周君輝，王力軍

（沈陽航空航天大學(xué)動(dòng)力與能源工程學(xué)院，沈陽 110136）

1 引言

當(dāng)前，航空燃?xì)廨啓C(jī)正向高溫升、大功率、高推重比方向發(fā)展，對燃油霧化、高效燃燒、減少排氣發(fā)散的要求也隨之提高。Hayashi等人研究[1，3]發(fā)現(xiàn),霧化惡化、蒸發(fā)不完全和油氣混合不均勻性對NOx的排放影響顯著；采用反旋的第2級(jí)軸向渦流器可抑制預(yù)混管出口回流區(qū)或者中心低速區(qū)的形成，從而避免回火的產(chǎn)生。林宇震提出了分級(jí)/貧油預(yù)混預(yù)蒸發(fā)低污染燃燒方案，考慮采用分級(jí)燃燒與LPP相結(jié)合的方法，降低污染物排放[4]。同時(shí)新型結(jié)構(gòu)燃燒室貧油預(yù)混預(yù)蒸發(fā)(LPP)方案也應(yīng)運(yùn)而生[5]。LPP燃燒室采用低油氣比的燃油和部分空氣先預(yù)混合、蒸發(fā),形成較為均勻的可燃混合物后進(jìn)入燃燒區(qū),使燃燒室主燃區(qū)局部區(qū)域能在比傳統(tǒng)燃燒室更貧油的條件下工作；降低火焰峰值溫度,從而減少NOx的排放[6]。然而，對在多旋流LPP過程形成燃油蒸汽與空氣可燃混合物這一決定高效低NOx燃燒的關(guān)鍵過程的研究卻鮮見報(bào)道。

本文利用CFD模擬燃燒室內(nèi)頭部2級(jí)旋流器的預(yù)混合預(yù)蒸發(fā)過程，著重研究第1、2級(jí)旋流器之間的流量分配比對預(yù)混預(yù)蒸發(fā)效果的影響。

2 數(shù)值模型及數(shù)值方法

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)

文獻(xiàn)[7]的試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D1所示。該模型頭部為1個(gè)CFM56發(fā)動(dòng)機(jī)第2級(jí)旋流器（如圖2所示），燃燒室簡化為1個(gè)76 mm×76 mm×200 mm的長方體。

2.2 網(wǎng)格劃分

燃燒室內(nèi)采用6面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，旋流杯內(nèi)部結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，因此采用4面網(wǎng)格劃分，總網(wǎng)格數(shù)為320000個(gè)。

2.3 數(shù)學(xué)模型與邊界條件

2.3.1 氣相湍流流動(dòng)、混合控制方程

在湍流流動(dòng)的數(shù)學(xué)模型中，湍流模型采用RNG k-ε方程。氣體流動(dòng)的通用控制方程為

混合分?jǐn)?shù)是其中1個(gè)標(biāo)量，其定義為

式中：上劃線為時(shí)均值；mf為燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)；下標(biāo)a、b為空氣流和燃料流中的值。

2.3.2 2相流控制方程

絕大多數(shù)噴霧模型采用軌跡模型。該模型將噴霧分成有代表性的n個(gè)組,每組有相同的位置、速度、溫度、直徑。用拉格朗日方法跟蹤這些離散液滴在全流場中的運(yùn)動(dòng)和輸運(yùn)；氣相守恒方程用歐拉方法描述；液滴對氣相的影響通過在氣相守恒方程中加入相應(yīng)的源項(xiàng)來考慮。控制液滴運(yùn)動(dòng)的拉格朗日方程為

在本文的噴霧模擬中,因液滴直徑很小，且根據(jù)所處環(huán)境,只考慮液滴阻力,而忽略其他作用力。

2.3.3 液霧蒸發(fā)模型

液滴蒸發(fā)過程通過求解Abramzon和Sirignano模型的液滴量和能量平衡的微分方程來模擬。考慮表面流動(dòng)導(dǎo)致熱量和質(zhì)量邊界層增厚,在模型中引入了FT和FM2個(gè)修正因數(shù)，表示熱量和史蒂芬流動(dòng)擴(kuò)散膜厚度的相應(yīng)變化。液滴的質(zhì)量蒸發(fā)率為

液滴的能量方程為

式中：L為燃油的蒸發(fā)潛熱；BT為Spalding的熱傳遞數(shù)，定義為BT=（1+ BM）φ-1

式中：Nu*為1個(gè)修正Nu，分別用Nu和FT來替換Sh和FM。

2.3.4 邊界條件

燃燒室進(jìn)口燃油流量為0.0017 kg/s，空氣總流量為0.0035 kg/s,空氣溫度為800 K，燃燒室出口為壓力出口。燃燒室壁面為恒溫，離散相在壁面采用“wall-jet”邊界。

3 計(jì)算條件與計(jì)算結(jié)果分析

基于他人的試驗(yàn)研究結(jié)果[7]，本課題在旋流器結(jié)構(gòu)和總空氣流量等其它條件不變的情況下，改變第2級(jí)旋流的空氣流量分配，研究其對LPP過程的影響和最佳空氣流量比范圍。采用的計(jì)算條件見表1。

