2.1 计算方法验证
为了验证计算模型的准确性,利用本文前面论述的计算方法与文献[25]中的试验值进行对比。由图3可以看出,燃烧室压力计算值与试验值相比稍微偏小,但基本吻合,可以认为本文的计算方法满足精度要求。
图3 计算模型验证结果
Fig.3 Verification results of calculation model
2.2 网格无关性验证
本文计算采用的是结构化网格,并对壁面、气气剪切等区域进行了加密。为保证计算精度,进行网格无关性验证。本文划分了4套网格,网格数量分别为4.5×104、6.7×104、8.9×104以及10.9×104,4套网格下计算得到的富氧燃气入口压力分别为25.302 MPa、25.299 MPa、25.301 MPa和25.301 MPa。可以看出,8.9×104和10.9×104两套网格下计算得到的压力值相同。因此,可认为网格数量增加到8.9×104后,计算结果与网格数量无关。
2.3 流场特征分析
在探究结构参数对燃烧室燃烧性能的影响规律之前,先对基准尺寸参数下燃烧室流场进行分析,图4、图5分别为喷注面板附近的速度云图、流线图以及基准尺寸参数下燃烧室的温度云图(由于计算域为细长结构,为了更加清楚地展示流场细节,因此本文将所有云图在径向上进行3倍放大)。
由图4可以看出,在喷嘴出口处,富燃燃气速度较高,富氧燃气速度较低。但是富氧燃气流量大,因此富氧燃气的流体惯性较大。一方面,由于流体惯性作用,富氧燃气对富燃燃气有吹离作用; 另一方面,富氧燃气与富燃燃气之间存在较大的速度差,因此会产生较强的剪切力。另外,由图5可以看出,燃烧室内部明显存在两个较强的回流区:A区与B区,这是因为在喷嘴出口附近存在较大的速度梯度,因此两股流体会在剪切力作用下产生较强的卷吸作用,从而在图5中A区产生回流涡; 另外,在卷吸作用下两股流体掺混均匀,从而在A区产生一稳定的高温区以稳定火焰(如图5所示); 由于富燃燃气流体惯性较小,富氧燃气对富燃燃气有吹离作用,因此流线压缩,在B区产生回流区。
图4 基准尺寸参数下流线图
Fig.4 Velocity contour and streamline under benchmark size parameters
图5 基准尺寸参数下温度场云图
Fig.5 Temperature contour under benchmark size parameters
由图5可以看出,沿轴向越靠下游燃气温度越高。这是因为在剪切作用下,富氧燃气与富燃燃气进行掺混,从而发生燃烧反应,并且沿轴向向下游发展。在上游,由于富氧燃气与富燃燃气刚开始掺混,掺混效果较差,因此反应不完全,燃气温度较低; 燃烧区域随流场沿轴向向下游发展的同时,亦沿径向向中心轴以及壁面扩散,在流动过程中,二者逐渐掺混均匀,因此燃气温度升高。
2.4 氧喷嘴直径的影响
在保证其余参数不变的情况下,只改变氧喷嘴直径do,分别对do为6.6 mm、7.1 mm、7.6 mm、8.1 mm时燃烧室的流场进行仿真模拟,其温度云图如图6所示,内部组分云图如图7、图8所示,燃烧效率如表4所示。
图6 不同do参数下燃烧室的温度云图
Fig.6 Temperature contour under different do
图7 不同do参数下O2摩尔分数云图
Fig.7 Mole fraction contour of O2 under different do
图8 不同do参数下CH4摩尔分数云图
Fig.8 Mole fraction contour of CH4 under different do
表4 不同do参数下的燃烧效率
Tab.4 Combustion efficiency under different do
由图6可以看出,当do=6.6 mm时,火焰长度为300 mm; 当do=7.1 mm时,火焰长度为340 mm; 当do=7.6 mm时,火焰长度为410 mm; 当do=8.1 mm时,火焰超过喉部。即:随着中心氧喷嘴直径do的增加,火焰长度明显增加。另外,从图7与图8可以看出,随着do的增加,中心区域O2的消耗量明显下降,并且B回流区CH4的摩尔浓度明显增加。从表4可以看出,随着do增加,燃烧效率降低。
这是因为在富氧燃气流量与富燃燃气流量不变的情况下,随着中心氧喷嘴直径do的增加,富氧燃气与富燃燃气的动量比减小,二者的剪切作用减弱; 另外,由于中心氧喷嘴直径do增加,富燃燃气向中心轴线的扩散距离增大,从而减缓了富氧燃气与富燃燃气的掺混过程。因此在B回流区CH4的摩尔浓度增加,中心区域O2的消耗量明显下降。从而导致燃烧区域在径向扩散减缓,火焰长度增加,燃烧效率降低。
