謝愛元,馬 虎,武曉松
(1.中國一汽 無錫油泵油嘴研究所,江蘇 無錫 214063;2.南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 210094)
圖1 SFRJ燃燒室內流場示意圖
本文使用文獻[11]的方法,以PE為燃料,對不同燃燒室入口直徑,幾何相似、燃料通道直徑不同以及燃料長度不同的SFRJ燃燒室內流場進行數(shù)值模擬研究。
SFRJ燃燒室流場是三維、非定常、湍流流動,流動、燃燒及傳熱高度耦合。為方便研究,減小數(shù)值計算所需的硬件及時間消耗,進行簡化是必要的。本文做如下假設:
①聚乙烯的熱解產物全部為乙烯[13]。
②燃燒室流場為二維軸對稱準定常流。
SFRJ突擴臺階前后的通道為同軸圓管,幾何形狀為軸對稱。添加源項使收斂速度較慢,同一工況、相同網(wǎng)格,使用添加源項法所需的計算量約為文獻[8-11]所使用方法的5倍。為減少計算時間,本文假定燃燒室流場為二維軸對稱流場。相對于燃料內通道中流動速度而言,固體燃料燃面退移速率(通常不超過1 mm/s)很小,不考慮燃面退移引起的非定常效應,流動為準定常流。
③燃燒過程簡化為兩步湍流擴散燃燒。
1.2.1 納入標準 ①所有孕婦在入院后均接受臨床檢查證實為妊娠期高血壓;②均符合剖宮產術手術指征;③患者及其家屬均對研究知情并簽署同意書;④本院收治的住院患者;⑤患者均具備完整的臨床資料。
C2H4+2O2→2CO+2H2O
(1)
2CO+O2→2CO2
(2)
文獻[8-11]的研究表明,對碳氫型固體燃料,這種簡化是可行的。
④除燃料表面外,其他壁面為絕熱壁面。
通過燃料表面的熱量用于加熱固體燃料,并使其熱解、汽化,這部分熱量通過使用UDF定義能量源項而從流場中扣除。
⑤忽略輻射換熱,文獻[4,7,14]表明,在低壓(pc<0.8 MPa,pc為燃燒室壓力)下這種假設是合理的。
⑥所有氣體均符合理想氣體假設。
⑦忽略重力的影響。
圖2 物理模型示意圖
此前,在Fluent平臺上,文獻[12]通過使用UDF在燃料壁面處第1層網(wǎng)格內添加源項來模擬熱解氣體的加入,對聚乙烯在SFRJ中燃燒特性進行了數(shù)值模擬研究,證明了該方法的準確性。本文使用的方法與文獻[12]相同,具體計算方法參見文獻[12],收斂準則為質量、動量、能量方程的殘差均小于1×10-5。
表1 計算工況
為便于直觀表示發(fā)動機內燃氣、氧氣相對分布情況,本文定義函數(shù)ψ:
(3)
式中:w表示各物質的質量分數(shù),式中括號內為燃氣、氧氣的化學當量比。ψ<0的狀態(tài)表示富氧,ψ>0的狀態(tài)表示富燃,ψ=0的狀態(tài)表示氧化劑與燃料恰好可完全反應。
圖4給出了不同相對突擴臺階高度下溫度T的等值線圖,由圖可以看出,隨著相對突擴臺階高度的增大,補燃室溫度不斷升高,這與湍流動能的分析結論相符;而燃料通道內的最高溫度卻不斷降低。對圖3的分析已推斷出,隨著相對突擴臺階高度的增大,固體燃料的燃面退移速率不斷增大;同時,如前所述,回流區(qū)內是富燃的,燃面退移速率越大回流區(qū)內越富燃,溫度越低。因補燃室內溫度不斷升高,燃燒室及補燃室的壓力不斷增大,如圖5所示。
圖3 不同相對突擴臺階高度的湍動能云圖
圖4 不同相對突擴臺階高度的溫度等值線圖
圖5 不同相對突擴臺階高度的壓力云圖
圖6 不同相對突擴臺階高度條件下固體燃料的燃面退移速率
