燃烧室贫油多旋流预混合预蒸发特性数值研究

周君辉，王力军

（沈阳航空航天大学动力与能源工程学院，沈阳 110136）

1 引言

当前，航空燃气轮机正向高温升、大功率、高推重比方向发展，对燃油雾化、高效燃烧、减少排气发散的要求也随之提高。Hayashi等人研究[1，3]发现,雾化恶化、蒸发不完全和油气混合不均匀性对NOx的排放影响显著；采用反旋的第2级轴向涡流器可抑制预混管出口回流区或者中心低速区的形成，从而避免回火的产生。林宇震提出了分级/贫油预混预蒸发低污染燃烧方案，考虑采用分级燃烧与LPP相结合的方法，降低污染物排放[4]。同时新型结构燃烧室贫油预混预蒸发(LPP)方案也应运而生[5]。LPP燃烧室采用低油气比的燃油和部分空气先预混合、蒸发,形成较为均匀的可燃混合物后进入燃烧区,使燃烧室主燃区局部区域能在比传统燃烧室更贫油的条件下工作；降低火焰峰值温度,从而减少NOx的排放[6]。然而，对在多旋流LPP过程形成燃油蒸汽与空气可燃混合物这一决定高效低NOx燃烧的关键过程的研究却鲜见报道。

本文利用CFD模拟燃烧室内头部2级旋流器的预混合预蒸发过程，着重研究第1、2级旋流器之间的流量分配比对预混预蒸发效果的影响。

2 数值模型及数值方法

2.1 试验模型结构

文献[7]的试验模型如图1所示。该模型头部为1个CFM56发动机第2级旋流器（如图2所示），燃烧室简化为1个76 mm×76 mm×200 mm的长方体。

2.2 网格划分

燃烧室内采用6面体结构网格划分，旋流杯内部结构比较复杂，因此采用4面网格划分，总网格数为320000个。

2.3 数学模型与边界条件

2.3.1 气相湍流流动、混合控制方程

在湍流流动的数学模型中，湍流模型采用RNG k-ε方程。气体流动的通用控制方程为

混合分数是其中1个标量，其定义为

式中：上划线为时均值；mf为燃料质量分数；下标a、b为空气流和燃料流中的值。

2.3.2 2相流控制方程

绝大多数喷雾模型采用轨迹模型。该模型将喷雾分成有代表性的n个组,每组有相同的位置、速度、温度、直径。用拉格朗日方法跟踪这些离散液滴在全流场中的运动和输运；气相守恒方程用欧拉方法描述；液滴对气相的影响通过在气相守恒方程中加入相应的源项来考虑。控制液滴运动的拉格朗日方程为

在本文的喷雾模拟中,因液滴直径很小，且根据所处环境,只考虑液滴阻力,而忽略其他作用力。

2.3.3 液雾蒸发模型

液滴蒸发过程通过求解Abramzon和Sirignano模型的液滴量和能量平衡的微分方程来模拟。考虑表面流动导致热量和质量边界层增厚,在模型中引入了FT和FM2个修正因数，表示热量和史蒂芬流动扩散膜厚度的相应变化。液滴的质量蒸发率为

液滴的能量方程为

式中：L为燃油的蒸发潜热；BT为Spalding的热传递数，定义为BT=（1+ BM）φ-1

式中：Nu*为1个修正Nu，分别用Nu和FT来替换Sh和FM。

2.3.4 边界条件

燃烧室进口燃油流量为0.0017 kg/s，空气总流量为0.0035 kg/s,空气温度为800 K，燃烧室出口为压力出口。燃烧室壁面为恒温，离散相在壁面采用“wall-jet”边界。

3 计算条件与计算结果分析

基于他人的试验研究结果[7]，本课题在旋流器结构和总空气流量等其它条件不变的情况下，改变第2级旋流的空气流量分配，研究其对LPP过程的影响和最佳空气流量比范围。采用的计算条件见表1。

