效率的影響較小，并且在z/L=0.3時均大于無前鈍體頂部燃料噴射工況下的駐渦燃燒室燃燒效率。前鈍體噴射系數φ=0.4時，3 種前鈍體噴射孔徑的燃燒室CO2質量分布如圖14 所示。從圖中可見，3 種噴射孔徑下的CO2質量分布比較接近，不同的前鈍體燃料噴射孔徑對燃燒產物CO2在燃燒室內的質量分布影響較小，本文根據式（14）通過燃燒室CO2生成量來計算燃燒效率，表明3種噴射孔徑下的燃燒室的燃燒效率接近。同時前鈍體頂部噴射的燃料動量相對于燃燒室主流空氣的動量較小，不同噴射孔徑下的燃料噴射在相同前鈍體噴射系數時對主流與燃料的摻混以及動量傳遞影響較小。由于主流進氣在駐渦腔內形成的漩渦對于燃料與空氣摻混起主要作用，因此前鈍體噴射孔徑在一定范圍內的變化對于駐渦燃燒室總體燃燒效率影響較小。

圖13 3種前鈍體噴射孔徑下的燃燒效率

圖14 燃燒室CO2質量分布

3 結論

（1）駐渦燃燒室前鈍體頂部燃料噴射可以提高燃燒室整體燃燒效率以及相同軸向距離下的燃燒效率，最佳前鈍體噴射系數為0.4。

（2）駐渦燃燒室前鈍體頂部燃料噴射以及前鈍體噴射系數對于燃燒室在燃燒時的總壓損失影響較小，與無前鈍體燃料噴射的工況下的總壓損失比較接近。

（3）駐渦燃燒室前鈍體頂部燃料噴射相比無前鈍體頂部燃料噴射，其燃燒室出口的Ot與Rt隨前鈍體噴射系數的增大而減小，出口溫度分布質量提高，有利于燃燒室下游的葉輪機械使用壽命的提升。

（4）駐渦燃燒室前鈍體頂部的燃料噴射孔徑在一定范圍內的改變，對于燃燒室的燃燒效率、出口溫度分布及總壓損失影響較小。