摘要   

日益嚴(yán)格的碳減排要求對動力行業(yè)的發(fā)展產(chǎn)生了重要影響结啼，厘清燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室摻氫燃燒特性成為亟待突破的研發(fā)重點(diǎn)她蛉。該文選用典型航改燃機(jī)燃燒室场恬，在保持燃料總發(fā)熱量不變的條件下吗修，采用數(shù)值模擬探究摻氫體積比對燃燒室實 際工況下流場結(jié)構(gòu)烙欧、燃燒產(chǎn)物等方面的影響規(guī)律，并分析流場動態(tài)特性的變化鼠泊。結(jié)果表明耙侵，隨摻氫比的提升，燃燒室前端溫度升高耽坤，氣體體積膨脹導(dǎo)致中心回流區(qū)縮小宝庵，CO2排放降低，高溫回流產(chǎn)物逐漸遠(yuǎn)離燃料噴嘴瘸酒。同時植碳，噴嘴附近熱釋率增大，壓力波動加劇钙幼，可能增強(qiáng)燃燒不穩(wěn)定性進(jìn)而影響結(jié)構(gòu)安全性雳唧。結(jié)果可為現(xiàn)有燃機(jī)摻氫燃燒改造以及未來氫燃機(jī)設(shè)計提供一些指導(dǎo)。

模型與計算設(shè)置    1

1.1 燃燒室模型與網(wǎng)格劃分

本研究采用典型的航改燃機(jī)環(huán)形燃燒室姆麓澹化結(jié)構(gòu)作為計算域锐朴，如圖1(a)所示。

燃料從中心處的燃料噴孔噴入蔼囊，與周圍流經(jīng)旋流葉片的部分空氣混 合焚志，經(jīng)過下游文丘里后與剩余空氣二次混合，形成穩(wěn)定旋流火焰畏鼓〗闯辏考慮到計算效率，本研究針對環(huán)形燃燒室單頭部噴嘴及下游區(qū)域展開模擬云矫，選取周向12°區(qū)域作為計算域膳沽，周向邊界設(shè)置為周期性邊界。本文中以燃料噴嘴(內(nèi)徑 d = 16 mm)漸縮處截面中心為坐標(biāo)系原點(diǎn)泼差，以指向燃燒室內(nèi)的中心線作為X 軸的正方向建立三維坐標(biāo)系贵少。網(wǎng)格如圖1 (b)所示，采用poly-hexcore 劃分方法堆缘，過渡區(qū)域為多面體網(wǎng)格滔灶，核心區(qū)域使用六面體網(wǎng)格進(jìn)行填充，兼顧網(wǎng)格 質(zhì)量與計算效率怒忧。體網(wǎng)格最大尺寸為2 mm拿翠，燃燒區(qū)加密到 1 mm，壁面設(shè)置邊界層網(wǎng)格以確保第一層網(wǎng)格y+不超過5村围，網(wǎng)格總數(shù)約470萬允合。

1.2 計算設(shè)置

本文首先采用SST k-ω模型進(jìn)行湍流封閉段鲜，探究流場的穩(wěn)態(tài)流動與燃燒特性；隨后采用大渦模擬 (large eddy simulation泌盒，LES)捕捉流場動態(tài)特性潦寂，亞格子未封閉項選用WALE模型進(jìn)行建模；采用火焰面生成(flamelet generated manifold筛密，F(xiàn)GM)模型對湍流-燃燒相互作用進(jìn)行建模捡路。FGM 模型假設(shè)湍流火焰面是一系列低維小火焰層的系綜，引入混合分?jǐn)?shù) f 和反應(yīng)進(jìn)程變量c鸭乱，并將物質(zhì)的焓h作為附加控制參數(shù)進(jìn)行建表悍蔫，從而建立流場中組分濃度、溫度等物理量與以上變量之間的映射關(guān)系橱奶，可以有效降 低求解難度盯桦，提高計算效率。

