微型燃燒室蒸發(fā)管燃油霧化和蒸發(fā)特性數(shù)值研究

張 群 ，寇 睿 ，黎超超 ，陳 溯 ，王 榮 ，楊省喆

（1.西北工業(yè)大學(xué)動力與能源學(xué)院，西安710072；2.中國航發(fā)湖南動力機(jī)械研究所，湖南株洲412002；3.四川航天技術(shù)研究院四川達(dá)宇特種車輛制造廠，成都610100）

0 引言

自20世紀(jì)80年代微型發(fā)動機(jī)概念出現(xiàn)以來，微型發(fā)動機(jī)及其相關(guān)技術(shù)的研究取得了較大進(jìn)步，微型發(fā)動機(jī)憑借其特有的優(yōu)點受到各國的關(guān)注，具有很大的發(fā)展?jié)摿Α＝鼛啄?，微型動力系統(tǒng)已成為國內(nèi)外研究熱點，其中微型渦輪發(fā)動機(jī)是最有前途的動力之一，具有體積小、質(zhì)量輕、密度大等優(yōu)點[1-2]。新一代微型發(fā)動機(jī)采用的燃燒室主要有直流環(huán)形燃燒室和回流環(huán)形燃燒室。根椐目前國外研究動向及對直流與回流環(huán)形燃燒室的對比分析可知，高性能微型發(fā)動機(jī)采用直流環(huán)形燃燒室是目前的發(fā)展方向[3]。這種微型直流燃燒室受到空間布局的限制，在燃油霧化和蒸發(fā)方面，一般采用結(jié)構(gòu)簡單、供油壓力低的蒸發(fā)管供油[4-5]。蒸發(fā)管是蒸發(fā)管式微型燃燒室的重要部件，與燃油霧化效果的好壞和燃燒室的性能息息相關(guān)[6-9]。微型燃燒室采用的燃料為液態(tài)航空煤油，燃油通過噴嘴及蒸發(fā)管進(jìn)行破碎霧化，油霧進(jìn)入燃燒室頭部完成燃燒[10-12]。如果霧化技術(shù)不良，燃燒室內(nèi)的液滴直徑過大，將會出現(xiàn)油滴碰壁、火焰后移，以及出口溫度分布不均等問題[13]。此外，液霧的最小點火能量與液滴直徑成4.5次方的關(guān)系，液霧直徑越大，所需要的最小點火能量也越大[14]。液霧群粒子尺寸不僅影響發(fā)動機(jī)性能，且影響發(fā)動機(jī)工作可靠性，特別是對熱端部件的壽命有重要影響[15]。

為滿足先進(jìn)微型燃燒室燃燒組織的需求，本文對蒸發(fā)管及來流特征參數(shù)與燃油霧化的關(guān)系進(jìn)行了進(jìn)一步的研究，得到了影響燃油霧化和蒸發(fā)的主要因素，為改善蒸發(fā)管內(nèi)燃油霧化和蒸發(fā)效果提供技術(shù)支持。

1 物理模型與計算方法

1.1 物理模型與網(wǎng)格劃分

參照已有的相關(guān)模型數(shù)據(jù)，提取單個蒸發(fā)管結(jié)構(gòu)并對其細(xì)節(jié)進(jìn)行適當(dāng)修改和優(yōu)化，得到數(shù)值模擬所需的蒸發(fā)管幾何模型。采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值模擬計算。在進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分時，對幾何結(jié)構(gòu)變化比較劇烈的部位和噴嘴出口處進(jìn)行局部加密處理，對蒸發(fā)管壁面附面層也進(jìn)行加密處理，并進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，經(jīng)過不斷調(diào)試后發(fā)現(xiàn)，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為250萬左右時計算網(wǎng)格數(shù)較少，且計算結(jié)果可靠。

1.2 數(shù)值計算方法

蒸發(fā)管的流場計算采用基于壓力的隱式分離求解器，湍流模型選取Standard k-ε雙方程模型，噴嘴霧化模型采用DPM模型，二次破碎模型選取Wave模型，碰撞模型選取Stochastic Col-lision模型，單個液滴的內(nèi)部溫度分布采用零模型。壓力速度耦合方式采用SIMPLE算法，壓力方程離散采用標(biāo)準(zhǔn)格式，其他方程離散采用2階迎風(fēng)格式。壁面采用無滑移邊界條件，近壁面處理采用標(biāo)準(zhǔn)的壁面函數(shù)，碰壁液滴的處理采用壁面液膜模型（Wall-Film），此時不考慮外界環(huán)境對蒸發(fā)管內(nèi)部燃油霧化和蒸發(fā)的影響，采用絕熱壁面邊界條件。

