平直型蒸發(fā)管不同出口結(jié)構(gòu)性能數(shù)值研究

常國強(qiáng),徐 夏,陳 敏,葛源海,張小龍,李照遠(yuǎn)

(融通航空發(fā)動(dòng)機(jī)科技有限公司,江蘇 南京 210018)

0 引言

國內(nèi)小型航空發(fā)動(dòng)機(jī)或者燃?xì)廨啓C(jī)通常采用直射式噴嘴和蒸發(fā)管相結(jié)合供油方式,使用低壓油泵和噴針對(duì)蒸發(fā)管供油[1-3]。此種供油方式結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單,加工難度小,成本低。蒸發(fā)管供油方式結(jié)合了壓力霧化和氣動(dòng)霧化,經(jīng)噴嘴供入蒸發(fā)管的燃油,將在高速來流的氣動(dòng)力作用下進(jìn)一步霧化破碎,并被高溫管壁迅速加熱蒸發(fā)[4-5]。這種部分預(yù)混預(yù)蒸發(fā)的供油形式將大大提升油氣混合能力,在火焰筒頭部形成分布均勻的油霧場(chǎng),提升燃燒效率。

早期燃燒室常見的蒸發(fā)管類型有L型、T型兩種,這兩種蒸發(fā)管周向跨度較大,全環(huán)燃燒室頭部可以布置的蒸發(fā)管數(shù)量有限,火焰筒周向燃油濃度均勻性較差,容易導(dǎo)致局部富油燃燒現(xiàn)象,降低燃燒效率并產(chǎn)生積碳。為了解決蒸發(fā)管數(shù)量較少的問題,現(xiàn)階段小型燃燒室廣泛采用平直型蒸發(fā)管。該類蒸發(fā)管從火焰筒后端伸入火焰筒頭部,周向跨度小,全環(huán)燃燒室中可以布置足夠多的蒸發(fā)管,從而使燃油分布更為均勻,提升燃燒效率并緩解積碳現(xiàn)象。

隨著微型發(fā)動(dòng)機(jī)理念在國內(nèi)的迅猛發(fā)展,對(duì)具備體積小、質(zhì)量輕、燃燒密度大、成本低等特點(diǎn)的蒸發(fā)管燃燒室的研究快速展開[6-7]。國內(nèi)外研究已經(jīng)證實(shí),蒸發(fā)管直流燃燒室相比于蒸發(fā)管回流燃燒室更具優(yōu)勢(shì)[8]。作為此類燃燒室最重要的組成部分,蒸發(fā)管本身也存在多種結(jié)構(gòu)形式,其中蒸發(fā)管出口結(jié)構(gòu)主要分為收斂型出口、平直型出口和擴(kuò)張型出口三種類型。例如,荷蘭Advanced Micro Turbine公司的AMT-80發(fā)動(dòng)機(jī)蒸發(fā)管采用擴(kuò)張型出口;臺(tái)灣Kingtech公司的K-310G、國外Har公司的Turbine-240R 等航模發(fā)動(dòng)機(jī)蒸發(fā)管采用平直型出口;國內(nèi)某公司小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)蒸發(fā)管采用“L型”收斂型出口[9-11]。南京航空航天大學(xué)的閆澤華通過數(shù)值模擬的方法對(duì)蒸發(fā)管進(jìn)口段構(gòu)型的管內(nèi)流動(dòng)特性進(jìn)行了研究[12]。

本文在某型原理樣機(jī)燃燒室上采用平直型蒸發(fā)管,利用仿真計(jì)算方法研究不同蒸發(fā)管出口的流量分配、流場(chǎng)分布、溫度場(chǎng)分布及對(duì)燃燒室性能的影響。

1 物理模型及網(wǎng)格

本文設(shè)計(jì)了6種不同的平直型蒸發(fā)管方案,并在某型原理樣機(jī)燃燒室上進(jìn)行仿真對(duì)比計(jì)算。如表1所示,六種方案的蒸發(fā)管直徑、出口直徑和出口擴(kuò)張角存在差異。除蒸發(fā)管結(jié)構(gòu)以外,燃燒室其他結(jié)構(gòu),如開孔方案、火焰筒高度等,均完全相同。

表1 六種不同平直型蒸發(fā)管方案設(shè)計(jì)參數(shù)

燃燒室全環(huán)包含12個(gè)平直型蒸發(fā)管,周向均勻分布。為了減小計(jì)算量,本文截取包含兩個(gè)蒸發(fā)管的60°扇形段燃燒室進(jìn)行三維建模和數(shù)值仿真。仿真前,對(duì)不同劃分方式、不同數(shù)量的網(wǎng)格進(jìn)行了網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證。如圖1所示,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)目從46萬增加至82萬時(shí),距蒸發(fā)管出口5 mm處,Z方向取樣線上的氣流速度分布出現(xiàn)了明顯的變化;而當(dāng)網(wǎng)格數(shù)目從82萬增加至116萬時(shí),速度分布趨于穩(wěn)定,變化不再明顯?？紤]到節(jié)省計(jì)算資源的需要,認(rèn)為82萬網(wǎng)格能夠滿足網(wǎng)格獨(dú)立的要求。實(shí)際計(jì)算中根據(jù)燃燒室結(jié)構(gòu)的不同,網(wǎng)格數(shù)目處于81～85萬之間。燃燒室三維模型結(jié)構(gòu)和劃分完畢后的典型網(wǎng)格分別如圖2、圖3所示。

