超燃动斜坡结合燃气发生器增产掺混方案的数值仿真研究

超燃动斜坡结合燃气发生器增产掺混方案的数值仿真研究

由于燃料在燃烧期间的停留时间只有毫米，如何有效混合燃料和空气，是超燃压力车辆火焰稳定技术的关键。目前国内外普遍采用的火焰稳定器是凹槽火焰稳定器和支板火焰稳定器,它们增进掺混的机理分别是声学激励和涡结构。虽然这两种火焰稳定器已经获得了广泛应用,但是它们并不是完美的,对性能更优越的超燃火焰稳定器的探寻和研究从未停步。支板火焰稳定器虽然能够将燃料注入到中心流场,有利于提高燃烧流场的均匀性,但其横贯在高速高温的燃烧室流场中,不仅给自身的热防护提出了很高的要求,导致其热防护结构复杂,而且其阻碍来流形成的强激波也带来了不小的总压损失。凹槽火焰稳定器较支板火焰稳定器总压损失小、热载低,但是其燃烧热主要集中于凹槽内部,凹槽下游流场均匀性不高,燃烧反应贴近壁面,燃料穿透深度小,温度场分布不均匀。近年来,基于气动斜坡增进掺混的方案受到了越来越多的关注。气动斜坡喷注器是一种简单的斜孔组合喷注方式。其通过一组或多组燃料喷嘴以一定的角度互相配合组成一个喷嘴阵列,燃料经这样的阵列喷出后形成较强的流向涡,实现燃料与空气主流的掺混燃烧。气动斜坡喷注器的主要优点在于:它没有侵入燃烧室的物理结构,热防护难度小;它可在燃烧室流向不同位置灵活布置,可以动态调整喷注燃料的参数,甚至停止喷射以改变气动斜坡的状态,便于实施燃油控制和热管理。国外对这种喷注形式研究较多的是美国弗吉尼亚理工学院和美国空军实验室。他们采用气动斜坡与等离子点火器结合的方案进行了大量的试验和数值仿真研究工作,并成功实现了不同燃料(氢气、乙烯等)在多种工况下的稳定燃烧。但是由于等离子点火器功率和穿透深度较低,相比于常用的凹槽火焰稳定器其综合性能并未体现出优势,因此在2008年之后,关于气动斜坡结合等离子体点火器的火焰稳定装置的研究进展鲜见报道。针对等离子点火器的缺陷,2010年北京航空航天大学的史新兴提出了一种基于气动斜坡结合燃气发生器的新型超燃火焰稳定器,试验结果显示其综合性能与主流的凹槽火焰稳定器相近。该火焰稳定器通过气动斜坡喷流在燃烧室中形成流向涡,下游的燃气发生器将流向涡结构抬升至燃烧室流场中心,并增强流向涡强度,实现燃料与空气主流的掺混。流向涡是其增进掺混的主要手段,因此能否准确捕捉到流场中的涡结构是该气动斜坡方案仿真的关键。本文采用分离涡(DES)模型对该方案进行仿真研究。雷诺时均Navier-Stokes(RANS)方法对流动参数进行时均化处理且建立湍流模型时将不同尺度的涡同等对待,抹去了脉动运动的时空变化细节,所以对大尺度分离流动的预报性较差。大涡模拟(LES)方法对流场的模拟能力高于RANS,但其庞大的计算量对于大多数工程问题来说仍是难以接受的。为了在有限的计算资源条件下,获得尽量高的模拟精度,Spalart在1997年提出了一种结合LES与RANS的DES方法,这种方法的思路是在近壁采用RANS模拟,在主流和分离区采用LES模拟。近年来,DES方法发展迅速,其模拟效果得到了越来越多的认可。由于在主流区采用了LES方法,因此DES方法对复杂流场以及涡的分辨能力强于RANS方法。本文针对基于气动斜坡的新型火焰稳定器,采用FLUENT商用软件中的DES模型进行了冷流掺混仿真研究,并且为了考量DES模型对该问题的适用性,引入了常用的RANS模型及试验结果与其进行对比。1单网格网格的建立及网格划分图1为基于气动斜坡的火焰稳定器结构示意图,上游的四孔气动斜坡在与超声速主流作用后形成流向涡结构,而下游的燃气发生器将流向涡结构抬升至燃烧室流场中心,并增强流向涡强度,具体的介绍参见文献。在之前的试验中笔者已经实现了超燃环境下的稳定燃烧。本文的目的是通过DES仿真对流场结构进行细致的分析,并将其与常用的RANS的仿真结果进行比较。RANS与DES求解相同的连续(组分)方程、动量方程及能量方程,其区别主要在于对湍流模型的处理上。两种方法均采用基于剪切应力输运(SST)k-ω两方程湍流模型对流场进行仿真。