定容燃烧弹中预混湍流燃烧的数值模拟_蒋德明
湍流燃烧数值模拟的研究与进展
湍流燃烧数值模拟的研究与进展湍流燃烧是指在燃烧过程中，燃料与氧化剂在湍流的条件下相遇和反应。
湍流燃烧数值模拟是一种通过计算机模拟湍流燃烧过程的方法，可以提供燃烧器内部的流场和温度分布等信息，对于燃烧器的设计和优化具有重要的意义。
本文将对湍流燃烧数值模拟的研究与进展进行探讨。
首先，湍流模型的选择是湍流燃烧数值模拟的一个关键问题。
湍流现象十分复杂，需要选择适当的湍流模型来模拟湍流流动。
常用的湍流模型有雷诺平均应力模型(RANS)和大涡模拟(LES)。
RANS是一种将湍流场分为均匀部分和涡旋部分的统计方法，适用于模拟湍流较为稳定的情况；而LES则能模拟较为精细的湍流结构，但计算量较大。
根据具体问题的复杂程度和计算资源的限制，选择适当的湍流模型具有重要意义。
其次，化学反应模型的建立是湍流燃烧数值模拟的另一个关键问题。
燃烧过程中涉及到多种化学反应，需要建立合适的化学反应模型来描述燃烧反应。
常见的化学反应模型有简化化学反应模型和详细化学反应模型。
简化化学反应模型基于简化的反应机理，计算速度较快；而详细化学反应模型则基于包含大量反应步骤的反应机理，计算速度较慢但结果更精确。
根据具体问题的要求和计算资源的限制，选择适合的化学反应模型具有重要意义。
此外，边界条件的设定也是湍流燃烧数值模拟的一个关键问题。
边界条件的合理设定可以保证计算结果的准确性。
常用的边界条件有Inflow Boundary Condition、Outflow Boundary Condition、Wall Boundary Condition等。
对于湍流燃烧数值模拟，还需要考虑湍流场的边界条件，例如由湍流脉动引起的湍流输运方程中的涡粘性项的边界条件等。
最后，计算方法的选择也对湍流燃烧数值模拟的结果和计算速度有着重要的影响。
常用的计算方法有有限差分法(FDM)、有限元法(FEM)和有限体积法(FVM)等。
这些方法在计算精度和计算速度方面各有优势，需要根据具体问题的要求选择适当的方法。
乙醇空气预混层流火焰特性的试验研究
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０ｆｃｈｅ田ｉｃａｌ鼬ｎｅ血Ｂ，２００５，３１（３）：１８３——２２０．
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胁ｍ捌ｍ哪０ｆ Ｐ眦６ｃａｌ“ｑＩｌｉｄ Ｆｕｅｌｓ：ＥＩｐｅ一Ⅲｅ山 ∞ｄ ｓｉｍ山Ⅱ㈣［Ｊ］．ｃｏｌｎｂⅢＦ１Ⅲ，２００６，１“（３）：
图５所示为拉伸对火焰传播速度的影响，从图５ 中可以看出，在大拉伸（小火焰）条件下，火焰速度较 低。随着火焰拉伸作用的减弱，火焰速度又缓慢地上 升。火焰传播规律还受混合气当量比的影响，明显可 以看出，曲＝１．ｏ的混合气的火焰燃烧速度比当量比为 Ｏ．８和１．２的火焰传播速度快。而且混合气温度越 高，火焰的整个传播速度的幅值也越大。试验数据的 统计结果还证实了火焰传播速度与火焰拉伸之间的线 形关系。于是由Ｍａｒｋｓｔｅｉｎ理论，利用火焰传播速度与 火焰拉伸率之间的线形关系推导得出无拉伸火焰速 度。进而由式（５）求得层流火焰的特征参数——无拉 伸层流燃烧速度。
：Ｚｅｌｄｏ订ｃｈ ｎｕｍｂｅ坤ｆｏｆ ｅｔｌＩ蚰０１．ａｉｒ ｌ珊ｉｎａｒ ｎａＩⅡｅＢ ａｒｅ ｅ８ｈ砌ｔｅｄ ａＢ ａ ｆＩｌＩｌｃ石硼ｏｆ ｅＩ口ｕｈａｌｅｎｃｅ埘ｉｏ． ＡＩＩｄ
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摘要：利用纹影高速摄像技术，在定容燃烧弹内试验研究了温度为３５８—５００ Ｋ，当量比从０．７到１．４的乙
醇一空气预混层流火焰的传播特性。通过研究乙醇～空气火焰传播速度与层流火焰拉伸的关系，获得了乙
基于Fluent的定容燃烧弹内预混层流燃烧模拟
图 10
火焰半径与时间的关系
图8
预混燃烧火焰扩散模拟结果 C 图 11 拉伸火焰传播速度与半径的关系
从图 10 中可以看出， 模拟结果的半径数值与 实验结果的火焰半径数值均随时间函数的增加而 增大。在火焰燃烧的初期， 模拟结果的半径数值 要大于实验结果的半径数值， 随着时间的推移模 拟结果的火焰半径数值进一步增大， 与实验结果 的半径差距也逐渐加大。 在火焰扩散中期， 模拟 结果的半径数值的增大速度开始变缓， 当时间为
4
迭代计算结果分析
预混气体在定容燃烧弹内层流燃烧过程是球 形火焰半径随时间推移而逐渐变大的过程 。其实 验火焰扩散图片见图 5 。 本文将 GAMBIT 软件划 分的网格导入 Fluent 中进行迭代计算， 利用 FLUENT 软件对过量空气系数为 1 的氢气在定容燃烧
图4 定容燃烧弹预混层流燃烧的结果
格划分。Gambit 软件是 CFD 前处理应用软件， 它 的主要功能是帮助研究人员进行网格的设计与划 分工作。Fluent 软件在进行网格划分时， 通常是 配合 Gambit 前 处 理 软 件 来 进 行 网 格 划 分 的。 Gambit 软件可以导 入 PTC 公 司 Pro / Engineer 等 CAD 软件的数据文件［4］。 Gambit 网格 划 分 机 理 通 常 有 以 下 几 种： ① Map 网格划分机理， 该机理是对于规则的四边形 网格单元进行结构化网格划分的方法； ② Submap 网格划分机理， 该机理是对于那些利用 Map 网格 划分机理进行网格划分效果不佳的网格单元分解 成若干个基于 Map 网格划分机理划分的网格单 元， 同时在每个四边形网格单元中进行结构化网 格划分； ③ Tet Primitive 网格划分机理， 该网划分 机理是将一个四面体结构划分为基于 Map 网格 划分机理划分的 4 个六面体结构； ④ cooper 网格 划分机理， 该机理是利用已知的网格单元的端点 对其它网格进行扫描而对网格进行划分的一种方 法。 除此之外， 还有 Stairstep 与 Tet / Hybrid 等网 格划分机理也是比较常用的， 其中机理是在四面 体单元中有金字塔和六面体单元 。 2． 2 QuadMap 机理划分的容弹腔体网格 Map 网格划分机理对预混合气体 利用 Quad定容燃烧弹腔体内燃烧空间介质进行网格划分 。 定容燃烧弹燃烧室为圆柱状腔体， 以圆柱状腔体 该横截面近似为正 对称轴作穿过对称轴的平面， Map 方法 方形。对该正方形燃烧空间利用 Quad进行网格划分， 结果见图 1 。