火焰面建表過程中渤刃，采用 GRI-Mech 3.0 反應(yīng)機(jī)理拥峦，共涉及53種物質(zhì)組分和325個基元反應(yīng)，涵蓋了模擬過程中出現(xiàn)的所有元素(C卖子、H事镣、O、N)揪胃， 并且包含了詳細(xì)的H2燃燒機(jī)制，可以滿足甲烷 摻氫燃燒反應(yīng)過程的建模需求氛琢。算例采用壓力基求解器喊递，控制方程采用二階迎風(fēng)算法進(jìn)行離散，壓力-速度耦合采用 Coupled 算 法阳似。燃料為甲烷/氫氣混合氣體骚勘，摻氫比按摩爾分?jǐn)?shù) (即體積比)計算，氧化劑為空氣撮奏；燃料溫度為常溫 (298 K)俏讹，空氣溫度為749 K；燃燒室工作壓力約為 2.3 MPa珠校。入口均采用質(zhì)量流率入口幸园，出口采用壓力出口及無反射聲學(xué)邊界條件；燃燒室所有壁面均為 無滑移络蟋，并采用混合熱邊界條件(包含傳導(dǎo)谐绽、對流和輻射換熱)。其中络跷，采用離散坐標(biāo)(discrete ordinates绑僵， DO)模型表征燃?xì)馀c壁面之間的輻射換熱。根據(jù)設(shè)計值和經(jīng)驗，將燃燒室壁面的對流換熱系數(shù)設(shè)為358.86 W/(m2·K)池致，自由來流溫度設(shè)為空氣溫度宰蘸，外 部發(fā)射率設(shè)為0.6。為保持燃機(jī)原有輸出功率不變剥犯，按照總發(fā)熱量不變的原則改變?nèi)剂系膿綒浔确秶鸀?-0.7捂臣，相應(yīng)的當(dāng)量比范圍為0.36-0.39。

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證與模型驗證

對1.1 節(jié)中的網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證固弥，三組網(wǎng)格劃分的參數(shù)如表1所示吻育。

選取純甲烷熱態(tài)工況，提取噴嘴出口截面徑向溫度分布淤井，截面位置如圖2所示布疼。

穩(wěn)態(tài)模擬結(jié)果中，該處各網(wǎng)格的徑向溫度分布如圖3(a)所示币狠，

其中稀疏網(wǎng)格與中等網(wǎng)格平均偏差為9.07%游两，中等網(wǎng)格與稠密網(wǎng)格平均偏差為4.04%。瞬態(tài)模擬結(jié)果中漩绵，該處各網(wǎng)格的徑向溫度分布(統(tǒng)計平均)如圖 3(b)所示贱案，

其中稀疏網(wǎng)格與中等網(wǎng)格平均偏差為10.80%，中等網(wǎng)格與稠密網(wǎng)格平均偏差為4.41%止吐。中等網(wǎng)格基本可以滿足反映流場穩(wěn)態(tài)特性和捕捉流場動態(tài)變化的需求宝踪，為兼顧計算精度與效率，選用中等網(wǎng) 格進(jìn)行數(shù)值模擬碍扔。

以數(shù)據(jù)庫中的實驗數(shù)據(jù)作為參照瘩燥，使用中等網(wǎng)格對不同燃空比下燃燒室的溫升幅度(出口截面 平均溫度與空氣入口溫度之差)進(jìn)行驗證。如圖4所示不同，平均絕對誤差為4.77%露揽，模擬結(jié)果與實驗數(shù)據(jù) 較為接近，驗證了前文所述的湍流燃燒模型應(yīng)用于航改燃機(jī)環(huán)形燃燒室碳?xì)淙剂先紵目煽啃浴?/p>