為研究尺寸對發(fā)動機工作狀態(tài)的影響,并找出造成上述現(xiàn)象的原因,本文對3個形狀相似、尺寸不同的發(fā)動機進行數(shù)值模擬研究,如表1中工況2#所示,它們的尺寸之比為4∶2∶1;保證空氣質量通量相同時,來流空氣質量流量之比為尺寸的平方比,即16∶4∶1;空氣總溫均為300 K。
圖8給出了工況2#中Dp=40 mm,10 mm時燃料壁面附近處的溫度分布,圖中,Δy表示流場至燃料壁面的距離。由圖8可知,Δy≤0.05 mm時,Dp=10 mm工況的流場溫度較高,且徑向梯度也較大。圖9顯示了工況2#中Dp=40 mm,10mm時燃料通道內Δy=0.01 mm處的溫度徑向梯度?T/?y及有效導熱系數(shù)λeff的分布。由圖9可知,Δy=0.01 mm處,燃料全部長度上Dp=10 mm時溫度的徑向梯度及有效導熱系數(shù)均比Dp=40 mm的大,這將使流場向燃料壁面的傳熱速率增大,提高燃料的燃面退移速率。
圖7 工況2#中燃面退移速率的分布
圖10給出了工況2#的溫度等值線圖。由圖10可知,隨著尺寸的減小,燃料通道內流場的最大溫度不斷減小,而補燃室的溫度卻不斷增大。圖11給出了工況2#中Dp=40 mm,10 mm時ψ的等值線圖。2種條件中,燃料的燃面面積之比與它們的來流空氣質量流量之比相同,Dp=10 mm的燃面退移速率較大,空燃比較?。谎a燃室內,Dp=10 mm的ψ較大。同時,補燃室內ψ是小于0的,這表明Dp=10 mm工況發(fā)動機仍處于富氧狀態(tài),此狀態(tài)下空燃比越小,補燃室溫度越高。
表2給出了工況2#回流區(qū)內化學反應總放熱速率和回流區(qū)內燃料因熱解汽化而從流場中吸熱速率的對比,表中,基準放熱速率為Dp=10 mm的回流區(qū)內化學反應總放熱速率;基準吸熱速率為Dp=10 mm的回流區(qū)內燃料從流場中的吸熱速率;rs為燃料通道內徑;qr,δr分別為回流區(qū)化學反應總放熱速率及其與基準放熱速率的比值;qf,δf分別為回流區(qū)內燃料吸熱速率及其與基準吸熱速率的比值;η=qf/qr。由表2可知,隨著燃料通道直徑的減小,回流區(qū)內化學反應總放熱速率和燃料的吸熱速率不斷減小,特別是總放熱速率減小幅度比來流空氣質量流量的減小幅度要大,而燃料吸熱速率占化學反應總放熱速率的比例卻不斷增大?;亓鲄^(qū)內化學反應總放熱速率減小,燃料吸熱占比較高,使得小尺寸發(fā)動機燃料通道回流區(qū)內的溫度及火焰穩(wěn)定性降低。同時,結合2.1節(jié)的分析可知,隨著燃料通道直徑的減小,火焰穩(wěn)定所需的最小突擴臺階高度將越大。
圖8 工況2#中燃料壁面附近的溫度分布
圖9 工況2#中Δy=0.01 mm處溫度的徑向梯度及有效導熱系數(shù)
圖10 工況2#的溫度等值線圖
圖11 工況2#中ψ的等值線圖
隨著燃料尺寸的不斷縮小,燃面退移速率及補燃室溫度的不斷增大,發(fā)動機內的壓力隨之增大,如圖12所示。
表2 回流區(qū)內化學反應總放熱速率及燃料吸熱速率
圖12 工況2#的壓力等值線圖
圖13給出了不同燃料長度Lp的溫度等值線圖。由圖可知,隨著燃料長度的增大,補燃室溫度升高,這主要是因為隨著燃料長度的增加,燃面面積增大,燃料的加質速率增大,空燃比減小。在富氧條件下,這將使補燃室溫度升高。
圖13 不同燃料長度的溫度等值線圖