定容燃烧弹系统设计
定容燃烧弹系统设计定容燃烧弹系统设计王鹏张欣郑士卓(北京交通大学机电学院，北京100044)摘要：本文设计了一种用于研究缸内燃烧过程机理的定容燃烧弹系统。
该试验装置很好地解决了密封以及石英观测窗的安装问题，具有很好的实验实用价值。
定容燃烧弹系统由燃烧弹弹体、燃料混合气配给系统、排气系统、加热温控系统、点火系统、数据采集组成。
关键词：定容燃烧弹；燃烧模拟；结构设计由于降低内燃机燃油消耗率与有害排放物的要当量燃空比、不同初始压力、不同初始温度、不同残求越来越高，因而加强对燃烧过程机理的研究就显余废气系数的混合气点火后燃烧；最后必须配备相得愈加重要。
而实际发动机的燃烧、传热、蒸发与扩应燃烧的测量系统，对混合气燃烧过程进行测量记散等过程十分复杂，并有循环之间的变动存在，要控录以达到预期目标。
在满足上述条件下，燃烧弹系制每个循环的燃烧条件不变比较困难，实验结果的统力求结构简单、合理、造价便宜。
可比性不强，因此内燃机的燃烧研究大都在模拟装根据上述要求作者设计了如图1所示的燃烧弹置中进行，尤以在定容燃烧弹中进行的居多[1]。
系统简图。
它包括弹体、混合气配给系统、排气系定容燃烧弹是一种良好的介于理论分析和实际统、加热温控系统、点火系统、光学纹影系统、数据采应用之间的研究载体。
其主要功能是模拟发动机活集系统等组成。
塞在上止点附近时气缸中的燃烧，其特点是结构比较简易，可以方便地改变热力参数(包括空燃比、压力和温度)、点火参数(点火能量等)，通过改变某一参数可以研究该参数对燃烧过程的影响。
基于以上原因笔者设计了一种定容燃烧弹系统，本文介绍了定容燃烧弹系统的总体方案和各系统的组成及其特点。
1燃烧弹系统的总体方案定容燃烧弹的建立是要对低热值气体燃料等的图1燃烧弹系统结构简图燃烧过程进行研究分析，而且具有扩展配备光谱分析等仪器进行燃烧产物分析研究的功能。
同时燃烧2各系统的组成及特点弹要具有良好的燃料燃烧边界条件调控功能，动作2．1定容燃烧弹弹体过程与数据采集过程协调可控，最重要的是保证设所设计的定容燃烧弹应该具有耐高压耐高温计燃烧弹的密封性能与石英观测窗的保护。
预混湍流火焰结构的分形特征
第33卷 第2期 1999年2月 西 安 交 通 大 学 学 报JO URNAL OF XI′AN JIAOTONG UN IVERSITY Vol.33 №2 Feb.1999预混湍流火焰结构的分形特征蒋德明,马凡华,杨 迪(西安交通大学,710049,西安)摘要:使用分形几何学的方法,对由高速纹影摄影法获得的容弹内预混湍流火焰照片进行了处理.结果表明,容弹内预混湍流火焰结构具有分形特征,可以用分数维数来定量描述其折皱、扭曲程度及与湍流强度的关系.关键词:火焰结构;分形几何;燃烧学中国图书资料分类法分类号:TK411The Fractal Nature of Tu rbulent PremixedFlame StructureJiang Dem ing,Ma Fanhua,Yang Di(Xi′an Jiaotong University,Xi′an710049,C hina)A bstract:The fractal geometry method is used to analyze the hig h speed schlieren film of turbulentpremixed combustion for a co nstant volume combustion bom b.The fractal dimension can be used to describe the ex tent of w rinkling deg ree quantitatively and to exhibits a relation for the root mean square turbulent velocity.Keywords:flame structure;fractal geometry;combustion theory 大量研究表明,在实际火花点火发动机中的预混湍流燃烧均属于高度折皱的层流火焰[1].但长期以来,对高度折皱层流火焰的结构一直缺乏定量的描述和研究.1987年,F.C.Gouldin首先将分形的概念引入预流湍流燃烧研究之中[2].本文的目的是给出求取容弹内预混湍流火焰分数维数的具体方法,以及分数维数随u′/S L(u′和S L分别为湍流强度和层流燃烧速度)的变化规律,并导出相应的结论.1 从火焰照片求取分数维数的方法根据分形几何学理论,对各向均匀的分形,只需求出相应曲线的分数维数D2,即可用下式求得曲面的分数维数D3D3=D2+1(1)此外,有收稿日期:1998-03-02.作者简介:蒋德明,男,1934年4月生,能源与动力工程学院汽车工程系,教授,博士生导师. 基金项目:国家“八五”攀登计划资助项目(85-25-2-1).-D 2=lg N (ε)lg ε(2)1-D 2=lg L (ε)lg ε(3)1.1 直接法用不同的测量尺度ε沿曲线逐段测量,即可得到不同测量尺度时的总测量次数N (ε)以及曲线的总长度L (ε),L (ε)=ε·N (ε),然后,将测量结果以对数形式绘成坐标,即可得到其分数维数及内、外界.由于N (ε)或L (ε)是直接测得的(相对下面而言),故作者称之为“直接法”.1.2 面积法画一个半径为ε的圆,该圆中心位于曲线上;然后,沿曲线移动该圆(该圆的中心始终在曲线上),即形成宽度为2ε的“带子”,如图1所示;通过测量得到这一“带子”的面积A (ε)后,由A (ε)/2ε,即可求得相应的曲线长度(带长)L ;改变测量尺度ε,并重复上述过程,即可得到不同ε时的曲线长度L (ε),这样得到L (ε)与ε的对数坐标图,从而根据对数坐标图上的直线段,即可求得曲线的分数维数和相应的内、外界.由于曲线长度是通过测量“带子”的面积而得到的,故称之为“面积法”.图1 求取曲线分数维数的面积法示意图对火焰前锋外廓线,一般按上述方法用计算机进行处理.火焰前锋外廓线在计算机中是以离散的像素点来表示的,在运用面积法时,将所有到火焰外廓线(由一系列离散的像素点组成)的距离小于或等于ε的像素点累加起来,而每个像素点都对应于一定的面积,由此即可求得“带子”的面积,进而可求得其分数维数与内、外界.1.3 计算结果运用直接法和面积法,对本实验拍摄的火焰纹影胶片进行了计算处理,所得结果分别如图2和图3所示,图中坐标均为对数值.