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,上海 200090)

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結(jié)構(gòu)參數(shù)和當量比對旋流冷壁燃燒室冷壁效果的影響

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)

為了分析錐體底部直徑,噴油口直徑以及當量比對旋流冷壁燃燒室的影響規(guī)律,應(yīng)用雷諾應(yīng)力模型(RSM)對該燃燒室燃燒特性進行了數(shù)值模擬。結(jié)果表明:旋流冷壁燃燒室能夠利用內(nèi)外雙旋流實現(xiàn)壁面冷卻的作用,噴油口直徑與錐體底部直徑比例較大時將導(dǎo)致局部冷壁效果失效,但并非兩者比例越小冷卻效果越好。合理的錐體底部直徑與噴油口直徑匹配關(guān)系能夠?qū)崿F(xiàn)較寬的工作范圍,文中合理的組合是錐體底部直徑15 mm,噴油口直徑5 mm。

旋流冷卻;數(shù)值模擬;燃燒特性;匹配關(guān)系

0 引言

作為燃氣輪機主要部件的燃燒室在工作過程中溫度極高,如果火焰筒壁面得不到合適的冷卻,就容易變形或燒壞。旋流分離器工作過程中會產(chǎn)生內(nèi)外雙旋流結(jié)構(gòu)[1],其作為一種離心分離設(shè)備廣泛應(yīng)用于工程領(lǐng)域[2],目前僅應(yīng)用于冷態(tài),如果將其應(yīng)用到燃燒領(lǐng)域可以很好的滿足穩(wěn)定火焰與壁面冷卻的要求。此外,沿壁面流動的外旋流能夠避免由于采用固體燃料引起的結(jié)焦問題。

近年來,國內(nèi)外對渦流冷卻技術(shù)[3-6]在燃燒室方面的應(yīng)用開展了一些研究。Anderson等[7]利用示蹤粒子進行了推力室冷流實驗,得到了渦流結(jié)構(gòu)。路強等[8]進行了渦流冷卻透明燃燒室的試驗研究,用高速攝影儀記錄了燃燒室內(nèi)的火焰圖像,發(fā)現(xiàn)燃燒穩(wěn)定段燃燒區(qū)域占燃燒室的55%～60%。李恭楠等[9]開展了渦流冷卻推力室的三維仿真研究,驗證了雙向渦旋結(jié)構(gòu),內(nèi)外渦流分界面約占燃燒室半徑的86%,燃燒區(qū)域約占推力室半徑的70%。李家文等[10]完成了時間為20 s的點火實驗,結(jié)果表明渦流冷卻推力室工作穩(wěn)定,氣氧形成了有效的冷渦流,圓筒段外壁面溫升為5 K,部分氣氧形成的氣膜對噴管形成了有效的保護。唐飛等[11]開展了氧化劑噴嘴入射角優(yōu)化的仿真研究,發(fā)現(xiàn)氧化劑傾斜一定角度可以增加渦流速度與渦量,有助于提高燃燒效率。

目前,渦流冷卻技術(shù)主要用于火箭發(fā)動機推力室,并且大多研究只停留在內(nèi)外雙渦流結(jié)構(gòu)以及壁面冷卻效果的驗證,并未深入開展結(jié)構(gòu)尺寸和當量比等對燃燒效果影響規(guī)律研究。由此文中在冷態(tài)旋流分離器研究[12-15]和渦冷技術(shù)研究的基礎(chǔ)上,將旋流分離器拓展到燃燒領(lǐng)域(稱為旋流冷壁燃燒室),并針對錐體底部直徑、噴油口直徑以及當量比開展旋流冷壁燃燒室流動特性的數(shù)值仿真,分析各因素對燃燒室冷壁效果的影響。

1 幾何模型和計算方法

1.1 幾何模型

旋流冷壁燃燒室結(jié)構(gòu)如圖1所示。燃燒室兩側(cè)為切向進氣管,燃料從底部噴油口噴入,燃燒產(chǎn)物從上部的噴管排出,以燃料噴口圓心為坐標原點,沿Z軸正方向建立幾何模型。具體結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)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;噴管直徑D1=32 mm;噴管高度T=25 mm;燃燒室圓柱段高度h=65 mm;燃燒室錐體段高度H=99 mm;錐體底部直徑B;噴油口直徑d。