模擬結(jié)果與分析

2.1 冷態(tài)流場分析

純甲烷冷態(tài)工況的計算結(jié)果如圖5所示酵吴。

由圖 5(a)可知屏部，經(jīng)過甲烷與旋流空氣的2次混合后，下游組分場較均勻律腊。圖5(b)流線分布與圖5(c)軸向速度分布均表明藐捉，在旋流器下游、燃燒室前端形成了中心回流區(qū)辑蛔，有利于火焰穩(wěn)定驮屑。氣體經(jīng)旋流器后在離心力作用下沿徑向向外擴(kuò)展，由動量平衡可知壓力沿徑向增大手财，而氣流周向速度沿軸向逐漸減小(圖 5d)论稠，旋流減弱徊极，故徑向與軸向上均存在逆壓梯度，促使了回流區(qū)的形成经融。

如表2所示狡秋，對通過燃燒室各區(qū)域的空氣流量進(jìn)行統(tǒng)計，可見旋流器與主燃孔空氣流量分別約占總量的1/3和1/8雏节，用于稀釋燃?xì)馐どぁ⑵鹄鋮s降溫作用的摻混孔空氣流量約占總量的一半。摻混空氣在保 證主燃區(qū)燃料充分燃燒的同時钩乍，有利于降低高溫燃?xì)鉁囟却侵荩瑴p少熱力型氮氧化物的生成。

2.2 熱態(tài)流場分析

2.2.1 效率和負(fù)載靈活性

純甲烷熱態(tài)工況的計算結(jié)果如圖6所示

可見高溫區(qū)主要位于燃燒室前端和主燃孔后方寥粹。而在摻混孔下游变过，溫度分布逐漸變得相對均勻。

由圖6(b) 混合分?jǐn)?shù)(f)分布可知涝涤，燃燒室前端近噴嘴出口處混合分?jǐn)?shù)較高媚狰，為富燃狀態(tài)。高溫區(qū)域的混合分?jǐn)?shù)均略高于0.05阔拳，所對應(yīng)的當(dāng)量比接近于1崭孤。

而OH基團(tuán)的分布(圖6c)說明火焰主要位于回流區(qū)頭部及燃燒室中段上方兩個區(qū)域。結(jié)合2.1節(jié)的分析可知糊肠，燃燒室前端近噴嘴出口處的高溫主要來自于高溫產(chǎn)物的回流辨宠。

2.2.2 摻氫工況

不同摻氫比(0-0.5)下，燃燒室溫度場及熱釋率分布分別如圖7和圖8所示捌养。

隨摻氫比增大熟央，燃燒室前端溫度逐漸升高(圖7箭頭處明顯可見)，這是因為增大摻氫比提高了燃料的反應(yīng)活性唾囚，使主要的放熱區(qū)域向上游移動(圖8)。特別是摻氫比為0.5時善占，噴嘴附近的反應(yīng)放熱顯著加劇(熱釋率提升了一個量級)君哮，可能對燃燒室結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不利影響。燃燒室內(nèi)部沿噴嘴軸向(y/d = 0)的溫度及壓力分布曲線如圖9所示遮英，

燃燒室前端x/d = 4.27處沿徑向的速度分布如圖 10 所示焊槐。

可見，隨摻氫比增 大厅瘩，燃燒室軸線上溫度普遍升高(部分區(qū)域增幅超過 20%)斗液，高溫膨脹導(dǎo)致氣流密度減小、流速增大紊尺。因此彰晌，在燃燒室前端的中心回流區(qū)领姨，摻氫之后軸向速度明顯增大，周向速度受空氣旋流主導(dǎo)而差別較小张弛，故旋流強(qiáng)度相對減弱荒典，軸向方向逆壓梯度降低 (如圖9b所示)。這導(dǎo)致回流區(qū)范圍縮小吞鸭，回流強(qiáng)度削弱(如圖11紅圈所示)寺董。

在2.2.1節(jié)中已經(jīng)提及，燃燒室前端混合分?jǐn)?shù)較高刻剥，處于富燃狀態(tài)遮咖，因此中間產(chǎn)物CO含量較高 (如圖12所示)。

由于氫氣中不含碳元素造虏，CO含量隨著摻氫比的增大略有下降御吞。圖13表明，摻氫比的增大使完全燃燒產(chǎn)物CO2含量顯著降低酗电，體現(xiàn)了摻氫燃燒的低碳特性魄藕。