由图可知,这2个图中分别存在相应的直线段,其斜率所对应的分数维数D 2分别为1.095和1.101(相应地,其D 3值分别为2.095和2.101),这表明该湍流火焰具有分形特征,其分数维数D 2取为1.10.由图2可以看出,用直接法得不到明显的内、外界值εi 和εo ,而用面积法能够得到相应的εi 、εo 值.由图3可知,其外界εo 大约为8.3mm (100.92=8.3mm ),而内界εi 为1.7mm (100.24=1.7mm ).应该指出,由于图形空间分辨率的限制(大约在0.5mm 左右),由图2所得到的内界是不准确的.采用直接法求取分数维数时,在实际计算过程中只考虑了彼此连结的像素点的情况,因而所得到的曲线长度数值有较明显的波动,所以得不到明显的内、外界值;而采用面积法时,将所有不相连接的像素点都考虑进去,因而所得曲线长度值相当准确,且得到的分数维数比用直接法所得到的值略大一点,这与R .D .M atthew s 等人的结果是一致的[3].图2 用“直接法”处理火焰外廓线的结果图3 用“面积法”处理火焰外廓线的结果2 试验结果及分析图4为点火时刻在不同的湍流条件下,火焰半径R 大约为18m m 时容弹中的湍流火焰纹影照23第2期 蒋德明,等:预混湍流火焰结构的分形特征 (a )u ′i =0.2m /s ;L i =3.0mm (b )u ′i =0.8m /s ;L i =3.2mm (c )u ′i =1.5m /s ;L i =4.0mm 甲烷-空气; =0.9; p i =101.3kPa ; T i =300K图4 点火时刻不同湍流强度时的火焰纹影照片片.由图可以看出,点火时刻的湍流强度增大,则火焰前锋折皱程度加大,火焰结构也变得更为精细.图5为容弹内湍流火焰的分数维数D 3值随u ′/S L 的变化曲线.随着u ′/S L 的增大,在相同火 图5 容弹中湍流火焰的分数维数D 3值随u ′/S L 的变化曲线焰半径R 处,火焰前锋面的分数维数也增大.这表明其火焰前锋面的折皱、扭曲(粗糙)程度加大,从而增加了火焰前锋面的面积,因此燃烧反应在更大的火焰前锋面内进行,其瞬时质量燃烧率也随之增加,火焰燃烧速度加快.这一结果揭示出,在中、小程度的湍流强度条件下,湍流燃烧速度随湍流强度增大而增加的真正原因. 表1为4个实验工况下对应不同火焰半径处火焰前锋面的分数维数D 3值.由此可知,在同一实验工况下,当火焰半径增大时,其分数维数D 3是增加的.这表明,在容弹内预混湍流燃烧过程中,随着火焰半径增加,火焰前锋的折皱程度增加,因此其火焰燃烧速度也相应地增大.同时也进一步证实,本研究容弹内的预混湍流燃烧属非充分发展的湍流火焰,湍流对燃烧影响(促进作用)是一个渐进的过程,随着火焰的不断发展,这一促进作用愈加明显和强烈.表1 4个实验工况下的分数维数D 3值点火时刻的湍流参数u ′i =1.5m /s L i =4.0mmu ′i =0.8m /s L i =3.2mmu ′i =1.0m /s L i =3.5mmu ′i =0.7m /s L i =3.0mm当量燃空比0.90.90.70.7D 3(R =13mm )2.082.062.092.07D 3(R =25mm )2.122.092.132.093 结 论(1)火花点火发动机内的预混湍流火焰具有分形特征.(2)在中、小程度的湍流强度下,分数维数随湍流强度的增加而增加,湍流燃烧速度增大.(3)火花点火发动机中的预混湍流火焰属于非充分发展湍流火焰.参考文献:[1] 蒋德明.火花点火发动机的燃烧.西安:西安交通大学出版社,1992.[2] Gouldin F C .A n application of fractals to modelling pre -mix ed turbulent flame .Combustion and F lame ,1987,68:249～266.[3] Hall M J ,M atthew s R D .Fractal analysis of turbulentpremixed flame images from SI engines .SAE P aper 922242,1992.(编辑 蒋慧姝)24西 安 交 通 大 学 学 报 第33卷。
利用燃烧弹研究不同点火时刻下天然气高压喷射燃烧特性
利用燃烧弹研究不同点火时刻下天然气高压喷射燃烧 特性1
余金荣，黄佐华，王金华，胡铁刚，蒋德明
西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室，陕西西安（710049）
E-mail：yjrsky410@
摘 要：在定容燃烧弹上开展了不同当量比下和不同点火时刻时天然气高压喷射燃烧特性的
1本课题得到国家自然科学基金项目（50422261，50521604），国家重点基础研究发展规划项目 （2003CB214500）和优秀国家重点实验室研究项目（50323001）的资助。
-1-
实验所用的天然气产自陕北，其具体成分如表1所示。设其分子式为CαHβOγ，由表1中 的成分可得α＝1.01523，β＝3.928684，γ＝0.05086。
-4-
Pmax /MPa
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
(a)
φ=0.6
0.4
35 40 45 50 55 60 65 70 75 点火时 刻 /ms
0.9
TPmax /ms
40
30
20
10
(b)
φ=0.6
0 35 40 45 50 55 60 65 70 75 点火时 刻 /ms
随着点火时刻的推迟，最大燃烧压力下降的幅度大，当量比增加时，下降的幅度逐渐变缓。
关键词：天然气；高压喷射；点火时刻；燃烧特性；定容燃烧弹
中图分类号：TK412
文献标识码：A
随着排放法规的日益严格和对能源安全的日益关注，近年来,人们在代用燃料方面的研 究越来越广泛和深入。当前,主要的石油替代燃料有二甲醚、乙醇、天然气、氢气和生物质 燃料等,其中，天然气被视为近期最有发展前途的清洁气体燃料之一，在拓宽未来汽车燃料 的来源、弥补传统液态石油燃料的不足方面极有希望，而且，就其来源来讲，天然气在我国 的储量相对较为丰富。
不同初始压力下掺氢天然气的燃烧特性
