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        固體燃料沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值模擬

        2018-10-09 03:55:50謝愛(ài)元武曉松
        彈道學(xué)報(bào) 2018年3期
        關(guān)鍵詞:燃面等值線圖臺(tái)階

        謝愛(ài)元,馬 虎,武曉松

        (1.中國(guó)一汽 無(wú)錫油泵油嘴研究所,江蘇 無(wú)錫 214063;2.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094)

        圖1 SFRJ燃燒室內(nèi)流場(chǎng)示意圖

        本文使用文獻(xiàn)[11]的方法,以PE為燃料,對(duì)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(zhǎng)度不同的SFRJ燃燒室內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬研究。

        1 數(shù)學(xué)物理模型

        1.1 基本假設(shè)

        SFRJ燃燒室流場(chǎng)是三維、非定常、湍流流動(dòng),流動(dòng)、燃燒及傳熱高度耦合。為方便研究,減小數(shù)值計(jì)算所需的硬件及時(shí)間消耗,進(jìn)行簡(jiǎn)化是必要的。本文做如下假設(shè):

        ①聚乙烯的熱解產(chǎn)物全部為乙烯[13]。

        ②燃燒室流場(chǎng)為二維軸對(duì)稱準(zhǔn)定常流。

        SFRJ突擴(kuò)臺(tái)階前后的通道為同軸圓管,幾何形狀為軸對(duì)稱。添加源項(xiàng)使收斂速度較慢,同一工況、相同網(wǎng)格,使用添加源項(xiàng)法所需的計(jì)算量約為文獻(xiàn)[8-11]所使用方法的5倍。為減少計(jì)算時(shí)間,本文假定燃燒室流場(chǎng)為二維軸對(duì)稱流場(chǎng)。相對(duì)于燃料內(nèi)通道中流動(dòng)速度而言,固體燃料燃面退移速率(通常不超過(guò)1 mm/s)很小,不考慮燃面退移引起的非定常效應(yīng),流動(dòng)為準(zhǔn)定常流。

        ③燃燒過(guò)程簡(jiǎn)化為兩步湍流擴(kuò)散燃燒。

        1.2.1 納入標(biāo)準(zhǔn) ①所有孕婦在入院后均接受臨床檢查證實(shí)為妊娠期高血壓;②均符合剖宮產(chǎn)術(shù)手術(shù)指征;③患者及其家屬均對(duì)研究知情并簽署同意書(shū);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(xiàn)[8-11]的研究表明,對(duì)碳?xì)湫凸腆w燃料,這種簡(jiǎn)化是可行的。

        ④除燃料表面外,其他壁面為絕熱壁面。

        通過(guò)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(guò)使用UDF定義能量源項(xiàng)而從流場(chǎng)中扣除。

        ⑤忽略輻射換熱,文獻(xiàn)[4,7,14]表明,在低壓(pc<0.8 MPa,pc為燃燒室壓力)下這種假設(shè)是合理的。

        ⑥所有氣體均符合理想氣體假設(shè)。

        ⑦忽略重力的影響。

        1.2 物理模型

        圖2 物理模型示意圖

        此前,在Fluent平臺(tái)上,文獻(xiàn)[12]通過(guò)使用UDF在燃料壁面處第1層網(wǎng)格內(nèi)添加源項(xiàng)來(lái)模擬熱解氣體的加入,對(duì)聚乙烯在SFRJ中燃燒特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究,證明了該方法的準(zhǔn)確性。本文使用的方法與文獻(xiàn)[12]相同,具體計(jì)算方法參見(jiàn)文獻(xiàn)[12],收斂準(zhǔn)則為質(zhì)量、動(dòng)量、能量方程的殘差均小于1×10-5。

        表1 計(jì)算工況

        2 計(jì)算結(jié)果與分析

        2.1 突擴(kuò)臺(tái)階高度的影響

        為便于直觀表示發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)燃?xì)?、氧氣相?duì)分布情況,本文定義函數(shù)ψ:

        (3)

        式中:w表示各物質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù),式中括號(hào)內(nèi)為燃?xì)?、氧氣的化學(xué)當(dāng)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(yīng)。

        圖4給出了不同相對(duì)突擴(kuò)臺(tái)階高度下溫度T的等值線圖,由圖可以看出,隨著相對(duì)突擴(kuò)臺(tái)階高度的增大,補(bǔ)燃室溫度不斷升高,這與湍流動(dòng)能的分析結(jié)論相符;而燃料通道內(nèi)的最高溫度卻不斷降低。對(duì)圖3的分析已推斷出,隨著相對(duì)突擴(kuò)臺(tái)階高度的增大,固體燃料的燃面退移速率不斷增大;同時(shí),如前所述,回流區(qū)內(nèi)是富燃的,燃面退移速率越大回流區(qū)內(nèi)越富燃,溫度越低。因補(bǔ)燃室內(nèi)溫度不斷升高,燃燒室及補(bǔ)燃室的壓力不斷增大,如圖5所示。