模型方程为∂(ρk)∂t+ui∂(ρk)∂xi=Ρk-ρk3/2lk-ω+∂∂xi[(μl+μtσk)∂k∂xi](1)∂(ρk)∂t+ui∂(ρk)∂xi=Pk−ρk3/2lk−ω+∂∂xi[(μl+μtσk)∂k∂xi](1)∂(ρω)∂t+ui∂(ρω)∂xi=CωΡω-βωρω2+∂∂xi⋅[(μl+μtσk)∂ω∂xi]+2ρ(1-F1)1σω2⋅1ω⋅∂k∂xi⋅∂ω∂xi(2)∂(ρω)∂t+ui∂(ρω)∂xi=CωPω−βωρω2+∂∂xi⋅[(μl+μtσk)∂ω∂xi]+2ρ(1−F1)1σω2⋅1ω⋅∂k∂xi⋅∂ω∂xi(2)式中:lk-w为湍流尺度参数;ρ、k、ω、t、ui、μl和μt分别为密度、湍动能、比耗散率、时间、速度分量、层流黏性系数和湍流黏性系数;Pk和Pω为湍流生成项;Cω、σω2和βω为模式参数;F1为模式常数,其具体定义及模型方程中的常数参考文献。湍流黏性系数由式(3)确定μt=min(ρkω,a1ρkΩF2)μt=min(ρkω,a1ρkΩF2)(3)式中:a1为模型常数;Ω为涡量绝对值;F2为模式常数。在SSTk-ω湍流模型k方程即式(1)的耗散项中,湍流尺度参数的表达式为lk-ω=k1/2/(βkω)(4)式中:βk为模式参数。DES方法中,lk-ω将由min(lk-ω,CDESΔ)代替,其中Δ=max(Δx,Δy,Δz)为网格单元的最大边长,常数CDES=0.78。如图1所示,本文仿真对象为对称结构的燃烧室,计算时取燃烧室的1/2为计算域,计算区域为燃烧室的前3段(x=0～0.65m),对计算域网格分块处理,除乙烯喷嘴和斜喷燃气发生器喷嘴外均采用结构化网格。对喷嘴附近网格局部加密,壁面边界层采用等比法加密。壁面附近流场采用低雷诺数模型求解,第1层网格y+(y+为无滑移第1层网格的厚度)为1～2。y+为1～2表明第1层网格位于黏性底层,满足低雷诺数模型的应用要求。为了去除网格的影响,DES与RANS仿真均在同一套网格上进行,网格总数为600万。图2为喷注模块附近网格分布。仿真边界条件为:1)燃烧室入口条件:流量为483.75g/s(总流量的一半),其中氧气质量分数为0.232,氮气为0.688,水蒸气为0.08,总温为1200K,静压为0.108MPa。2)气动斜坡喷嘴入口条件:乙烯为燃料,流量为12.9g/s(总流量的一半,当量比为0.4),总温为300K。3)燃气发生器入口条件:流量为8.5g/s,其中氧气的质量分数为0.02,一氧化碳为0.46,二氧化碳为0.26,水蒸气为0.26,总温为3000K。4)出口条件:出口参数外推。5)壁面条件:采用无滑移壁面条件,并满足绝热和零压力梯度条件。2结果和分析2.1des模型仿真结果图3显示了喷嘴下游x=0.4,0.5,0.6m截面的乙烯质量百分含量分布。图3(a)、图3(c)和图3(e)为DES仿真时间平均结果,图3(b)、图3(d)和图3(f)为RANS仿真结果。由图3可见,两种仿真模型获得的结果差别明显,DES结果中流场结构更复杂,乙烯分散于几个单独的区域,从下文涡识别及分析的结果可知,这几个区域对应着几个较强的流向涡结构。从乙烯浓度分布在向下游发展的过程来看,使用DES模型后,能够详细地捕捉到乙烯燃料的空间位置分布,其穿透深度较之RANS模型更大,已经到达燃烧室的下壁面。图4显示了DES和RANS仿真结果在气动斜坡喷嘴所在壁面的表面摩擦力线以及相应的油流试验照片。油流试验在与仿真相同的来流条件下进行,以氮气代替气动斜坡及燃气发生器的乙烯和燃气喷流。各喷嘴喷注动压比与仿真条件一致。关于油流试验的具体设置可参见文献。通过观察可以发现两种方法均捕捉到了由气动斜坡喷注器所产生的主要流场结构,包括乙烯喷流羽流区沿壁面的轨迹,燃气发生器喷孔前分离区(试验照片中A区)和孔后的分离区(试验照片中B区)等。燃气发生器使其上游的燃料羽流和空气来流在此受到阻碍,从而分成两股绕过燃气发生器产生的喷流,使羽流区在下游迅速变宽。采用DES模型的仿真结果,与RANS仿真结果相比,其燃气发生器下游羽流扩张角更大,侧壁面出现明显的附面层分离现象,燃气发生器喷嘴与气动斜坡喷嘴之间的回流区尺寸更大。与油流试验照片比较可知,RANS仿真结果明显低估了气动斜坡与燃气发生器之间旋涡的尺寸(试验照片中A区)。为了便于比较两种仿真方法与试验结果,取一特征角度作为比较参考值,该角度定义如下:以燃气发生器中心为垂足,做一垂直于流场中心线的直线,再经过其与羽流边界的交点做羽流边界轮廓线的切线,该切线与流场中心线形成的角度作为比较参考值。图4中标出了该值的大小,DES仿真结果为48°,RANS仿真结果为37°,而油流试验结果为47°。