不同初始压力下掺氢天然气的燃烧特性焦琦;苗海燕;黄佐华;蒋德明;曾科【摘要】在定容燃烧弹内研究了不同初始压力下天然气-氢气-空气混合气的火焰传播规律,得到了不同掺氢比例和初始压力下,不同燃空当量比时混合气的层流燃烧速率,并分析了火焰的稳定性及其影响因素.研究结果表明,随着天然气中掺氢比例的增加,混合气的燃烧速率增加,且增长速率逐渐加快,而马克斯坦长度值则随着掺氢比例的增加而减小,即火焰的稳定性下降.不同初始压力下,随着燃空当量比的增加,马克斯坦长度值在不同掺氢比例下均增加,显示火焰的稳定性增加.无拉伸层流燃烧速率随着初始压力的增加略有减小,且在化学当量比附近,变化的初始压力和掺氢比对无拉伸层流燃烧速率的影响最为明显.【期刊名称】《燃烧科学与技术》【年(卷),期】2009(015)003【总页数】7页(P259-265)【关键词】天然气;氢气;层流燃烧速率;马克斯坦长度;定容燃烧弹【作者】焦琦;苗海燕;黄佐华;蒋德明;曾科【作者单位】西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室,西安,710049;西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室,西安,710049;西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室,西安,710049;西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室,西安,710049;西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室,西安,710049【正文语种】中文【中图分类】TK16由于能源短缺和排放法规日趋严格，近年来，人们在代用燃料方面的研究越来越广泛和深入.目前，主要的代用燃料有天然气、氢气、醇醚燃料和生物质燃料等，其中，天然气在发动机上的使用已经实用化.然而,由于天然气在稀燃时其火焰传播速率慢，因此,使用天然气发动机存在低负荷时发动机热效率低和未燃碳氢排放高等问题.研究表明,将燃烧速率较快的氢气掺混在天然气中能够提高混合气燃烧速率，也能够提高发动机的燃烧和排放性能[1-2].为此，有必要开展对天然气-氢气-空气混合气的层流燃烧特性的基础研究，为发动机的优化设计和工作过程数值模拟提供基础性试验数据.层流燃烧速率和马克斯坦长度是表征层流燃烧特性的重要参数, 其中马克斯坦长度能反映火焰的稳定性.对气体燃料而言，甲烷和氢气的层流燃烧特性已有相当深入的研究[3-4].Liao等[5]用球形火焰法测量了天然气的层流燃烧速率.Yu及Halter 等[6-7]研究了掺氢甲烷的燃烧速率，发现掺氢对提高混合气燃烧速率极为有利.Law等[8]给出了氢气中加入少量甲烷(甲烷的体积分数在15%以内)的火焰传播照片，发现掺氢比例(体积分数)高时，火焰不稳定性增加.Huang等[9]研究了常温常压下掺氢比例对天然气-氢气-空气混合气的火焰传播过程，并分析了天然气掺氢比例与火焰稳定性的关系.为了更全面地理解天然气-氢气混合燃料的燃烧特性, 笔者开展了更深入的研究, 获得了掺氢天然气在不同的初始压力及接近燃烧极限时的混合气燃烧特性和火焰特性.1 试验装置和球形火焰扩散理论本文利用定容燃烧弹和纹影装置研究火焰的发展过程，试验系统布置如图1所示.试验根据分压定律按所需的燃空当量比在容弹中配制均匀混合气，待混合气静止后利用电感放电式电极点燃混合气，采用CS20000系统同步采集燃烧压力，并同时触发高速摄像机拍照，记录火焰的燃烧过程.图2为试验所用定容燃烧弹结构示意图.试验采用的定容燃烧弹内腔为圆柱形空腔，直径为130 mm，宽度为130 mm,其容积为1.725 L.在试验中，容弹被固定在一个平台基座上.容弹有两个相对的面安装有石英玻璃，直径为170 mm，厚度为30 mm，这样使得光路能够通过，为燃烧火焰的纹影成像和拍摄提供必要的光学通道.容弹腔体两侧上加工有O形槽，石英玻璃与容弹腔体之间用O形橡胶圈来密封，依靠盖板与容弹腔之间的螺栓预紧力来达到密封的目的.高速摄像机为美国REDLAKE公司生产的HG-100K，拍摄速度在1 000～10 000幅/s间可调.试验所用的氢气纯度为99.995%，天然气产自陕北，其具体成分如表1所示.设天然气分子式为CαHβOγ，由表1中的成分可以得到α=1.015 23，β=3.928 084，γ=0.050 86,那么容弹中可燃混合气可表示为(1-x)CαHβOγ+xH2+L(O2+3.762N2)/4.762式中: x为混合燃气(NG+H2)中氢气的体积分数;L为实际充入容弹的空气量，即1 mol燃气实际消耗的空气量.1 mol混合燃气需要消耗的理论空气量为]燃空当量比定义为Φ=L0/L.在球形扩散火焰中，拉伸火焰传播速率Sn由火焰半径和时间的关系式给出[10],即(1)式中:r为纹影照片中火焰的半径;t为时间.火焰拉伸率α定义为火焰表面上一个无限小面积A的对数值对时间取导数，即(2)火焰扩散初期，容弹内压力变化很小的阶段，火焰锋面呈较规则的球形，拉伸火焰传播速率和火焰拉伸率可近似呈线性关系[10]，即Sl-Sn=Lbα(3)式中: Sl为无拉伸层流火焰传播速率; Lb为马克斯坦长度.图1 试验系统布置示意利用式(1)、式(2)分别求出相应的Sn和α，将Sn-α直线倒推至α=0，直线在Sn 轴上的截距即为无拉伸层流火焰传播速率Sl,直线的斜率即为马克斯坦长度Lb.通过对照实测的定容燃烧弹内压力变化和相应的纹影照片发现,在试验范围内，当火焰半径小于25 mm时, 定容燃烧弹内压力变化很小. 因此,本文采用火焰半径为25 mm以内的纹影照片.无拉伸层流燃烧速率ul和质量燃烧流量f分别由式(4)和式(5)计算[8].ul=ρbSl/ρu(4)f=ρbSl=ρuul(5)式中:ρb、ρu分别为已燃区和未燃区气体的密度.燃气的初始状态得到，当火焰半径较小时，ρb可通过热平衡分析获得，按准定压绝热过程，利用11组分7方程法计算[11].图2 定容燃烧弹(单位: mm)表1 天然气成分成分体积分数/%CH496.160C2H61.096C3H80.136N20.001CO22.540其他成分0.0672 试验结果和分析本文利用高速纹影摄像装置和定容燃烧弹研究了初始温度为285 K, 初始压力分别为0.08 MPa、0.10 MPa、0.15 MPa和0.20 MPa时,掺混不同比例氢气的天然气(掺氢比例RH2分别为20%、40%、 60%、 80%和100%)在燃空当量比为0.4～1.5时的天然气-氢气-空气混合气的火焰传播过程，获得了混合气层流燃烧速率和马克斯坦长度，并根据试验结果分析了初始压力对掺氢天然气层流火焰特性的影响. 