1.2 控制方程

由于旋流分離器內(nèi)部流動屬于強旋流流動,較多的研究認為雷諾應(yīng)力模型(RSM)可以較準確的描述旋流器內(nèi)的流體行為[16-18],故此,湍流模型采用雷諾應(yīng)力模型(RSM),近壁面采用標準壁面函數(shù)法,擴散項采用二階中心差分,對流項采用QUICK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(yīng)速率模型,燃燒化學反應(yīng)模型為渦耗散模型。經(jīng)過試算,確定了與網(wǎng)格數(shù)無關(guān)的計算結(jié)果所需的網(wǎng)格數(shù)。

圖1 旋流冷壁燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖

1.3 邊界條件

來流條件采用速度入口邊界條件,來流速度空氣為20 m/s;甲烷噴射速度根據(jù)當量比與噴油口面積確定;出口采用壓力出口邊界條件,出口壓力設(shè)為大氣壓;壁面采用絕熱壁面,速度取無滑移條件。空氣與燃料的進口溫度均為300 K。

1.4 研究方案

為了研究錐體底部直徑、噴油口直徑以及當量比對旋流冷壁燃燒室的影響關(guān)系,文中采取了如下模擬方案。

模擬方案一:固定噴油口直徑d和當量比Φ,改變錐體底部直徑B(具體參數(shù)值見表1)。

表1 旋流冷壁燃燒室參數(shù)值

模擬方案二:固定噴油口直徑d,在兩種錐體底部直徑B下,改變當量比Φ(具體參數(shù)值見表2)。

表2 旋流冷壁燃燒室參數(shù)值

2 計算結(jié)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文獻[19]中的渦流冷壁燃燒室進行了數(shù)值模擬。圖2中靠近壁面的A點溫度為385.6 K,與文獻[19]中所測得的373 K相接近;數(shù)值模擬得到的總溫為3 096.3 K,與熱力計算軟件CEA計算得到的理論總溫3 179.98 K較為接近。結(jié)果表明文中選用的模擬方法是可信的。

2.2 模擬方案一

2.2.1 總壓損失系數(shù)

總壓損失是燃燒室性能參數(shù)之一,代表了燃燒室設(shè)計的好壞。為考察旋流冷壁燃燒室總壓的損失情況,引入總壓損失系數(shù),其計算公式為:

(1)

圖2 渦流冷壁燃燒室總溫分布

不同錐體底部直徑對旋流冷壁燃燒室的總壓損失系數(shù)影響不大,其數(shù)值在0.45%～0.48%之間,說明該燃燒室總壓損失很小,出口氣流繼續(xù)做功的能力能夠較好的保持。

2.2.2 流場特征

實現(xiàn)旋流冷壁的關(guān)鍵在于燃燒室內(nèi)形成的內(nèi)外雙旋流結(jié)構(gòu)。為了考察燃燒室內(nèi)部的內(nèi)外雙旋流結(jié)構(gòu)以及其內(nèi)部流動情況,引入軸向零速包絡(luò)面以及流線圖,見圖3。

圖3 軸向零速包絡(luò)面與流線圖

從流線分布可知,燃燒室內(nèi)部存在循環(huán)流與短路流。短路流沿頂蓋直接從噴管流出,短路流是未與燃料混合的冷空氣,這有利于對噴管的冷卻。循環(huán)流是受排出能力影響而產(chǎn)生的循環(huán)流動,循環(huán)流的出現(xiàn)會導(dǎo)致旋流冷壁燃燒室更多的總壓損失,所以應(yīng)當減少循環(huán)流的產(chǎn)生或者減小循環(huán)流量。錐體底部直徑B大于30 mm以后,燃燒室循環(huán)流消失(見圖3),總壓損失略有下降。

軸向零速包絡(luò)面是燃燒室內(nèi)外旋流的分界面,其內(nèi)旋流速度向上,對應(yīng)圖3中的深色區(qū)域;其外旋流速度向下,對應(yīng)圖3中的淺色區(qū)域。由圖4知在錐體段軸向零速包絡(luò)面呈大角度梯形,所以中間高度Z=49.5 mm位置上(取為Z1截面)的內(nèi)旋流寬度為錐體段內(nèi)旋流寬度的平均值。文中用它來表征錐體段內(nèi)旋流的大小。在筒體段除靠近噴管底部內(nèi)旋流部分區(qū)域會變窄以外,主體部分寬度基本不變,所以取噴管下方25 mm處(取為Z2截面)的內(nèi)旋流寬度來表征圓筒段內(nèi)旋流寬度。而軸向速度沿徑向分布為零的點是內(nèi)外旋流的分界,可以從軸向速度沿徑向分布中判斷內(nèi)旋流的寬度。