圖1 不同網(wǎng)格下蒸發(fā)管出口附近速度分布

圖2 燃燒室計(jì)算模型圖3 典型網(wǎng)格結(jié)構(gòu)

2 數(shù)值方法及邊界條件

本研究的數(shù)值仿真基于CFD計(jì)算平臺(tái)進(jìn)行。采用穩(wěn)態(tài)的基于壓力(Pressure Based)的SIMPLE算法求解有限差分方程,在氣液兩相各自計(jì)算后再考慮兩相間的質(zhì)量、動(dòng)量與能量源項(xiàng)并耦合求解。湍流模型采用realizable k-e模型,湍能、湍流耗散率、速度、各組分濃度等參數(shù)均使用二階迎風(fēng)格式離散,采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理近壁區(qū)域粘性流動(dòng)。

對(duì)于兩相流計(jì)算,由于燃燒室液氣體積比遠(yuǎn)小于10%,適合采用液滴稀疏相假設(shè)。計(jì)算中將空氣作為連續(xù)相,燃油液滴作為離散相,并使用顆粒隨機(jī)軌道模型簡(jiǎn)化處理燃油霧化兩相流問題。隨機(jī)軌道模型建立在離散相瞬態(tài)動(dòng)量方程的基礎(chǔ)上,直接由軌道形式的液滴瞬態(tài)方程組出發(fā),考慮流體湍動(dòng)對(duì)液滴的作用,計(jì)算液滴的軌道。描述控制方程的坐標(biāo)系統(tǒng)為Eulerian-Lagrange坐標(biāo)系,即在歐拉坐標(biāo)系下描述氣相控制方程,在拉格朗日坐標(biāo)系下描述彌散相液滴的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。Euler-Lagrange方法雖然不能完全模擬液滴相的脈動(dòng),但可以給定液滴的物理特性,以跟蹤模擬液滴特征隨時(shí)間的變化,同時(shí)獲得不同種類、直徑、溫度的液滴運(yùn)動(dòng)軌跡。在計(jì)算中,不考慮液滴間的碰撞、合并及群效應(yīng),燃燒室進(jìn)口采用質(zhì)量流量進(jìn)口條件,邊界條件按某型原理樣機(jī)壓氣機(jī)出口條件給定空氣流量、進(jìn)氣角度和進(jìn)口總溫;出口采用壓力出口條件并設(shè)定出口靜壓。流體采用理想氣體,油氣比設(shè)定0.02,液體燃料采用航空煤油C12H23,扇形段燃燒室兩側(cè)設(shè)定periodic旋轉(zhuǎn)周期性邊界條件。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

對(duì)不同平直型蒸發(fā)管出口方案的燃燒室進(jìn)行熱態(tài)數(shù)值仿真計(jì)算,得到不同方案燃燒室蒸發(fā)管截面的流場(chǎng)分布,如圖4所示。

圖4 不同蒸發(fā)管出口方案燃燒室流場(chǎng)分布

觀察圖4中的燃燒室流場(chǎng)分布可見,對(duì)比方案1和方案2,蒸發(fā)管內(nèi)流速基本一致;方案1管徑較大,蒸發(fā)管內(nèi)流量較大,火焰筒頭部形成的低速回流區(qū)尺寸較方案2略小。對(duì)比方案1和方案3,兩種方案蒸發(fā)管管徑和進(jìn)口完全一樣,僅僅出口尺寸不同;方案3蒸發(fā)管內(nèi)流速明顯高于方案1,且方案3蒸發(fā)管出口8.5°的擴(kuò)張角,將導(dǎo)致氣流與上壁面之間出現(xiàn)流動(dòng)分離現(xiàn)象,管內(nèi)氣流貼下壁面流動(dòng),使得大多數(shù)管內(nèi)油氣被卷入火焰筒內(nèi)側(cè)。對(duì)比方案2和方案4,方案4采用3.8°擴(kuò)張型出口,蒸發(fā)管內(nèi)流速和流量都高于方案2;由于方案4蒸發(fā)管出口擴(kuò)張角度較小,出口附近沒有產(chǎn)生明顯的流動(dòng)分離。對(duì)比方案3和方案5,方案5蒸發(fā)管出口擴(kuò)張角減小為5.1°,流動(dòng)分離相比方案3有所緩解。對(duì)比方案1和方案6,兩種方案蒸發(fā)管管徑和進(jìn)口完全一樣,僅僅出口尺寸不同,方案6采用收斂型出口,蒸發(fā)管內(nèi)流速較小。