试验时，定容燃烧弹中的均匀混合气需要火花点燃，火花点火的燃烧过程是一个相当复杂的过程.Lamoureux、Liao和Bradley等[4-5，10]对甲烷、天然气和氢气层流火焰的研究表明，点火能量对火焰传播的影响仅限于火核半径约小于6 mm 时；超过这个临界值时，不同点火能量下的层流燃烧速度趋于一致.因此本文只考虑火核半径大于6 mm的范围.2.1 掺氢天然气层流燃烧特性通过分析高速纹影摄像装置获得的火焰发展图片，可获得不同掺氢比和当量比下火焰半径随时间的变化规律.图3为初始温度285 K，初始压力0.1 MPa，不同当量比与不同掺氢比例时火焰半径与时间的关系.由图3可见，点火之后，火焰呈近似球形向外扩散，半径迅速增大，且随着掺氢比例的提高，半径的增长速度明显加快.不同燃空当量比下，半径的增长规律不同.化学当量比(Φ=1.0)时，随火焰扩散，半径增长速度最大，且各掺氢比下的半径增长速度基本上趋于一稳定值.这与Huang 等[9]使用立方体内腔的定容燃烧弹所得研究结果基本一致.进一步分析火焰半径随时间的变化曲线，可获得拉伸火焰传播速率.分析表明，不同燃空当量比下掺氢比例对拉伸火焰传播速率的影响不同.图4为初始温度285 K，初始压力0.1 MPa，不同当量比与不同掺氢比下拉伸火焰传播速率与火焰半径的关系.由图4(a)可见，Φ=1.0时，火焰传播速率基本不随半径变化；Φ<1.0时，火焰传播速率随半径的增加而略有降低；Φ>1.0时，火焰传播速率随半径的增加而略有增加.图4(b)给出了化学当量比下不同掺氢比例时拉伸火焰传播速率随半径的变化规律.比较图4(a)和图4(b)可知，火焰传播速率随掺氢比的变化不如改变燃空当量比时的变化明显.图3 不同当量比和不同掺氢比例时火焰半径与时间的关系(a) RH2=80%(b) Φ=1.0图4 不同当量比和掺氢比下拉伸火焰传播速率与火焰半径的关根据球形火焰扩散理论，由拉伸火焰传播速率与火焰拉伸率的关系(见图5)，可获得表征火焰稳定性的马克斯坦长度，由图6可见,随着掺氢比例的增加，马克斯坦长度将减小，即火焰的不稳定趋势增强；相同掺氢比例下，马克斯坦长度均有随燃空当量比的增加而增加的趋势.根据马克斯坦长度大于零时所对应的燃空当量比范围的变化趋势可见, 随着掺氢比例的提高，火焰稳定的燃空当量比范围逐渐向浓混合气过渡，即随着燃空当量比的增加火焰的稳定性增加.图7给出了初始压力0.1 MPa,初始温度285 K,在化学当量比时，不同掺氢比例下拉伸对燃烧速率的影响，其中un为燃气的消耗速率，定义在火焰前锋面的火焰；unr为产物的生成速度，定义在火焰锋面的内侧.可见un随拉伸率的增加而增加，unr随拉伸率的增加而减小.随拉伸率的增加，(un-unr)增加.当拉伸率为零时，火焰半径趋于无穷大，火焰锋面厚度的影响忽略不计，此时无论燃烧速率定义在火焰锋面的哪一侧，它们都应该趋于同一个值，即无拉伸层流燃烧速率ul.图8比较了本文测得的无拉伸层流燃烧速率与其他文献的测量结果(初始压力为0.1 MPa,初始温度为285 K)，存在差异的原因可能在于各地天然气成分的差别以及试验环境温度和大气压的不同.图图6 不同掺氢比例下马克斯坦长度与燃空当量比的关图图图9总结了初始压力为0.1 MPa、初始温度285 K时，不同掺氢比例下，天然气-氢气-空气混合气无拉伸层流燃烧速率与燃空当量比的关系.在不同燃空当量比下，无拉伸层流燃烧速率随着掺氢比例的提高而提高；在不同掺氢比例下，最大无拉伸层流燃烧速率均出现在化学当量比附近.图9 不同掺氢比例下无拉伸层流燃烧速率与燃空当量比的关2.2 初始压力的影响通过测量图片，可获得不同初始压力下，不同掺氢比例时火焰半径随时间的变化趋势，如图10所示.当掺氢比例分别为20%、40%和60%时，不同的初始压力(0.08 MPa、 0.10 MPa、 0.15 MPa和0.20 MPa )下，火焰半径增长率随着初始压力的提高而略有减小；而当掺氢比例为80%时，初始压力对火焰半径的增长影响不大.对图10进一步分析可获得不同初始压力下拉伸火焰传播速率与拉伸率的关系.限于篇幅，本文只给出掺氢比例为20%、化学当量比时拉伸火焰传播速率与拉伸率的关系，如图11所示.当初始压力为0.08 MPa和0.10 MPa时，拉伸火焰传播速率随着拉伸率的增加而减小，且随着初始压力的增加，斜率的绝对值减小，即火焰稳定趋势减小；而当初始压力为0.15 MPa和0.20 MPa时，拉伸火焰传播速率随着拉伸率的增加而增加，且随着初始压力的增加，斜率的绝对值增加，即火焰的不稳定性趋势增加.可见，随着初始压力的提高，火焰不稳定性趋势增加.图12给出了掺氢比为20%、燃空当量比Φ=1.0、不同初始压力下，拉伸火焰传播速率与火焰拉伸率的关系.在本文研究范围内，随着初始压力的增加，un-unr的值略减小，这说明火焰厚度对燃烧速率的影响随着初始压力的增加而变小.图13总结了不同的初始压力下无拉伸层流燃烧速率.图中掺氢比为20%，初始温度为285 K. 由图可见，在不同的初始压力下，最大无拉伸层流燃烧速率均出现在化学当量比附近.在本文的试验范围内，对于相同的燃空当量比，从总体规律上讲无拉伸层流燃烧速率是随着初始压力的增加而减小;在化学当量比附近，初始压力对无拉伸层流燃烧速率的影响最为明显;而浓燃和稀燃时，影响不明显.(a) 掺氢比为20%(b) 掺氢比为40%(c) 掺氢比为60%(d) 掺氢比为图10 不同掺氢比例下，不同初始压力时火焰半径与时间的关系图14总结了不同初始压力下，天然气-氢气-空气混合气的无拉伸层流燃烧速率随掺氢比例变化的规律.图中燃空当量比为1，初始温度为285 K.由图可见,随着掺氢比例的增加，混合气的燃烧速率呈指数规律增加,且在本文的研究范围内，初始压力对燃烧速度增长率的影响程度没有掺氢的影响大.图11 不同初始压力下，拉伸火焰传播速率与拉伸率的关系图12 不同初始压力下,un和unr与火焰拉伸率的关系图13 不同初始压力下，无拉伸层流燃烧速率与燃空当量比的关系初始压力对层流燃烧火焰稳定性的影响是较复杂的.图15以掺氢比例20%为例，取初始温度为285 K,给出了不同初始压力下马克斯坦长度与燃空当量比的关系. 可见初始压力为0.15 MPa和0.20 MPa时，燃空当量比在0.4～1.0之间时，马克斯坦长度为负，即火焰趋于不稳定；而浓燃区域燃烧的火焰趋于稳定.