圖4中r1表示內(nèi)旋流半寬,r表示當?shù)匕霃健Ｓ蓤D4知,錐體段不同錐體底部直徑條件下內(nèi)旋流半寬占當?shù)匕霃降?8%～72.4%,基本上比較接近。與錐體段情況類似,筒體段內(nèi)旋流半寬相互接近,占當?shù)匕霃降?3.3%～75.6%。當B=45mm時,Z1和Z2截面上內(nèi)旋流半寬接近,也說明筒體段內(nèi)旋流寬度基本不變。

圖4 不同錐體直徑內(nèi)旋流半寬占當?shù)匕霃奖壤?/p>

圖5為Z1截面上不同條件下混合物密度沿徑向分布(為使圖示清晰明了,文中選取了部分典型計算結(jié)果,下同)。由圖5可知,不同條件下混合物密度沿徑向分布趨勢類似,呈現(xiàn)先下降后上升的走向。甲烷中心射入使得燃燒室軸線附近密度較高,而隨著與周圍空氣的反應(yīng)密度逐漸下降。由于外層是未反應(yīng)的冷旋流空氣,所以密度沿徑向又開始上升。其中B=5 mm時,極值點位置向外偏移。這是因為噴油口直徑與錐體底部直徑比例很大,甲烷在噴油口附近濃度很大,超過富油極限,從而導(dǎo)致反應(yīng)區(qū)域向上且向外移動(結(jié)合圖9中對應(yīng)的溫度分布),所以密度變化的極值點也向外移動。此外,全直筒條件下密度上升速度以及密度值存在非規(guī)律的變化,原因在于該條件下壁面附近溫度較低(結(jié)合圖9中對應(yīng)的溫度分布),所以密度相對較高,密度沿徑向變化也更快。

圖5 不同錐體直徑Z1截面上混合物密度沿徑向分布

圖6為Z2截面上不同條件下混合物密度沿徑向分布。由圖6知,不同條件下混合物密度沿徑向分布基本相同。旋流流動會引起徑向壓力梯度,使得密度沿徑向逐漸上升。但是燃燒室內(nèi)部湍流燃燒促進了流體徑向上物質(zhì)與動量的交換,從而均衡了旋流引起的密度梯度,使得密度在中心燃燒區(qū)保持了密度的穩(wěn)定。

圖6 不同錐體直徑Z2截面上混合物密度沿徑向分布

圖7、圖8為不同條件下Z1、Z2截面上切向速度沿徑向分布。由圖可知,切向速度大致分為3個區(qū)域:從軸線向外,切向速度快速增大,分為第一個區(qū)域。隨即,切向速度進入相對平穩(wěn)的狀態(tài),分為第二個區(qū)域。最后,切向速度快速下降直至壁面處速度為0,分為第三個區(qū)域。切向速度較為穩(wěn)定的第二區(qū)域稱為環(huán)形區(qū)域,它是內(nèi)外雙層旋流的過度區(qū),受旋流來流、黏性、湍流燃燒室的共同影響。另外,錐體段的漸縮外形對該區(qū)域具有加速作用,其切向速度在小錐體底部直徑條件下明顯升高。而在筒體段切向速度分布基本相同。當噴油口直徑與錐體底部直徑比例很大時(B=5 mm),甲烷分布變化導(dǎo)致的反應(yīng)區(qū)域的改變也引起了較大的速度場變化,其錐體段環(huán)形區(qū)域幾乎不存在;在筒體段,其環(huán)形區(qū)域反而更大。

圖7 不同錐體直徑Z1截面上切向速度沿徑向分布

圖8 不同錐體直徑Z2截面上切向速度沿徑向分布

2.2.3 溫度分布

文中通過未過進氣口的中心對稱面上的溫度分布來觀察旋流冷壁燃燒室的壁面冷卻效果。由圖9可以發(fā)現(xiàn),在錐體底部直徑很小(噴口直徑所占比例較高)時,壁面附近出現(xiàn)了溫度超過2 000 K的高溫區(qū)域,這將導(dǎo)致火焰筒的燒壞或變形,所以該情況下并沒有取得預(yù)期的壁面冷卻效果。當錐體底部直徑逐漸變大,壁面附近溫度下降,起到了保護壁面的作用,但是并不是錐體底部直徑越大,壁面冷卻效果就越好。當錐體底部直徑為35 mm和40 mm時,錐體段壁面附近溫度分別為900 K有余和1 000 K有余,比其他情況下的700～800 K要高些。這是因為甲烷從噴油口射入,兩側(cè)部分甲烷會向外圍擴散并與空氣摻混,當錐體底部直徑適合時,該部分區(qū)域內(nèi)油氣比較為恰當,燃燒較為完全,釋放出較多熱量,從而導(dǎo)致壁面附近溫度較高。這還會引起更嚴重的問題,那就是錐體底部壁面溫度過高,甚至超過1 500 K。