六種蒸發(fā)管出口方案下,蒸發(fā)管內(nèi)流速和流量占比如表2所示,比較方案1、方案3、方案6可以看出,三種方案采用同樣尺寸的蒸發(fā)管,僅僅出口面積不同;隨著蒸發(fā)管出口面積的增加,管內(nèi)流量也逐漸提升:相比采用平直型出口的方案1,采用擴(kuò)張型出口的方案3流量占比增加了4.5%,而采用收斂型出口的方案6流量占比則減小了6.5%。比較方案2和方案6,兩者蒸發(fā)管尺寸不同,出口面積相同,蒸發(fā)管流量占比較接近;比較方案3和方案5,兩種方案的出口擴(kuò)張角度不同,流量占比幾乎相同。

表2 六種方案蒸發(fā)管內(nèi)流速和流量占比

六種蒸發(fā)管方案下,燃燒室熱態(tài)溫度分布如圖5所示。從圖中可以看出,方案1、方案2和方案6內(nèi)外圈溫度分布相近,高溫區(qū)集中在火焰筒頭部和中段,這是因?yàn)檫@三個(gè)方案蒸發(fā)管均采用平直型出口,出口附近沒有產(chǎn)生流動(dòng)分離,從而保持了較高的出口流速;相應(yīng)地,火焰筒頭部回流區(qū)強(qiáng)度較大,內(nèi)外圈燃油分布較均勻。

圖5 不同蒸發(fā)管出口方案燃燒室溫度場(chǎng)分布

方案3、方案4和方案5均采用擴(kuò)張型出口,燃燒時(shí)火焰筒內(nèi)圈溫度高于外圈,而頭部和主燃區(qū)溫度較低,高溫區(qū)滯后。這是由于擴(kuò)張型出口會(huì)導(dǎo)致更高的總壓損失,出口流速降低,火焰筒頭部回流區(qū)強(qiáng)度減弱,從而削弱了主燃區(qū)的穩(wěn)定燃燒能力;主燃區(qū)中未充分燃燒的燃油在中間區(qū)和摻混區(qū)繼續(xù)燃燒,導(dǎo)致出口溫度分布不均勻。三種擴(kuò)張型出口方案中以方案3最差,火焰筒頭部?jī)?nèi)外圈溫度都較低,內(nèi)圈高溫區(qū)從中間區(qū)延伸至燃燒室出口,溫度分布極度不均勻;這是因?yàn)榉桨?出口擴(kuò)張角最大,流動(dòng)分離最為明顯,總壓損失較大,出口流速較低,大多數(shù)燃油被卷入內(nèi)圈,燃油分布極度不均勻。相比之下,方案5出口擴(kuò)張角為5.1°,頭部火焰駐留能力強(qiáng)于方案3;而方案4出口擴(kuò)張角僅為3.8°,無明顯流動(dòng)分離,頭部火焰駐留能力最強(qiáng),燃燒較充分,溫度場(chǎng)分布接近采用平直型出口的方案2。

綜合對(duì)比燃油霧化過程、火焰形態(tài)和壁面溫度,當(dāng)采用擴(kuò)張角較小的蒸發(fā)管(方案4)時(shí),蒸發(fā)管平直段流速最快,燃油霧化混合充分,對(duì)拓寬點(diǎn)火邊界和燃燒效率有利;平直段冷氣的高速流動(dòng)也提升了壁面對(duì)流換熱系數(shù),有利于控制管壁溫度,防止壁面燒蝕;而較小的擴(kuò)張角不至于造成出口流動(dòng)分離和燃燒區(qū)滯后現(xiàn)象。因此總體而言,方案4的綜合性能在六種方案中最佳。

4 結(jié)論

本文基于某型原理樣機(jī)燃燒室,采用平直型蒸發(fā)管,通過仿真計(jì)算研究了六種不同蒸發(fā)管出口形式下的流量分配、流場(chǎng)分布及溫度場(chǎng)分布,可以得出以下幾點(diǎn)結(jié)論:

(1)平直型蒸發(fā)管流量主要取決于出口面積,而與出口構(gòu)型基本無關(guān)。在不同出口構(gòu)型之間,采用擴(kuò)張型出口可以增加蒸發(fā)管平直段內(nèi)流速,提高燃油氣動(dòng)霧化效果,使燃油蒸發(fā)率增加,同時(shí)也可以提高蒸發(fā)管內(nèi)冷氣對(duì)壁面的對(duì)流換熱強(qiáng)度,降低蒸發(fā)管壁溫度,防止壁面燒蝕;

(2)出口采用擴(kuò)張型時(shí),氣流的擴(kuò)張過程會(huì)帶來更高的總壓損失,導(dǎo)致出口流速降低,火焰筒頭部回流區(qū)強(qiáng)度減弱,穩(wěn)焰能力降低,高溫區(qū)滯后;

(3)擴(kuò)張型出口的擴(kuò)張角不宜過大,過大的擴(kuò)張角會(huì)導(dǎo)致出口產(chǎn)生流動(dòng)分離,使大多數(shù)燃油被卷入內(nèi)圈,從而導(dǎo)致火焰筒內(nèi)油氣混合不均勻,主燃區(qū)燃燒不充分,高溫區(qū)滯后。