初始压力为0.08 MPa和0.1 MPa时，火焰在较宽的燃空当量比范围(Φ=0.6～1.25)内均保持稳定.图14 不同初始压力下无拉伸层流燃烧速率与掺氢比例的关系图15 不同初始压力下马克斯坦长度与燃空当量比的关系3 结论(1) 天然气掺氢后，其层流燃烧速率迅速增大，且增长速度随掺氢比例的增加而增加.(2) 不同的掺氢比例下，初始压力对天然气-氢气-空气混合气燃烧特性的影响不同.掺氢比例为20%、40%和60%时，火焰传播速率随着初始压力的提高而略有减小;而掺氢比例为80%时，初始压力对火焰半径的增长率变化影响不大.(3) 初始压力的增加会增加天然气-氢气-空气混合气燃烧的不稳定性.致谢本文作者对黄潜、陈朝阳同学在试验期间给予的帮助表示衷心的感谢.参考文献:[1] Blarigan P, Keller J. A hydrogen fuelled internal combustion engine designed for single speed/power operation [J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2002, 23(7): 603-609.[2] Akansu S, Dulger A, Kahraman N, et al. Internal combustion engines fueled by natural gas-hydrogen mixtures [J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2004, 29(14): 1527-1539.[3] Gu X, Haq M, Lawes M, et al. Laminar burning velocity and Markstein lengths of methane-air mixtures [J]. Combustion and Flame, 2000, 121(1/2): 41-58.[4] Lamoureux N, Djebaili-Chaumeix N, Paillard C. Laminar flame velocity determination for H2-air-He-CO2 mixtures using the spherical bomb method [J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2003, 27(4): 385-393.[5] Liao S, Jiang D, Cheng Q. Determination of laminar burning velocities for natural gas[J]. Fuel, 2004, 83(9): 1247-1250.[6] Yu G, Law C, Wu C. Laminar flame speeds of hydrocarbon + air mixtures with hydrogen addition[J]. 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[12] Tanoue K, Goto S, Shimada F, et al. Effects of hydrogen addition on stretched premixed laminar methane flames[J]. Transactions of the Japan Society of Mechanical Engineers(Part B), 2003, 69: 162-168.。
新型湍流定容燃烧弹湍流场数值分析
新型湍流定容燃烧弹湍流场数值分析引言湍流定容燃烧弹是一种常用的火力投射武器，其燃烧过程涉及到湍流流动和燃烧化学反应的相互作用。
湍流是一种在现实工程中广泛存在的现象，对于燃烧弹的设计和优化具有重要的影响。
因此，对湍流定容燃烧弹的湍流场进行数值分析，可以有效地研究其内部流动特性，为燃烧性能的提升提供科学依据。
一、湍流定容燃烧弹的基本原理湍流定容燃烧弹是一种通过燃烧所释放的热能来产生高速气体流动的武器。
在燃烧过程中，燃料和氧化剂混合并点燃，生成大量的热能和高速气体。
燃烧弹内部的湍流流动是由于燃烧产生的大量热量导致气体的不稳定流动，形成的湍流流场。
二、湍流场数值模拟方法湍流场数值模拟可以通过计算流体力学方法来实现。
常见的计算流体力学方法包括有限体积法、有限元法和边界元法等。
在湍流场数值模拟中，需要考虑流体的守恒方程、湍流运动方程和物理模型等。
其中，湍流运动方程通常采用雷诺平均的Navier-Stokes方程进行描述，物理模型则采用湍流模型，如k-ε模型或k-ω模型等。
三、数值模拟结果与分析通过湍流场数值模拟，可以获得湍流定容燃烧弹内部的湍流场分布情况。
数值模拟结果包括速度场、压力场和温度场等。
通过对数值模拟结果的分析，可以得到以下结论：1.湍流场内部的速度场呈现出较大的波动性。
在燃烧产生的高温气体的作用下，流体会发生剧烈的湍动，形成局部的高速气体流动。
这种湍动会对燃烧反应的进行产生重要影响。
2.湍流场内部的压力分布不均匀且波动较大。
在湍流流动的作用下，气体流动速度的变化会引起压力场的波动。
这种波动会对燃烧反应的进行产生一定的影响。
3.湍流场内部的温度分布呈现出较高的非均匀性。
在燃烧过程中，燃料的燃烧会在燃烧弹内释放出大量的热能，导致温度的变化。
这种温度变化会引起湍流场内部温度的不均匀性，从而对燃烧反应产生重要影响。
四、湍流场数值分析的应用湍流场数值分析可以为湍流定容燃烧弹的设计和优化提供科学依据。
通过研究湍流场的分布特性，可以找到湍流场中存在的问题，并提出改进的措施。
湍流预混火焰的分形特性
湍流预混火焰的分形特性
胡毅;廖世勇;蒋德明
【期刊名称】《内燃机工程》
【年(卷),期】2004(025)001
【摘要】采用高速纹影摄影法获得了定容燃烧弹内预混湍流火焰的图像,分别用数盒子法和像素点覆盖法计算出了火焰图像的分形维数.湍流火焰的分形分析结果表明,定容燃烧弹内的预混湍流火焰结构具有分形特征,且属于非充分发展的湍流火焰.湍流火焰的分形维数反应了湍流脉动对火焰片的褶皱程度,湍流强度增大加剧湍流火焰前锋的褶皱,分形维数也随之增加.在相同湍流强度下,小尺度湍流对火焰前锋的褶皱作用更大.
