层流应变火焰在停滞流动中的模拟：一维和二维方法与实验外文翻译资料

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题目：层流应变火焰在停滞流动中的模拟：一维和二维方法与实验

作者：Nicolas Bouvet , Dmitry Davidenko , Christian Chauveau , Laure Pillier , Youngbin Yoon

关键字：停滞火焰；粒子图像测速技术（PIV）；一维与二维模拟；粒子运动；斯托克斯拖动；热泳

出版：Combustion and Flame 161 (2014) 438–452

摘要：目前的工作基本上是专门的层流应变火焰的模拟，采用两种方法：二维现实计算和一维简化计算。所研究的情况是对应于一个层流燃烧器，一个向上取向的圆形喷射的化学计量的甲烷-空气混合物在水平的金属盘上燃烧。二维数值模拟已进行，使用Fluent 6.3软件的轴对称配置。详细的热化学和运输模型应用，二维和一维模拟结果进行了分析，并与由粒子图像测速技术（PIV）获得的流速的实验数据进行了比较。再次证实经典的一维方法的局限性，并进一步讨论。由于粒子滑移导致的计量误差，是通过模拟包含重力、斯托克斯阻力和热泳力的质子运动来评估。

1.引言：应变层预混火焰在实验研究中常用来确定包括一个范围广泛的火焰特性，此外还有，燃烧速度[1-9]，火焰熄灭特性[10-17]和火焰内部结构[18-23]。这些性质，化学能性质的发展是必不可少的机制，将全面地描述各种燃料系统的燃烧。基于流体方程的经典一维滞流方程问题[25–27]已经有据可查，并被普遍接受。作为事实上，后者已在所有主要燃烧代码来实现，

例如，CHEMKIN[28]，坎特拉[29]和COSILAB[30]，因此使得1D的模拟预混火焰扩散到燃烧，已被社会各界的广泛使用。然而，多年来，滞止火焰的一维仿真已被证明是相当艰巨的任务。在许多场合，实验结果和相应的一维预测不能得到的密切吻合，即使成熟模型考虑详细化学和测量偏差（例如，热泳）方法（例如见参考文献。[ 31，33 ]）。已经少有试图探讨这些差异的原因。特别有趣的是，尽管它的广泛使用的，但一维的方式从未彻底针对涉及二维（2D）更精致的方法进行几何验证。到目前为止，二维模拟层流应变火焰已经完成，主要是了解瞬态火焰现象，如火焰涡相互作用，例如，[ 34 - 37 ]，或边缘火焰的形成，例如，[ 38 - 42 ]。稳定的逆流火焰二维模拟已进行了一个较小的程度，几乎清一色的是非预混火焰[43–49].

在前述的调查中，Frouzakis等的DNS研究 [46]提供了一维的方式相对于二维的一项所述的相对的喷射氢 - 空气扩散火焰的情况下的一个独特的评估 [46]。表明，如果在喷嘴出口的速度分布是不均匀的一维方法可能是不准确的。类似的结论，最近，Mittal和他的同事的DNS研究了逆流预混甲烷/空气火焰[50]。而速度分布均匀性的确是重要的，在滞止火焰实验的一个问题中，Sone的博士论文[51]表明，如果是要作出准确的一维模拟，相关的径向压力分布的假设值得特别注意。文献[ 46,50,51 ]提供的讨论，给予很大的启发；然而，那些主要局限于沿中心线和验证的二维方法与试验火焰的行为（例如，速度和传播速度剖面）没有被彻底执行。因此，目前的工作是专门的以下方法问题：（1）进行使用层流预混燃烧器的火焰实验传播速度测量（粒子图像测速）和进行模拟相应的真实二维燃烧器模拟；（2）从分析二维和一维的模拟结果，使用相同的流体模型中，相对于该实验数据和识别一维和二维方法之间的潜在差异的来源；（3）分析二维仿真和实验数据之间的差异，考虑速度测量偏差（粒子运动的分析，包括重力，斯托克斯阻力，和热泳力）。