由此可见对于流场内涡结构及分离区的识别,DES方法的仿真能力强于RANS方法。图5和图6分别显示了x=0.4m截面流向涡量的分布以及三维流场结构。由图可见,DES仿真结果与RANS结果存在明显差别,RANS结果在主流区只捕捉到了2对旋向相反的流向涡,而DES结果中在主流区存在着3对明显的涡结构,并且靠喷嘴一侧壁面(图5中上壁)的1对分离涡尺寸也大于RANS仿真结果。DES模型结果的中心流向涡强度大于RANS仿真结果,RANS仿真结果最大的涡量约为125000s-1,而DES模拟结果流场中心的涡强度最大值约为500000s-1。引入DES模型后,对涡的捕捉能力更强,能够准确捕捉到更丰富的涡信息,对掺混流场结构的描述也更加全面和准确。在对流场结构进行分析后,可知DES仿真结果的流场结构更接近于试验结果。RANS模型由于数值黏性强于DES模型,而且其高估了涡的耗散特性,流场中的涡强度明显低于DES结果。对于流场中燃料与空气的掺混效果,一般通过燃料羽流穿透深度、掺混效率等参数定量评估。参考文献,本文引入了3个评判流场掺混效果的定量参数:无量纲燃料羽流面积A′/Au,燃料羽流穿透深度z+及掺混效率ηm。无量纲燃料羽流横截面积定义为横截面上燃料质量百分浓度大于0.5%的区域的面积A′与当地燃烧室内通道横截面积Au的比值。燃料羽流穿透深度为z+=∫ρuαzdA′∫ρuαdA′(5)式中:u和α分别为沿燃烧室流向的速度及乙烯质量百分含量;z为网格单元中心的z坐标(喷孔所在壁面z坐标为0)。掺混效率反映了截面上燃料和空气来流的掺混程度,将计算区域内的富燃和富氧区域分别进行统计,富燃区域内有效掺混的燃料质量为完全反应时该区域内消耗的燃料质量,而富氧区域内有效掺混的燃料质量为该区域内所有燃料的质量。定义式如下:ηm=˙mf,mix˙mf,tot=∫αrρudA′∫αmixρudA′(6)αr={αmixαmix≤αs1-αmix1-αsαsαmix>αs(7)式中:αs为乙烯和空气的化学当量质量百分含量,其值取为0.068;αmix为乙烯的质量百分含量;˙mf,mix为有效掺混的燃料质量流量;˙mf,tot为总的燃料质量流量;αr为有效掺混的燃料质量百分含量。通过这些参数可以对两种模型获得的流场掺混情况做定量比较。表1给出了计算域出口截面处DES与RANS的仿真结果对比。可见,两种模型获得的结果差别明显。就羽流面积和掺混效率的数值而言,DES仿真结果比RANS仿真结果小,但由于穿透深度大,导致DES的总压恢复系数σ值略小于RANS。结合图3～图6乙烯质量百分含量分布及涡量分布流场比较的结果,认为RANS方法数值黏性大于DES方法,涡的强度被低估,因而燃料羽流在向下游发展过程中,更易于被主流空气冲散,而DES模型捕捉到的燃料羽流涡强度大,羽流相对集中,因而穿透能力强,总压损失大。2.2q阈值的选取通过2.1节的分析,可知DES模型对流场中旋涡结构的捕捉能力强于RANS模型。下面针对DES仿真结果,通过旋涡识别方法对流场中涡结构的生成、发展及其对掺混的影响做进一步的分析。利用数值仿真获得大量流场信息后,如何从中提取出旋涡结构,是研究流动演化过程首先需要解决的问题。本文采用Hunt等提出的Q法则来对流场大尺度相干结构(即旋涡结构)进行定位。针对实际流场进行旋涡识别时,首先需要选择一个Q的阈值。事实上,对于Q阈值的选取到目前为止还缺乏一个定量的标准。大多数情况下,只能依据经验在Q>0的范围内调整其数值,以期最好地将流场中的大尺度结构表现出来。对于本文算例,经笔者尝试将Q阈值选取在1.0×1010能获得较清晰的涡结构。图7显示的是Q=1.0×1010的等值面的瞬时分布图,等值面上显示的参数是x向(流向)涡强度。由图7可见,在气动斜坡与燃气发生器喷嘴附近存在大量大尺度相干结构,在燃料喷流到达x=0.4m后,流场中形成了3对较稳定的涡结构。从Q等值面可以看出,外侧两对由气动斜坡喷流形成,而燃烧室中心的一对涡起始于燃气发生器喷嘴处。在向下游发展过程中,流向涡中的燃料与超声速空气主流不断卷吸掺混,3对流向涡的强度都在逐渐减弱。结合图5(a)可知,最外侧的1对涡强度最弱,在x=0.48m下游由于其Q值小于1.0×1010,已经无法辨识。图8显示的是Q等值面上y向和z向涡强度分布,由图可见,这两