【总页数】3页(P1-3)
【作者】胡毅;廖世勇;蒋德明
【作者单位】西安交通大学,能源与动力工程学院,西安,710049;西安交通大学,能源与动力工程学院,西安,710049;西安交通大学,能源与动力工程学院,西安,710049【正文语种】中文
【中图分类】TK411.12
【相关文献】
1.湍流预混火焰结构的测度分形研究 [J], 唐晓军
2.甲烷层流和湍流预混火焰OH*和CH*的化学发光特性 [J], 刘瑶; 谭建国; 高政旺
3.氨/氢气湍流预混火焰传播特性实验研究 [J], 边志坚;王金华;赵浩然;蔡骁;代鸿超;
黄佐华
4.湍流预混火焰的时间和空间分形特性研究 [J], 杨宏旻;杨勇;刘勇;顾璠;徐益谦
5.湍流预混火焰传播速度的分形模型研究 [J], 杨宏旻;顾璠;刘勇;徐益谦
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定容燃烧弹内湍流特性的研究
自相 关 系数 、 能谱 密 度 和湍流标 尺等 。 环分辨 分析将 循 传统 集平 均分析 的脉动速 度 中含有 的低 频成分 即平 均 速 度 的循 环变 动分 离 了出来 这样 循环 分辨 的脉动 就
是通 常 我们认 为 的湍流 ．
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定容 燃烧 弹 （ 弹 ） 容 主要模 拟活 塞在 上止点 附 近发 动 机 的燃 烧状 况 ． 有结 构简单 、 具 易于研 究单 一湍 流参
数 的 变 化 对 燃 烧 过 程 的 影 响 等 优 点 ， 而 被 广 泛 运 用 因 于 内燃 机 燃 烧 研 究 。 验 时 可 根 据 研 究 的 需 要 ． 容 弹 实 在 内 生 成 具 有 不 同 湍 流 特 性 的 湍 流 场 本 文 采 用 传 统 集 平 均 和 循 环 分 辨 分 析 两 种 方 法 ． 结 果 进 行 分 析 比 对
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第 ２ ０卷 （０ ２ 第 １ ２０） 期
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定 容 燃 烧 弹 内湍 流 特 性 的研 究
廖 世 勇 ．蒋 德 明 ，王
（ 西安 交通 大学 汽 车工 程 系 ． 西 西 安 ？ Ｗ： 陕 ｌ ｔ ０
摘 要 ： 对 定 释燃 烧 弹 内的 湍 流 进 行 循 环 分 辨 分 析 的 基 础 Ｌ． 在 － Ｉ 了 湍流 的 强 度 、 ． 十葬 自相 关 系 数 、 准 一 维 标 能谱 密 度 以 及泰 勒 Ｉ 时 间 Ｒ 度 ＝ 同 时研 究 丁传 统 隽 平 均 湍 流 研 究方 法 和循 环 分 辨 分 析 法 两 者 具 有 较 敬观 大 偏 差 的 根 源 ． 频 率 成 分 和 艘 大 小 州方 面 到 画 ｒ湍 流 脉 动 与集 平 均 脉 动 之 间 的 区 别 和 联 系 。 从 通过 比 较 不 同 窗 宽 度 和 不 同 捌 关 裔 ” 度 条 件下 计 算 出 的 端 流 能谱 、 时 宽 自相 关 系 数 等 湍 流 参 数 ． 到 ｒ 时 找 窗 ’ 柑 关 窗 自 比较 台适 折 中值 。 ’ 和 荐 々
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的/ 点0不仅指空间上位置不同的点, 也指空间坐标
相同而时间不同的点) . 若已知点 o 的 n 个邻近点 的速度, 就可以用这 n 个邻近点的速度来求该点的
速度. 根据各已知点与待求点的相关关系, 通过下面
的自回归过程就能得到待求 o 点的速度值[ 3]
p
E uco =
Uoiuci + Suo
i= 1
S
2 uo
=
u c2 .
S
2 uo
/
u c2
=
S
2 vo
/
v c2
=
1-
F2-
G2-
T 2+
( FG ) 2 + ( FT ) 2 + ( GT ) 2 - ( FGT ) 2 ( 6)
表 1 Kw on 对随机脉动量方差的计算结果
i
点的坐标
1
x - $x , y , t
2
x , y - $y , t
湍流的衰减按简化 kOE方程计算. 积分长度尺
度为 + 的大涡湍流动能正比于湍流强度的平方
k=
3 2
uc2
( 7)
在大涡翻转时间 +/ uc内, 大涡和周围的动量、质量 以及能量交换完毕后( 亦即大涡失去大部分能量而
与周围宏观混合) 大涡消失. 根据湍流动能耗散率 E
的定义, 有
ห้องสมุดไป่ตู้
E=
c
uc2 + / uc
A New Premixed Turbulent Combustion Model for Constant Volume Combustion Bomb
J iang Demi ng, Li u Li ang , Y ang Di
( X ican Jiaotong U niversit y, X ican 710049, C hina)
图 2 火焰前锋面上质点 的速度矢量图
过程与一般的自回归过程类似, 现以 U oi 为例, 加以
说明.
要求 U oi , 在已 知各点 相关 关系 uciuck 的前 提
下, 求解下列线性代数方程组即可[ 3]
p
E ucouck =
Uoi uci uck
i= 1
k = 1, ,, p
( 3)
一旦确定了
合 uco 和 vco 的概率密度函数为准. 由于各向同性湍
图 1 实验装备框图
12
西 安 交 通 大学 学 报
第 33 卷
流场空间某点的
湍流速度的各个
分量从统计意义
上讲是彼此独立 的, 因此, 将各方 向的湍流速度分
开来考虑.
求解加权系 数 Uoi 、V oi 和随 机量 Suo 、Sv o 的
2 计算模型
本计算模型是在作者提出的火花点火发动机燃 烧过程计算的基本微分方程的 基础[ 1] 上发展 而成 的. 本文摒弃了燃烧速度模型, 通过直接计算被湍流
速度场折皱、扭曲的火焰前锋的面积来求解质量燃
烧速率.