另一方面,雖然錐體底部直徑為45 mm(全直筒)時,壁面附近溫度最低,但是其他情況下壁面溫度也較低,在800 K左右,完全能夠滿足常用火焰筒材料最大工作溫度不超過1 200 K的要求[20]。而較小的錐體底部直徑減小了燃燒室體積,能較大程度的減輕燃燒室重量,節(jié)省材料。另外,氣流流經(jīng)錐體段時會加速,使得在不破壞雙渦結(jié)構(gòu)的情況下,燃料的速度范圍可以更大。

圖9 不同錐體底部直徑燃燒室溫度分布

2.3 模擬方案二

2.3.1 錐體底部直徑為10 mm

當錐體底部直徑為10 mm,噴油口直徑為5 mm時(即噴油口直徑占錐體底部直徑的50%)中心對稱面上的溫度分布如圖10所示。隨著當量比的增大,壁面附近的溫度上升。當量比越大,甲烷噴入量越大,噴油口附近就可能達到恰當?shù)挠蜌獗?使得該區(qū)域附近燃燒充分,溫度較高;另一方面,當量比越大,在同一噴油面積下,噴油速度越大,射流的卷吸作用越強,甲烷與噴油口附近的空氣摻混就越強烈,導(dǎo)致噴油口附近甲烷濃度過高,所以壁面附近的高溫區(qū)域隨當量比增大而向上移動。這說明不合理的噴油口直徑與錐體底部直徑搭配關(guān)系會導(dǎo)致差的壁面冷卻效果,從而使得旋流冷壁燃燒室不能在較寬的工作范圍內(nèi)滿足壁面冷卻要求。

圖10 不同當量比燃燒室溫度分布

2.3.2 錐體底部直徑為15 mm

當錐體底部直徑為15 mm,噴油口直徑為5 mm時(即噴油口直徑占錐體底部直徑的33.3%)中心對稱面上的溫度分布如圖11所示。在不同當量比條件下,旋流冷壁燃燒室均具有較好的壁面冷卻效果。這說明較小的噴油口直徑與錐體底部直徑比例有利于達到較好的壁面冷卻效果,使得燃燒室能在較寬的工作范圍內(nèi)實現(xiàn)冷壁作用。

圖11 不同當量比燃燒室溫度分布

3 結(jié)論

文中針對旋流冷壁燃燒室錐體底部直徑,噴油口直徑以及當量比3個變量開展了一系列數(shù)值仿真,可以得到以下結(jié)論:

1)旋流冷壁燃燒室能夠利用內(nèi)外雙旋流達到壁面冷卻的作用。

2)錐體底部直徑與噴油口直徑存在匹配關(guān)系。噴油口直徑與錐體底部直徑比例較大時將導(dǎo)致局部冷壁效果失效,但是并非兩者比例越小冷卻效果越好,需要根據(jù)燃燒室工作條件綜合選擇錐體底部直徑和噴油口直徑。

3)合理的錐體底部直徑與噴油口直徑匹配關(guān)系能夠?qū)崿F(xiàn)旋流冷壁燃燒室較寬的工作范圍,文中合理選取的錐體底部直徑為15 mm,噴油口直徑為5 mm。

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Effect of Structure Parameter and Equivalence Ratio on Swirl Cold-wall Combustion Chamber

LI Kai1,ZENG Zhuoxiong2,XU Yihua1

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

To analyze the effect of bottom diameter of cone, diameter of oil inlet and equivalence ratio, n swirl-cooled combustor chamber, Reynolds stress model (RSM) was used for simulation of combusting characteristics of the chamber. The results show that:swirl-cooled combustor chamber could utilize the structure of inner and outer swirl to achieve wall-cooled effect. High ratio of bottom diameter of cone to the diameter of oil inlet results in failure of wall-cooled effect, but the smaller proportion may generate worse wall-cooled effect. Reasonable matching relation of bottom diameter of cone and the diameter of oil inlet could realize a wide operating range. The optimum matching in this paper is 15 mm for the bottom diameter of cone and 5 mm for the diameter of oil inlet.

swirl-cooled; numerical simulation; combustion characteristics; matching relation

2014-09-09

國家自然科學基金(51066006;51266013);航空科學基金資助

李凱(1991-),男,浙江嘉興人,碩士研究生,研究方向:航空工程研究。

V434

A