由圖13可知,燃料通道內的最大溫度與燃料長度無明顯關系。文獻[15-18]先后采用實驗和數(shù)值模擬方法對同軸后突擴圓管內流的換熱進行了研究,綜合其研究成果可以得出結論:對于后突擴管內無加質的流動,當?shù)嘏悹枖?shù)Nux與相對軸向位置x/D、突擴臺階前后直徑之比Din/D、流體的普朗特數(shù)Pr及以D為特征尺寸所得的雷諾數(shù)ReD有關(x為以突擴臺階為起點的軸向坐標,D為突擴臺階后圓管的直徑,Din為入口圓管直徑),而與突擴臺階后圓管的長徑比L/D無關。對于SFRJ裝藥通道內的流場而言,流體的普朗特數(shù)Pr在0.7附近微小變化,可以不考慮其沿軸向位置x的變化;同時,相對于來流空氣而言,燃料加質速率較低,以乙烯為例,在化學恰當比下,燃料質量流量為空氣質量流量的6.9%,而發(fā)動機實際工作在富氧條件下,比值更小,因此可以忽略氣體質量通量隨x的變化,即流動雷諾數(shù)ReD與x無關。本節(jié)涉及的工況中來流條件及D不變,使得各個工況中ReD相同;同時,Din也不變,因此,不同工況中相同軸向位置的當?shù)嘏悹枖?shù)Nux僅與x有關。那么,燃料通道內相同軸向位置處,除壓力及與壓力相關的參數(shù)外的參數(shù)應相同(節(jié)流板附近除外)。圖14~圖16給出了不同軸向位置、徑向位置的溫度分布以及x=110 mm處乙烯、一氧化碳、二氧化碳、氧氣的分布。圖14~圖16證實了上述分析。
圖17、圖18給出了不同燃料長度時,當?shù)厝济嫱艘扑俾始捌淦骄?。由圖17可知,雖然燃料長度不同,但在絕大部分長度上,相同軸向位置處的燃面退移速率相同,其原因如上所述;隨著燃料長度的增大,燃料末端的燃面退移速率不斷降低,這主要是因為燃料通道內再發(fā)展區(qū)的流動為非充分發(fā)展流動,隨著軸向位置x的增大,流動不斷接近充分發(fā)展狀態(tài),這將使換熱系數(shù)降低[16-18]。因燃料末端的燃面退移速率不斷減小,隨著燃料長度的增大,平均燃面退移速率減小。
圖14 不同軸向位置處的徑向溫度分布
圖15 不同徑向位置處的軸向溫度分布
圖16 x=110 mm處乙烯、一氧化碳、二氧化碳及氧氣的分布
圖17 不同燃料長度的燃面退移速率的分布
圖18 平均燃面退移速率隨燃料長度的變化
圖19給出了不同燃料長度的壓力等值線圖。因補燃室溫度隨燃料長度的增大而增大,燃燒室內壓力隨之增大。
圖19 不同燃料長度下壓力等值線圖
本文利用文獻[12]所建立的數(shù)值模擬方法,在Fluent平臺上利用UDF進行二次開發(fā),對以聚乙烯為燃料的SFRJ燃燒室準定常流場進行了數(shù)值模擬研究,主要結論如下:
①隨著突擴臺階高度的不斷增大,燃料通道內的湍流動能逐漸增大,這增強了流場與燃料壁面間的換熱速率,使燃料的燃面退移速率、補燃室溫度及壓力逐漸增大;同時,湍流動能的不斷增大,提高了回流區(qū)內的化學反應速率及發(fā)動機的火焰穩(wěn)定性能。
②在保證空氣質量通量及總溫相同、幾何相似的條件下,隨著尺寸的不斷減小,燃料壁面附近的溫度梯度及有效導熱系數(shù)不斷增大,使燃料的燃面退移速率逐漸增大、富氧程度降低、補燃室壓力增大,回流區(qū)內燃料汽化的吸熱速率占該區(qū)域內化學反應的總放熱速率的比例不斷升高,發(fā)動機火焰穩(wěn)定性能降低。
③由結論①、結論②可知,發(fā)動機尺寸越小,火焰穩(wěn)定所需的臨界相對突擴臺階高度越大。
④在保證其他參數(shù)相同時,增大燃料長度,并不改變燃料通道內相同軸向位置處的流場溫度、燃料燃面退移速率及組分分布;因流動不斷發(fā)展,燃料長度越長,燃料末端的換熱系數(shù)越小,固體燃料的平均燃面退移速率越小,但燃料的加質速率越大,補燃室溫度及壓力越高。