2. 1 锋面质点的速度
火焰前锋面上质点的运动速度由 3 个分速度合 成( 如图 2) , 其中 SL 是层流燃烧速度; S f 是湍流脉 动速度; S E 是膨胀速度. 由于是湍流燃烧, 火焰前 锋面已不再是光滑的圆面, 因此各点具有不同的膨 胀速度, 文献[ 2] 在一定容燃烧弹中对未燃气中的径
13
其中
B2 = ( N- 2 c- 3 - 1)
N=
(
Qu Qi
)
-
1
c=
(
ri rb
)
2
则湍流强度的增加倍数为
L=
( L1 +
L2 + 3
L3 ) 1/ 2
向速度进行了测量, 距当量圆球中心距离为 r 的点
的径向膨胀速度 S E 可用下式近似计算
S
E/
[
S
T(
Qu Qb
-
1) ] =
(
rm r
)
2
( 1)
式中 r m 为平均火焰半径; S T 为湍流燃烧速度.
2. 2 湍流速度场的数值模拟 二维连续介质空间某点在某一时刻的湍流速度
与该点在时间和空间上邻近/ 点0的速度有关( 这里
p
( 2)
E 的 几 vco =
V oiv ci + Svo
i= 1
其中: p [ n, 这是因为除去了那些与待求点相关关
系很小的点; U oi 、V oi 是加权系数, 它们反映了第 i
点与待求 o 点相关关系的强弱; Suo、Sv o是互不相
关的随机量, 一般选取具有高斯型概率密度函数的
随机变量, 平均值为 0, 方差的选取以最终的效果符
种程度上讲是人为地控制了湍流燃烧过程. 此外, 这 些模型没有反映火焰前锋面的几何形状, 不能直观 地体现湍流燃烧过程; DNS( 直接数值模拟) 虽可以 得到火焰的几何形状, 但它的计算空间范围很小, 最 主要的问题是它所要求的计算条件很难达到, 因此 也不能广泛应用.
本文所建立的定容燃烧弹中的预混湍流燃烧模
Uoi , 随机量的方差
S
2 u
o
就可
求得
E S 2uo
uc2o
=
1-
p i= 1
Uoi (
uci uco uc2o
)
( 4)
这样, 求 出了 Uoi 和 Suo, 就可以由 式( 2) 求 得 uco. vco 的求法类似.
实际计算中, 为了满足时 间、空间 分辨率的 要 求, 这些邻近点与待求点的时间或空间距离相对于 积分长度标尺和时间标尺来说很小, 因此, 可以将各 点之间的相关关系表示成如下的形式
第 33 卷 第 1 期 1999 年 1 月
西安交通大学学报 JOURNAL OF XIcAN J IAOT ONG UN IVERSIT Y
Vo1. 33 l 1 Jan. 1999
定容燃烧弹中预混湍流燃烧的数值模拟
蒋德明, 刘 亮, 杨 迪
( 西安交通大学, 710049, 西安)
摘要: 发展了一种新型预混湍流燃烧的数值模型. 该模型基于准维模型的基本思想, 摒弃了湍流燃 烧速度模型, 以数值生成的湍流场对火焰前锋面的客观影响推动燃烧计算过程, 消除了人为经验的 作用. 利用模拟得到的湍流速度场, 实现了对火焰几何形状的二维模拟. 利用该模型, 计算和讨论了 当量燃空比分别为 0. 9 和 0. 7 时, 定容燃烧弹中预混湍流燃烧的特点, 以及湍流强度和湍流标尺对 燃烧的影响. 模型的模拟结果和实验结果有很好的吻合性, 这说明模型是合理的. 关键词: 燃烧; 湍流; 模型 中国图书资料分类法分类号: T K411
=
c
uc3 +
( 8)
式中: c 为一常数. 则湍动能的变化率为
dk dt
=
-
E= -
c
uc3 +
( 9)
其中的系数 c 按 A bdelOGayed 的建议取为 0. 37[ 5] .
火焰对未燃气湍流水平的影响由快速畸变理论
来反映, 计算公式来自文献[ 6] . 如果燃烧过程开始
之前未燃气的密度为 Qi 、气体所处的 半径为 r i 、燃 烧时的密度为 Qu、半径为 r b, 则由于火焰前锋面的 几何扭曲作用和密度的增大所导致的火焰前锋面附
收稿日期: 1998O03O02. 作者简介: 蒋德明, 男, 1934 年 4 月生, 能源与动力工程学院汽车工程系, 教授, 博士生导师. 基金项目: 国家/ 八五0 攀登计划项目( 85O25O2O1) .
第1期
蒋德明, 等: 定容燃烧弹中预混湍流燃烧的数值模拟
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型, 从火焰结构上讲是属于火焰薄层模型, 但却没有 给定一个经验性的湍流燃烧速度公式, 而是利用生 成的多维湍流速度场, 客观地影响火焰前锋面的几 何形状, 直接求取火焰前锋面积. 该模型消除了人为 经验的作用, 同时还能较为逼真地反映火焰的二维 几何形状. 由于湍流场可以按给定的湍流特征参数 随时生成湍流速度场, 因此利用该模型可以有针对 性地研究很多的问题. 该模型从压力、温度及热物性 在空间的分布上讲是准维的, 而火焰的形状以及湍 流场在空间的分布却是二维的.
式中 F 、G 、H 、T 分别是最小分辨率对应 的相关 系数; +1 是湍流脉动速 度方向的空间 积分尺度; +2、+3 是垂直于湍流脉动速度方向的空间积分尺 度; S 是时间积分尺度.
Kw on[ 4] 在上述分析的基础上通过计算表明, 只
有在时、空上与待求点最近的 7 个点的 Uoi 、V oi 不 为 0, 其他点的 Uoi 、V oi 值都近似可以忽略. 这与对 指数形式时间相关的纯时间序列的模拟( Markov 过 程) 很相似: 自回归过程只包括待求点前一时间步长 的点, 而模拟结果对所有点都满足指数形式的相关 关系[ 3] . 式( 6) 为 K won 求解随机脉动量方差值的公
uc(x , y, z , t) uc(x -
i $x , y - j $y, z uc2
k $z, t -
m$t) =
FiGjH kT m
( 5)
其中
F = ex p(- $x / + 1) ; G = exp(- $y / +2) ;
H = exp(- $z / +3) ; T = ex p(- $t / S)
Abstract: A new quas-i dimensional model is developed for premixed turbulent enhanced combust ion of a const ant volume bomb. T he t urbulent velocity f ield is formed to be governed by the flame front rather than t he flame speed, t hus eliminating t he choice of t he analysts w ho models the process. Obt ained are charact ers of the t wo- dimensional flam e geom et ry under t he various turbulence intensity and turbulence length scale w it h equivalence rat io of 0. 9 and 0. 7. Agreement betw een t he analytical model and experiment al f inding is sat isfactory. Keywords: combustion; turbulence; model