表1 計(jì)算條件 kg/s

試驗(yàn)流場如圖3所示，計(jì)算流場如圖4所示。從圖3、4對比可見，計(jì)算流場基本形狀、回流區(qū)大小、旋流杯出口最大速度都與試驗(yàn)結(jié)果比較符合，說明本文所采用的數(shù)學(xué)模型計(jì)算條件可靠。

在第 1、2 級(jí)旋流器之間流量比為 1∶3～1∶6 時(shí)，平均混合分?jǐn)?shù)場如圖5～8所示,為1∶3～1∶6時(shí)的混合分?jǐn)?shù)脈動(dòng)場如圖9～12所示。

從圖5中可見，當(dāng)?shù)?、2級(jí)旋流器流量比為1∶3時(shí)，燃燒室內(nèi)的混合分?jǐn)?shù)場f分布很不均勻，且旋流杯內(nèi)部混合分?jǐn)?shù)值很小，說明燃油大部分是在燃燒室內(nèi)混合蒸發(fā)的。從圖9中可見，脈動(dòng)值最大處也在燃燒室內(nèi)，旋流杯內(nèi)部只有很小的脈動(dòng)值。說明這個(gè)流量比沒有達(dá)到在旋流杯內(nèi)部分預(yù)混預(yù)蒸發(fā)的目的，這是由于第1級(jí)旋流器是斜切入孔式旋流器，如果流量過大會(huì)造成軸向速度過大，回流的強(qiáng)度變小，使燃油在旋流杯內(nèi)部的停留時(shí)間過短，燃油來不及完成部分預(yù)混預(yù)蒸發(fā)就被噴入燃燒室?？梢灶A(yù)測，當(dāng)流量比大于1∶3時(shí)，軸向速度更大，從而更不能達(dá)到在旋流杯內(nèi)部的油氣部分預(yù)混預(yù)蒸發(fā)的目的。

第1、2級(jí)旋流器的流量比減小到1∶4時(shí)，由圖6～10可知，旋流杯內(nèi)部混合分?jǐn)?shù)脈動(dòng)值增大，平均混合分?jǐn)?shù)也逐漸增大，燃燒室內(nèi)平均混合分?jǐn)?shù)值比較平均。這充分說明在旋流杯內(nèi)部預(yù)混預(yù)蒸發(fā)的效果越來越好。但是當(dāng)比例減小至1∶6時(shí)（如圖8所示），在旋流杯內(nèi)文氏管處平均混合分?jǐn)?shù)值明顯過大，使旋流杯內(nèi)部發(fā)生燃燒，造成旋流杯結(jié)構(gòu)損壞。因此，流量比1：6也不可取。

數(shù)值模擬得到的各流量比的混合分?jǐn)?shù)不均勻系數(shù)的對比見表2?；旌戏?jǐn)?shù)不均勻系數(shù)定義為

S=σ/f

式中：f為燃燒室內(nèi)平均混合分?jǐn)?shù)的平均值；σ為燃燒室內(nèi)平均混合分?jǐn)?shù)的標(biāo)準(zhǔn)差。

表2 平均混合分?jǐn)?shù)不均勻系數(shù)

從表2中可見，流量分配比例越小，燃燒室內(nèi)混合分?jǐn)?shù)越均勻。這說明油氣混合程度也越均勻。由于流量比小于1∶6后旋流杯內(nèi)部燃油濃度過高，所以排除小于1∶6的流量分配比例。

綜上分析，1∶4、1∶5 是該模型比較適合的流量分配比。在該流量比下，使得燃油LPP形成的可燃混合氣能預(yù)先在多旋流器內(nèi)部部分形成，進(jìn)而在頭部均勻形成。合適而均勻的局部油氣比是達(dá)到高效均勻燃燒的重要條件。

4 結(jié)論

（1）對于多旋流擴(kuò)散燃燒室頭部，在多旋流旋流器內(nèi)部存在較為重要的燃油LPP過程。研究表明，多旋流空氣入口流量分配對LPP效果有重要影響。

（2）較小的流量分配比會(huì)使預(yù)混預(yù)蒸發(fā)過程部分發(fā)生在旋流杯內(nèi)部，進(jìn)而在燃燒室內(nèi)油氣分布比較均勻，但過小的比例會(huì)造成強(qiáng)烈的回流，旋流杯內(nèi)油霧不能進(jìn)入燃燒室，從而聚集在旋流杯內(nèi)，使旋流杯內(nèi)部局部油氣比過高，發(fā)生偏燒。

（3）較大的流量分配比會(huì)使旋流杯內(nèi)部不能完成預(yù)混預(yù)蒸發(fā)過程，從而使燃燒室內(nèi)油氣分布不均勻，不能達(dá)到高效燃燒的要求。

（4）對于本文的研究模型來說，比較合理的流量分配比為1∶4和1∶5。本文2相流流動(dòng)規(guī)律的計(jì)算結(jié)果與他人的試驗(yàn)結(jié)果相符合。

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