        圖3 不同相對(duì)突擴(kuò)臺(tái)階高度的湍動(dòng)能云圖

        圖4 不同相對(duì)突擴(kuò)臺(tái)階高度的溫度等值線圖

        圖5 不同相對(duì)突擴(kuò)臺(tái)階高度的壓力云圖

        圖6 不同相對(duì)突擴(kuò)臺(tái)階高度條件下固體燃料的燃面退移速率

        2.2 尺寸縮放的影響

        為研究尺寸對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)工作狀態(tài)的影響,并找出造成上述現(xiàn)象的原因,本文對(duì)3個(gè)形狀相似、尺寸不同的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)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(zhì)量通量相同時(shí),來(lái)流空氣質(zhì)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(shí)燃料壁面附近處的溫度分布,圖中,Δy表示流場(chǎng)至燃料壁面的距離。由圖8可知,Δy≤0.05 mm時(shí),Dp=10 mm工況的流場(chǎng)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(shí)燃料通道內(nèi)Δy=0.01 mm處的溫度徑向梯度?T/?y及有效導(dǎo)熱系數(shù)λeff的分布。由圖9可知,Δy=0.01 mm處,燃料全部長(zhǎng)度上Dp=10 mm時(shí)溫度的徑向梯度及有效導(dǎo)熱系數(shù)均比Dp=40 mm的大,這將使流場(chǎng)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(nèi)流場(chǎng)的最大溫度不斷減小,而補(bǔ)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(shí)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(lái)流空氣質(zhì)量流量之比相同,Dp=10 mm的燃面退移速率較大,空燃比較小;補(bǔ)燃室內(nèi),Dp=10 mm的ψ較大。同時(shí),補(bǔ)燃室內(nèi)ψ是小于0的,這表明Dp=10 mm工況發(fā)動(dòng)機(jī)仍處于富氧狀態(tài),此狀態(tài)下空燃比越小,補(bǔ)燃室溫度越高。

        表2給出了工況2#回流區(qū)內(nèi)化學(xué)反應(yīng)總放熱速率和回流區(qū)內(nèi)燃料因熱解汽化而從流場(chǎng)中吸熱速率的對(duì)比,表中,基準(zhǔn)放熱速率為Dp=10 mm的回流區(qū)內(nèi)化學(xué)反應(yīng)總放熱速率;基準(zhǔn)吸熱速率為Dp=10 mm的回流區(qū)內(nèi)燃料從流場(chǎng)中的吸熱速率;rs為燃料通道內(nèi)徑;qr,δr分別為回流區(qū)化學(xué)反應(yīng)總放熱速率及其與基準(zhǔn)放熱速率的比值;qf,δf分別為回流區(qū)內(nèi)燃料吸熱速率及其與基準(zhǔn)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(nèi)化學(xué)反應(yīng)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(lái)流空氣質(zhì)量流量的減小幅度要大,而燃料吸熱速率占化學(xué)反應(yīng)總放熱速率的比例卻不斷增大?;亓鲄^(qū)內(nèi)化學(xué)反應(yīng)總放熱速率減小,燃料吸熱占比較高,使得小尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)燃料通道回流區(qū)內(nèi)的溫度及火焰穩(wěn)定性降低。同時(shí),結(jié)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(kuò)臺(tái)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(dǎo)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(bǔ)燃室溫度的不斷增大,發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的壓力隨之增大,如圖12所示。

        表2 回流區(qū)內(nèi)化學(xué)反應(yīng)總放熱速率及燃料吸熱速率

        圖12 工況2#的壓力等值線圖

        2.3 燃料長(zhǎng)度的影響

        圖13給出了不同燃料長(zhǎng)度Lp的溫度等值線圖。由圖可知,隨著燃料長(zhǎng)度的增大,補(bǔ)燃室溫度升高,這主要是因?yàn)殡S著燃料長(zhǎng)度的增加,燃面面積增大,燃料的加質(zhì)速率增大,空燃比減小。在富氧條件下,這將使補(bǔ)燃室溫度升高。