2.实验方法

图1a表示了在本研究中使用的气体输送系统。供给气体的流量（CH ₄，O ₂和N ₂的全称纯度分别在99.95％，99.995％，99.999％），分别由校准的热质量流量控制器（布鲁克斯5850S/5850TR系列）计量。为确保精度，内部校准是在现场用气泡和空气湿度计进行的。所有校准的质量流量控制器显示出良好的输入/输出线性度，相应的确定系数为0.999以上。系统后校准验证表明实验的全流量的规模不确定性在1%，前初值为10%。计量后，反应物在填充有3毫米的玻璃球的圆柱形腔室混合。阻尼部分为可能的流动速率的波动进行抑制，因此，在燃烧器出口处用来抑制扰动。一个双级喷射段，包括一个流化床和一个气旋，用于起始的喷射。这两种元素的组合允许在测量区域中的喷射密度的微调，而在馈送线可能形成消除团块。燃烧器的原理如图1b所示。可燃混合物首先通过燃烧器基板导入，一个粒子扩散锥被用来打断传入喷射，确保喷嘴增压均匀喷射,这部分缺位会导致喷射中心线附近较高的粒子浓度。而一个明显的耗尽的喷射材料可以观察到在它的外部。通过一个网格，反应物引入燃烧器增压（内径：20.4毫米，外径：24.4毫米），最后加速4-mm厚层状中收敛喷管的设计提供了一个“顶帽”的速度分布在其出口（出口编号：D = 7 mm，外径：9毫米）。得到的定向向上密度为7900射流冲击4毫米厚的不锈钢板kg/m3。所选的氧化铝泡沫插头为其绝缘性能。不锈钢盘的温度可以由铬铝被测量，将热电偶插入其中心，距离表面1毫米。燃烧器到板的间隔距离L为固定为7毫米。为了避免外界干扰，提高火焰稳定性，

使用氮的层同轴护罩。为了最大限度地减少热传送到燃烧器本体，安装一个冷却套在燃烧器 ，从而确保在室温下反应物喷射的纯度。护套头部异形，上端和下端（流出口）的直径分别测量34和13毫米。注意，该中心喷嘴和冷却套的收缩分别根据下列经验式设计（见图示 2）的基础上，早期试验Rolon的工作[52]：

R（z）在横坐标Z的收缩半径；Ru和Rd，分别为上端和下端的收缩半径；h = 24 mm，为收缩长度。

在本研究中，火焰壁结构优于经典相对射流的配置，原因如下：

1. 实验装置可以实现和受控容易（不需要上部燃烧器绝缘）和实验是具有成本效益的（一个可燃喷射对两个用于双火焰配置）;
2. 在停滞平面是很好定义（在相反的流动，在喷射动量的细微变化导致在其位置的不确定性）和壁稳定火焰通常发现比逆流那些更稳定的[53];
3. 在一定程度上，火焰墙结构更具代表性在实际系统中，热损失是无法避免的（例如，火焰在内燃机中的相互作用），甚至如果火焰稳定，火焰结构不会改变一些火焰厚度远离墙壁[ 53 ]；
4. 鉴于上述优点，火焰壁结构被广泛用于燃烧社区（例如，[3,7,8]）。

2.2数字粒子图像测速技术规格

主喷射与在冷和反应停滞进行试验测试的基础上选择的氧化锆颗粒（VWR PROLABO）与其他各种喷射粒子[54]。氧化锆粒子主直径d p是从扫描电子显微镜分析估算约1.8um。速度测量是在通过燃烧器轴线的垂直平面上进行。在这个平面上，创建了一个激光片使用双532nm的Nd-YAG激光器（Continuum Minilite），提供25mJ的标称脉冲能量。光学系统，包括一个球形（f = 500 mm）和一个平凸（f = 25.4 mm）的镜头，设置在测量区域分别为聚焦和垂直扩展的激光束。在测量区的顺序，光片的标称厚度是200um。颗粒图像对在最高频率14赫兹的时候经由CCD照相机（TSI PIV CAM，1008times;1018像素）记录。相机配备了一个Kenko MC7转换器（AF2times;）并在532纳米中心的10纳米半带宽的干涉滤光片结合Nikon 物镜(f = 105 mm, f/2.8D)。信号同步由TSI激光脉冲单元管理。

基于32times; 32像素单元，放大率为0.63，并且50％的重叠的网格间距，在两个方向上,载体网格的分辨率是228um。激光脉冲之间的延迟，∆t，是当在观察控制1/4个单元大小的置换法则时控制整个流场。呈现的结果是从系列300图像对中提取平均值，基于上述参数的相关峰位置的不确定性为0.1像素，测量精度有望在序列上为2cm/S^-1。

2.3 案例研究

在表1中详细描述, 低温流动情况下（案例A）运行，以确认二维模拟准确地捕捉喷嘴空气动力学。该反应的情况下（案例B）对应化学计量的甲烷/空气火焰稳定之间的中间燃烧器出口和停滞盘。火焰前方适度应变（应变率K_ref = 359 S^-1）和焰心流动速度1.07m/S。

3 数值方法

用于层流紧张的火焰仿真两种方法：准一维和二维轴对称，对于这两种模拟的流被认为是稳定的状态和不可压缩，后者意味着，气体密度的温度和气体组成的函数，不依赖于局部压力变化。

3.1 一维模拟

逆流火焰的数学一维方程问题已经被广泛理解，参考[26,27]全推导控制方程。本方法基本上类似于在文献[55]中描述的，修改边界条件，列入停滞壁的，当中一些输运性质（见3.3节）。简言之，在圆柱坐标写入质量守恒方程。