2 邊界條件與研究方案

2.1 邊界條件

空氣進(jìn)口采用質(zhì)量流量進(jìn)口，質(zhì)量流量為6.72g/s，當(dāng)蒸發(fā)管直徑與來流溫度發(fā)生變化時，進(jìn)口質(zhì)量流量保持不變，進(jìn)口溫度給定為465 K。模型計算區(qū)域中包含1個燃油噴嘴，其燃油質(zhì)量流量為1.33 g/s，液滴的初始溫度為300 K，蒸發(fā)管壁面溫度設(shè)為800 K，出口采用自由流出口，為了更清楚地模擬燃油液滴的霧化和蒸發(fā)過程，采用平口壓力霧化噴嘴，噴嘴相關(guān)參數(shù)設(shè)定由實際幾何模型確定。

2.2 研究方案

基準(zhǔn)型蒸發(fā)管直徑為8 mm，來流溫度為465 K，燃油噴射方向為0°（與蒸發(fā)管平行）。本文研究的主要因素包括燃油噴射方向、蒸發(fā)管直徑和來流空氣溫度，以基準(zhǔn)型蒸發(fā)管進(jìn)行單一變量變化，具體研究方案見表 1～3。

表1 燃油噴射方向變化方案

表2 蒸發(fā)管直徑變化方案

表3 來流空氣溫度變化方案

3 結(jié)果分析

3.1 特征截面選取

在探討蒸發(fā)管及來流特征參數(shù)對蒸發(fā)管內(nèi)燃油霧化蒸發(fā)性能參數(shù)的影響時，分別選取距離噴嘴出口 x=9、18、27、36、45、54、63 mm處的截面，各截面的具體位置如圖1所示，噴嘴出口位置在x=0處。

圖1 各截面與蒸發(fā)管相對位置

文中分析的參量包括燃油液滴的索太爾平均直徑（DSM）和燃油蒸發(fā)率。對于液滴DSM的計算，可以直接從數(shù)值模擬軟件中導(dǎo)出每個截面的液滴直徑，從而得到每個截面處的DSM；對于燃油蒸發(fā)率的計算，可以從數(shù)值模擬軟件中統(tǒng)計出每個截面處蒸發(fā)的燃油量，蒸發(fā)率等于蒸發(fā)燃油量與燃油總量的比值，從而計算出每個截面處燃油的蒸發(fā)率。

3.2 燃油噴射方向?qū)F化蒸發(fā)的影響

燃油噴射方向是噴嘴的1個重要參數(shù)，故研究了方案1.1、1.2、1.3、1.4的4種不同燃油噴射角度對燃油霧化蒸發(fā)的影響，燃油噴射角度α如圖2所示。

圖2 燃油噴射角度α

燃油液滴在蒸發(fā)管內(nèi)的粒徑分布如圖3所示。從圖中可見，當(dāng)燃油噴射方向變化時，蒸發(fā)管內(nèi)燃油液滴的粒徑分布有很大差異。此外還可見，當(dāng)燃油噴射角度較小時（如方案1.2），燃油液滴碰壁后發(fā)生平鋪、黏附現(xiàn)象較少；當(dāng)燃油噴射角度較大時（如方案1.3），燃油液滴碰壁后，大量液滴發(fā)生平鋪、黏附現(xiàn)象，使燃油液滴集中在蒸發(fā)管的一側(cè)，嚴(yán)重影響燃油液滴的霧化和蒸發(fā)，使得燃油液滴的粒徑普遍較大。此外，少部分液滴反彈至蒸發(fā)管中心區(qū)域，霧化較好，所以大粒徑液滴和小粒徑液滴均存在于蒸發(fā)管內(nèi)；當(dāng)逆向噴射燃油液滴時（如方案1.4），部分燃油液滴會流至蒸發(fā)管進(jìn)口處而增大液滴與來流氣流摻混霧化的距離，燃油液滴在蒸發(fā)管內(nèi)分布比較均勻，在噴嘴出口處氣態(tài)和液態(tài)油滴間的相對速度較大，都有利于燃油霧化，因此燃油逆噴的霧化效果較好。