        圖13 不同燃料長(zhǎng)度的溫度等值線圖

        由圖13可知,燃料通道內(nèi)的最大溫度與燃料長(zhǎng)度無(wú)明顯關(guān)系。文獻(xiàn)[15-18]先后采用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬方法對(duì)同軸后突擴(kuò)圓管內(nèi)流的換熱進(jìn)行了研究,綜合其研究成果可以得出結(jié)論:對(duì)于后突擴(kuò)管內(nèi)無(wú)加質(zhì)的流動(dòng),當(dāng)?shù)嘏悹枖?shù)Nux與相對(duì)軸向位置x/D、突擴(kuò)臺(tái)階前后直徑之比Din/D、流體的普朗特?cái)?shù)Pr及以D為特征尺寸所得的雷諾數(shù)ReD有關(guān)(x為以突擴(kuò)臺(tái)階為起點(diǎn)的軸向坐標(biāo),D為突擴(kuò)臺(tái)階后圓管的直徑,Din為入口圓管直徑),而與突擴(kuò)臺(tái)階后圓管的長(zhǎng)徑比L/D無(wú)關(guān)。對(duì)于SFRJ裝藥通道內(nèi)的流場(chǎng)而言,流體的普朗特?cái)?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(shí),相對(duì)于來(lái)流空氣而言,燃料加質(zhì)速率較低,以乙烯為例,在化學(xué)恰當(dāng)比下,燃料質(zhì)量流量為空氣質(zhì)量流量的6.9%,而發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作在富氧條件下,比值更小,因此可以忽略氣體質(zhì)量通量隨x的變化,即流動(dòng)雷諾數(shù)ReD與x無(wú)關(guān)。本節(jié)涉及的工況中來(lái)流條件及D不變,使得各個(gè)工況中ReD相同;同時(shí),Din也不變,因此,不同工況中相同軸向位置的當(dāng)?shù)嘏悹枖?shù)Nux僅與x有關(guān)。那么,燃料通道內(nèi)相同軸向位置處,除壓力及與壓力相關(guān)的參數(shù)外的參數(shù)應(yīng)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(shí)了上述分析。

        圖17、圖18給出了不同燃料長(zhǎng)度時(shí),當(dāng)?shù)厝济嫱艘扑俾始捌淦骄怠S蓤D17可知,雖然燃料長(zhǎng)度不同,但在絕大部分長(zhǎng)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(zhǎng)度的增大,燃料末端的燃面退移速率不斷降低,這主要是因?yàn)槿剂贤ǖ纼?nèi)再發(fā)展區(qū)的流動(dòng)為非充分發(fā)展流動(dòng),隨著軸向位置x的增大,流動(dòng)不斷接近充分發(fā)展?fàn)顟B(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(zhǎng)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(zhǎng)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(zhǎng)度的變化

        圖19給出了不同燃料長(zhǎng)度的壓力等值線圖。因補(bǔ)燃室溫度隨燃料長(zhǎng)度的增大而增大,燃燒室內(nèi)壓力隨之增大。

        圖19 不同燃料長(zhǎng)度下壓力等值線圖

        3 結(jié)論

        本文利用文獻(xiàn)[12]所建立的數(shù)值模擬方法,在Fluent平臺(tái)上利用UDF進(jìn)行二次開(kāi)發(fā),對(duì)以聚乙烯為燃料的SFRJ燃燒室準(zhǔn)定常流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究,主要結(jié)論如下:

        ①隨著突擴(kuò)臺(tái)階高度的不斷增大,燃料通道內(nèi)的湍流動(dòng)能逐漸增大,這增強(qiáng)了流場(chǎng)與燃料壁面間的換熱速率,使燃料的燃面退移速率、補(bǔ)燃室溫度及壓力逐漸增大;同時(shí),湍流動(dòng)能的不斷增大,提高了回流區(qū)內(nèi)的化學(xué)反應(yīng)速率及發(fā)動(dòng)機(jī)的火焰穩(wěn)定性能。

        ②在保證空氣質(zhì)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(dǎo)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(bǔ)燃室壓力增大,回流區(qū)內(nèi)燃料汽化的吸熱速率占該區(qū)域內(nèi)化學(xué)反應(yīng)的總放熱速率的比例不斷升高,發(fā)動(dòng)機(jī)火焰穩(wěn)定性能降低。

        ③由結(jié)論①、結(jié)論②可知,發(fā)動(dòng)機(jī)尺寸越小,火焰穩(wěn)定所需的臨界相對(duì)突擴(kuò)臺(tái)階高度越大。

        ④在保證其他參數(shù)相同時(shí),增大燃料長(zhǎng)度,并不改變?nèi)剂贤ǖ纼?nèi)相同軸向位置處的流場(chǎng)溫度、燃料燃面退移速率及組分分布;因流動(dòng)不斷發(fā)展,燃料長(zhǎng)度越長(zhǎng),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(zhì)速率越大,補(bǔ)燃室溫度及壓力越高。

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