其中，x和r的轴向和径向坐标，U和v分别是轴向和径向速度分量，q是该混合物

密度。沿流动轴线（r= 0），该问题变量应该是x的函数，通过引入变量a = v/r，以下简称为喷射扩散率，下面的流函数定义[ 55 ]：

引入（3）和（4）式（2）得出以下简化

连续性方程：

我们注意到，在过去，应变率（K）由狄克逊–路易斯定义，由[ 27 ]，利用公式（5），得出下列关系：

在内部区域的流量（Q = const），由方程（6）导出:

式（7）已经在实验和数值被广泛用于研究以提取火焰速度和其相关联的应变速率（Kref）相对于参考平面（如轴向的局部最小速度分布;可参见参考文 [2,4]）。动量方程可以写成：

和

其中l是该混合物动态粘度；p，表压相对于所述热力学压力。 H，假定为常数，

是一维问题的特征值和发现为部分数值解。方程（5）和（8），及适当的能量和物质转移方程[55]一起，得出下面的适当的边界条件求解：

（1）在燃烧器出口处（X =0）：流速U₀和扩展率A₀，未燃烧的气体温度T₀，未燃的混合物

组成Y_K，0;

（2）在盘壁（X = L）：一个零速度状态，即，U_W= 0，一个非滑动状态，即，A_W= 0，一个给定壁温度，T_w的，零梯度物种馏分，即，R_YK，W = 0的（表面认为是其化学性质惰性的）。

在初始状态，在F函数线性地从在喷嘴燃烧器出口到0停滞壁喷射条件而变化; G和H的函数具有对应于喷射条件的常数值; 温度和物种质量分数是从喷射状态超过规定初始化长度，然后在壁上线性地改变到所述燃烧产物的状态（平衡状态）。对于没有大的流的变化的参数研究，初始条件可以从存储在一个启动文件先前计算选取。最后值得强调的传播率，在式（4），实验从径向速度的径向分布决定的，这是发现在整个射流宽度是线性的（A = const，在固定的x）。要做到这一点，线性回归须固定的轴向位置上，相对于燃烧器中心线轴平均22个数据点. 在第2.3节所指定的火焰应变率以类似的方式来确定（见公式（7））为参考平面的轴向速度分布的局部最小值匹配。

3.2 二维模拟

二维数值模拟使用Fluentv6.3软件[56]。模拟覆盖在燃烧器内部管道以及燃烧器周围的区域的流动，它的示意图在图3，其域包括两个不同的部分：

1. 流动区域，流体输运方程的求解，由流入和流出的边界，以及由固体壁限制；
2. 在固体区域的热传导方程已被解决，如金属盘。

通过对盘的开壁的温度分布进行耦合的解决方案，假定盘的后面是绝热的。磁盘的热性质（比热、导热系数）是参考文献[ 57 ]（见ASI 304）和用分段温度的多项式逼近真值。热辐射只考虑到盘的开放壁。辐射热流被表示为

其中R是Stefan–Boltzmann常数，T_infin;= 293 K，温度在无穷大的情况，ε= 0.8。

计算网格混合;参照图3B。基本网格是在内部管和燃烧器和盘之间的区域内的结构四边形，流动区的其余部分整个固区为非结构化三角形网格。在火焰区的反应的空间网格密度。为50um的基础水平。为了提网格的质量和研究解决上的对空间分辨率依赖，两个后续目改进的覆盖火焰区域内进行。在每一个改进中，网状细胞在两个中的每个空间方向分割。所使用的数值格式采用二阶准确的空间。

用于2D计算的初始状态如下：区域对应于所述燃烧器喷嘴内（Z1在图3a）是填充与新鲜甲烷/空气混合物;流喷嘴的区填充有纯净的氮气；和域（Z3）的其余部分被填充空气。所有流体都在室温下（293K）。第一状态包括获得由于在流入边界施加的速度冷流溶液。为了获得一个火苗，冷流溶液是通过指定在高温修补燃烧器喷嘴出口和停滞之间的矩形区域盘子。首先在粗糙的基础网格得到的溶液。 对于以下所有的计算，解决方案是从内插以前的运行，以加速收敛到稳定状态。

3.3 热化学和运输模型

3.4 粒子运动仿真

PIV测量依赖于假设的种子颗粒密切关注流量。因此，它是评估目前的气体流动的颗粒滑动案例。基于二维仿真的滑动误差可以估算结果。下面的分析是考虑的沿流轴运动的单个固体颗粒。粒子运动方程

其中P下标指的是粒子有关的数量时，FD是空气阻力系数，GX，重力加速度，并ATH，由于热泳力的粒子加速。 其他加速等因素布朗力和Staffman的电梯力被忽视。气动阻力系数来表示根据斯托克斯定律[69]，

4.结果

4.1 2D仿真结果与实验

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