圖3 蒸發(fā)管內(nèi)燃油液滴粒徑分布

蒸發(fā)管內(nèi)各特征截面燃油液滴的DSM曲線如圖4所示。從圖中可見，當(dāng)燃油噴射方向變化時，蒸發(fā)管中燃油液滴的DSM隨蒸發(fā)管軸向距離的變化規(guī)律有較大區(qū)別。方案1.1和1.2的變化趨勢基本一致；對于方案1.3，由于燃油噴射角度較大，燃油直接噴射至蒸發(fā)管壁面，液滴將會出現(xiàn)平鋪、黏附、反彈等情況，導(dǎo)致大量液滴在蒸發(fā)管壁面附近聚集，因而液滴粒徑普遍較大，霧化力度較小。

圖4 燃油液滴D SM沿軸向的變化

對于方案1.4，采用逆噴方案時，燃油液滴從噴嘴噴出時與來流空氣的相對速度最大，燃油液滴與來流空氣充分接觸，氣流對液滴的剪切作用較強(qiáng)，所以當(dāng)燃油液滴到達(dá)第1個統(tǒng)計截面x=9 mm處時，燃油液滴在前端區(qū)域已經(jīng)充分霧化，燃油液滴粒徑初始值便已經(jīng)較小。整體上，當(dāng)燃油液滴噴射角度較小時，適當(dāng)?shù)膰娚浣嵌葘φ舭l(fā)管出口的DSM有利；當(dāng)燃油液滴噴射角度較大、接近90°時，由于燃油液滴過早碰壁，使液滴聚集在蒸發(fā)管壁面處，導(dǎo)致出口粒徑較大，逆向噴射效果最好，使得出口的DSM保持在較低水平。

蒸發(fā)管內(nèi)各特征截面燃油液滴的蒸發(fā)率隨著蒸發(fā)管軸向距離的增加而提高的曲線如圖5所示。從圖中可見，燃油液滴的噴射角度越大，其在蒸發(fā)管內(nèi)的蒸發(fā)率越高，分析認(rèn)為，隨著噴射角度的增大，有越來越多的液滴聚集在蒸發(fā)管壁面處，而蒸發(fā)管的溫度比燃油液滴及來流空氣的溫度高很多，燃油液滴更容易吸熱；方案1.4的蒸發(fā)率較高則是因為燃油液滴在蒸發(fā)管內(nèi)分布更為分散，燃油液滴的粒徑較小，逆噴時燃油液滴有更長的時間來吸收熱量所致。

圖5 燃油液滴蒸發(fā)率沿軸向變化

3.3 蒸發(fā)管直徑對燃油霧化和蒸發(fā)的影響

研究了7種蒸發(fā)管直徑d對燃油霧化蒸發(fā)的影響（即方案2.1～2.7），蒸發(fā)管直徑d如圖6所示。當(dāng)d改變時，蒸發(fā)管進(jìn)口段和出口段的直徑也隨之增大或縮小等量數(shù)值。

蒸發(fā)管內(nèi)各特征截面燃油液滴的DSM隨蒸發(fā)管軸向距離的變化曲線如圖7所示。當(dāng)蒸發(fā)管的直徑變化時，蒸發(fā)管中燃油液滴的DSM隨蒸發(fā)管軸向距離的變化規(guī)律有很大不同，其中方案2.1、2.2在27mm前的距離上霧化很好，而在27mm后的距離上DSM變化不大，分析認(rèn)為蒸發(fā)管直徑較小時來流的速度較高，氣液的相對速度差較大，使得霧化效果較好，而后由于相對速度變低、液滴粒徑變小，使得We變小，當(dāng)We<12時便不再破碎，因此方案2.1、2.2后面一段距離上液滴粒徑變化較小。

圖6 蒸發(fā)管直徑d

圖7 燃油液滴D SM沿軸向的變化

蒸發(fā)管內(nèi)各特征截面燃油液滴的蒸發(fā)率隨著蒸發(fā)管軸向距離的增加而提高的曲線如圖8所示。當(dāng)蒸發(fā)管直徑d變化時，蒸發(fā)管出口截面燃油液滴的蒸發(fā)率變化范圍較大，大致為0～30%，隨著蒸發(fā)管直徑的減小，其蒸發(fā)率有較大增幅，說明蒸發(fā)管直徑是影響蒸發(fā)管蒸發(fā)率的重要因素。分析認(rèn)為，蒸發(fā)管直徑的減小使得蒸發(fā)管內(nèi)來流空氣的速度變大，而來流空氣的溫度高于燃油液滴的溫度，使得液滴能吸收更多的熱量；同時隨著蒸發(fā)管直徑的減小，燃油的霧化效果有很大改善，使得燃油液滴的平均粒徑變小。在二者的綜合作用下，燃油液滴的蒸發(fā)率隨著蒸發(fā)管直徑的減小而提高。