2.2.3 摻氫對燃燒場動態(tài)特性的影響

本節(jié)采用 LES 探究摻氫對流動與燃燒動態(tài)特性的影響。圖 14 給出噴嘴附近溫度場隨不同摻氫 比的動態(tài)變化情況撵术，相鄰圖片之間的時間間隔均為 0.1 ms背率。可見邪盼，高溫的回流燃燒產(chǎn)物會周期性地向上游移動蛇筷。

純甲烷及摻氫比為0.1的工況下，紅色高溫區(qū)域會觸及燃料噴嘴梗擅，且純甲烷工況頻率更高慧菜。相反，如2.2.2節(jié)所述意苞，在總發(fā)熱量不變的前提下祖匕，摻氫比較高(0.5、0.7)時美域，回流區(qū)強(qiáng)度減弱汪怒、范圍縮小，高溫產(chǎn)物距離噴嘴較遠(yuǎn)茧纵，周期性波動的高溫區(qū)未觸及噴嘴杭厘。此外，隨含氫量的提升郭销，燃料體積流量也逐漸增大(表3)隶丁，

噴嘴出口射流的徑向速度及射流穿透深度亦隨之增大(圖 15，箭頭處明顯可 見)呕童，向燃料噴嘴尖端聚集漆际，抑制了高溫產(chǎn)物向噴嘴 靠近淆珊。

為探究燃燒室前端的壓力波動，在燃料噴嘴出 口附近設(shè)置采樣點(diǎn)(圖16)灿椅，其中軸向和徑向方向的 起始點(diǎn)位于中心線上套蒂，離噴嘴前端最近。

摻氫比為 0.7 時茫蛹，各采樣點(diǎn)的壓力脈動如圖17所示操刀，可見徑向2處壓力波動最為明顯，不穩(wěn)定性更強(qiáng)婴洼。

不同摻氫比下徑向2處的壓力脈動如圖18所示骨坑，可見摻氫比的增大導(dǎo)致壓力波動增強(qiáng)。

由噴嘴附近組分及流線分布(圖19)可以看出柬采，該點(diǎn)位于燃料射流欢唾、中心回流及通過旋流葉片的空氣氣流的剪切層處。強(qiáng)烈的剪切作用使得該處壓力波動大幅增強(qiáng)粉捻，可能對外側(cè)文丘里結(jié)構(gòu)的安全性造成隱患缅含。

結(jié)束語    3

本文基于數(shù)值模擬方法，在保持燃料總發(fā)熱量不變的條件下杖荤，探究了摻氫體積比對典型航改燃機(jī)燃燒室的流場脓擅、溫度場結(jié)構(gòu)及燃燒產(chǎn)物的影響規(guī)律，并初步分析了摻氫后流場動態(tài)特性的變化窥吮，結(jié)論如下： 

1）燃燒室前端存在中心回流區(qū)嚣僚，旋流器空氣流量約占總量的 1/3，高溫區(qū)主要位于燃燒室前端及主燃孔后方哗搏； 

2）隨著摻氫比提升甫沉，噴嘴附近熱釋率增大，燃燒室前端溫度升高酒危，旋流減弱使得中心回流區(qū)范圍縮兴凭浮；同時败旋，CO2含量逐漸降低录切； 

3）高溫產(chǎn)物周期性地向上游移動，但隨摻氫比提升逐漸遠(yuǎn)離燃料噴嘴畸裳； 

4）摻氫比提升會加劇燃燒室前端的壓力波動；受多股氣流剪切作用的影響淳地，文丘里結(jié)構(gòu)附近的壓力波動幅度較大怖糊，可能對結(jié)構(gòu)安全性造成影響。

資料來源于：航改燃機(jī)燃燒室摻氫燃燒特性研究

作者：李嘉斌 颇象，丁思宇 伍伤，儲旭 并徘，劉保俠 ，趙洪亮 扰魂，楊陽 麦乞，朱民 ，王興建 

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