2.5 燃料喷嘴宽度的影响
在保证其余参数不变的情况下,只改变燃料喷嘴宽度Δdf,分别对Δdf为0.6 mm、0.7 mm、0.8 mm、0.9 mm时燃烧室的流场进行仿真模拟,其温度云图如图9所示,内部CH4组分云图如图 10所示,燃烧效率如表5所示。
图9 不同Δdf参数下燃烧室的温度云图
Fig.9 Temperature contour under different Δdf
图 10 不同Δdf参数下CH4摩尔分数云图
Fig.10 Mole fraction contour of CH4 under different Δdf
表5 不同Δdf参数下的燃烧效率
Tab.5 Combustion efficiency under different Δdf
由图9与表5可以看出,随着燃料喷嘴宽度增加,火焰长度有微弱增加,燃烧效率有微弱降低。但是由图 10可以看出,CH4摩尔浓度在B回流区的变化较为明显。
这是因为与富氧燃气相比,富燃燃气流量较小,并且限于结构原因,燃料喷嘴宽度变化较小,因此火焰长度以及燃烧效率变化微弱。另外,随着燃料喷嘴宽度增加,在燃料流量不变的前提下,虽然富氧燃气与富燃燃气的动量比增加,但是富燃燃气的流体惯性减小,富氧燃气对富燃燃气的吹离作用增加,因此在B回流区的CH4的摩尔浓度增加,从而造成燃烧效率微弱降低。
2.6 燃料喷嘴与氧喷嘴之间壁厚的影响
在保证其余参数不变的情况下,只改变燃料喷嘴与氧喷嘴之间的壁厚δ,分别对δ为0.8 mm、1.05 mm、1.3 mm时燃烧室的流场进行仿真模拟,其温度云图、内部组分云图分别如图 11～图 13所示,燃烧效率如表6所示。
燃料喷嘴与氧喷嘴之间的壁厚不仅起到将富氧燃气与富燃燃气隔离开的作用,富氧燃气与富燃燃气由于卷吸作用还会在A回流区形成稳火点,起到稳定火焰的作用。由图 11可以看出,当δ为0.8 mm时,稳火点的最高温度为3 521 K; 当δ为1.05 mm时,稳火点的最高温度为3 405 K; 当δ为1.3 mm时,稳火点的最高温度为3 281 K。显然,随着δ的增加,稳火点的温度显著降低。
图 11 不同δ参数下燃烧室的温度云图
Fig.11 Temperature contour under different δ
图 12 不同δ参数下O2摩尔分数云图
Fig.12 Mole fraction contour of O2 under different δ
图 13 不同δ参数下CH4摩尔分数云图
Fig.13 Mole fraction contour of CH4 under different δ
表6 不同δ参数下的燃烧效率
Tab.6 Combustion efficiency under different δ
由表6可以看出,随着δ的增加,燃烧效率降低。另外,由图 12与图 13可以看出,随着δ增加,中心区域的O2消耗量下降,B回流区的CH4质量分数增加。这是因为随着δ增加,富燃燃气向中心轴线的扩散距离增加,并且使得燃料喷嘴的面积增大,从而导致富燃燃气的流速降低。这二者使得中心富氧燃气对富燃燃气的吹离作用增强,富氧燃气与富燃燃气之间的掺混作用减弱,从而导致B回流区的CH4质量分数增加,火焰长度明显增加。
2.7 缩进距离的影响
在保证其余参数不变的情况下,只改变氧喷嘴缩进距离Lr,分别对Lr为0 mm、2 mm、3 mm、7 mm时燃烧室的流场进行仿真模拟,其温度云图、内部组分云图分别如图 14与图 15所示,燃烧效率如表7所示。
图 14 不同Lr参数下燃烧室的温度云图
Fig.14 Temperature contour under different Lr
由图 14可以看出,缩进距离Lr对火焰长度的影响较为微弱,但是当缩进距离为0时,很明显可以看出回流区A的稳火点温度较低,并且回流区A较小,会造成火焰不稳定。由图 15可以看出,Lr对富氧燃气与富燃燃气的掺混影响较大,当缩进距离为0时,回流区B内CH4的摩尔浓度大幅度增加; 后续随着缩进距离的增加,回流区内甲烷的浓度虽有减小,但是作用比较微弱。由表7可以看出,随着缩进距离的增加,燃烧室燃烧效率逐渐增加。由此可以看出,一定的缩进距离有助于组元的掺混,提高燃烧效率。
图 15 不同Lr参数下CH4摩尔分数云图
Fig.15 Mole fraction contour of CH4 under different Lr
表7 不同Lr参数下的燃烧效率
Tab.7 Combustion efficiency under different Lr