圖8 燃油液滴蒸發(fā)率沿軸向的變化

3.4 空氣溫度對燃油霧化和蒸發(fā)的影響

燃油液滴在蒸發(fā)管內(nèi)的溫度分布如圖9所示。從圖中可見，當(dāng)來流空氣溫度變化時，蒸發(fā)管內(nèi)燃油液滴的溫度分布有較大差異，方案3.1由于燃油液滴的初始溫度等于來流溫度，所以隨著蒸發(fā)管軸向距離的增加，燃油液滴的溫度基本不變；結(jié)合圖例，從圖9中方案3.1～3.5的燃油液滴溫度分布可見，隨著來流溫度的升高，蒸發(fā)管內(nèi)高溫油滴所占的比例不斷變大，在蒸發(fā)管出口處燃油液滴的溫度也在不斷升高，來流對燃油液滴的加熱作用逐漸明顯。此外，由于燃油液滴的溫度和其蒸發(fā)率是正相關(guān)的，燃油液滴的表面張力和其溫度是負(fù)相關(guān)的，由此促進(jìn)了燃油液滴的蒸發(fā)和霧化。

圖9 蒸發(fā)管內(nèi)燃油液滴溫度分布

溫度對燃油液滴的霧化蒸發(fā)有比較重要的影響，因此有必要研究不同來流溫度下燃油的霧化和蒸發(fā)效果。分5種情況來研究不同的來流空氣溫度對燃油霧化和蒸發(fā)的影響，其中基準(zhǔn)型的來流溫度為465 K。來流空氣溫度變化時，蒸發(fā)管內(nèi)各特征截面燃油液滴的DSM隨蒸發(fā)管軸向距離的增加而減小的曲線如圖10所示。蒸發(fā)管內(nèi)各特征截面燃油液滴的蒸發(fā)率隨著蒸發(fā)管軸向距離的增加而提高的曲線如圖11所示。從圖中可見，當(dāng)來流空氣溫度變化時，蒸發(fā)管各截面燃油液滴的DSM有較大變化，出口DSM的變化趨勢很明顯是隨著來流空氣溫度的升高而不斷減小，霧化效果不斷改善。對于該組算例而言，在進(jìn)口質(zhì)量流量不變的情況下，燃油溫度的升高會在一定程度上影響到來流空氣的速度，而燃油液滴的速度變化一般不太大，氣液的相對速度增加使得液滴所受的氣動力變大，液滴更容易破碎。

圖10 燃油液滴D SM沿軸向的變化

圖11 燃油液滴蒸發(fā)率沿軸向的變化

4 結(jié)論

本文通過計算基準(zhǔn)型蒸發(fā)管的流場與霧化和蒸發(fā)參數(shù)，分析了蒸發(fā)管內(nèi)的燃油霧化和蒸發(fā)過程，總結(jié)了多種參數(shù)對單個蒸發(fā)管內(nèi)燃油霧化和蒸發(fā)效果的影響，得到如下結(jié)論：

（1）當(dāng)燃油液滴噴射角度較小時，適當(dāng)?shù)膰娚浣嵌葘F化蒸發(fā)有利；當(dāng)燃油液滴噴射角度較大時，由于燃油液滴過早碰壁，液滴聚集在蒸發(fā)管壁面，導(dǎo)致燃油液滴出口粒徑較大，但其蒸發(fā)效果有所改善。相較而言，逆向噴射時燃油的霧化和蒸發(fā)效果最好，出口的液滴索太爾平均直徑最低，接近50μm，燃油液滴的蒸發(fā)率最高。

（2）蒸發(fā)管直徑的改變會引起來流速度的變化，進(jìn)而對燃油液滴的霧化和蒸發(fā)產(chǎn)生較大影響，蒸發(fā)管直徑較小時來流的速度較高，氣液的相對速度差較大，霧化效果較好，而后由于氣液的相對速度變低，液滴粒徑變小，使得We變小，當(dāng)We<12時，液滴基本不再破碎。

（3）來流空氣溫度會對燃油液滴的霧化蒸發(fā)產(chǎn)生一定影響。來流空氣溫度越高，霧化和蒸發(fā)效果越好。