表1 计算条件 kg/s

试验流场如图3所示，计算流场如图4所示。从图3、4对比可见，计算流场基本形状、回流区大小、旋流杯出口最大速度都与试验结果比较符合，说明本文所采用的数学模型计算条件可靠。

在第 1、2 级旋流器之间流量比为 1∶3～1∶6 时，平均混合分数场如图5～8所示,为1∶3～1∶6时的混合分数脉动场如图9～12所示。

从图5中可见，当第1、2级旋流器流量比为1∶3时，燃烧室内的混合分数场f分布很不均匀，且旋流杯内部混合分数值很小，说明燃油大部分是在燃烧室内混合蒸发的。从图9中可见，脉动值最大处也在燃烧室内，旋流杯内部只有很小的脉动值。说明这个流量比没有达到在旋流杯内部分预混预蒸发的目的，这是由于第1级旋流器是斜切入孔式旋流器，如果流量过大会造成轴向速度过大，回流的强度变小，使燃油在旋流杯内部的停留时间过短，燃油来不及完成部分预混预蒸发就被喷入燃烧室。可以预测，当流量比大于1∶3时，轴向速度更大，从而更不能达到在旋流杯内部的油气部分预混预蒸发的目的。

第1、2级旋流器的流量比减小到1∶4时，由图6～10可知，旋流杯内部混合分数脉动值增大，平均混合分数也逐渐增大，燃烧室内平均混合分数值比较平均。这充分说明在旋流杯内部预混预蒸发的效果越来越好。但是当比例减小至1∶6时（如图8所示），在旋流杯内文氏管处平均混合分数值明显过大，使旋流杯内部发生燃烧，造成旋流杯结构损坏。因此，流量比1：6也不可取。

数值模拟得到的各流量比的混合分数不均匀系数的对比见表2。混合分数不均匀系数定义为

S=σ/f

式中：f为燃烧室内平均混合分数的平均值；σ为燃烧室内平均混合分数的标准差。

表2 平均混合分数不均匀系数

从表2中可见，流量分配比例越小，燃烧室内混合分数越均匀。这说明油气混合程度也越均匀。由于流量比小于1∶6后旋流杯内部燃油浓度过高，所以排除小于1∶6的流量分配比例。

综上分析，1∶4、1∶5 是该模型比较适合的流量分配比。在该流量比下，使得燃油LPP形成的可燃混合气能预先在多旋流器内部部分形成，进而在头部均匀形成。合适而均匀的局部油气比是达到高效均匀燃烧的重要条件。

4 结论

（1）对于多旋流扩散燃烧室头部，在多旋流旋流器内部存在较为重要的燃油LPP过程。研究表明，多旋流空气入口流量分配对LPP效果有重要影响。

（2）较小的流量分配比会使预混预蒸发过程部分发生在旋流杯内部，进而在燃烧室内油气分布比较均匀，但过小的比例会造成强烈的回流，旋流杯内油雾不能进入燃烧室，从而聚集在旋流杯内，使旋流杯内部局部油气比过高，发生偏烧。

（3）较大的流量分配比会使旋流杯内部不能完成预混预蒸发过程，从而使燃烧室内油气分布不均匀，不能达到高效燃烧的要求。

（4）对于本文的研究模型来说，比较合理的流量分配比为1∶4和1∶5。本文2相流流动规律的计算结果与他人的试验结果相符合。

[1]钟华贵，朱涛.旋流预混预蒸发装置蒸发和排放特性[J].航空动力学报,2008,23（7）：1174-1181.

[2]梁春华.燃气涡轮发动机干低排放燃烧室的研制及发展[J].航空发动机,2001（4）.

[3]彭云晖,林宇震,许全宏,等.双旋流空气雾化喷嘴喷雾、流动和燃烧性能[J].航空学报，2008,29（1）：1-14.

[4]Hayashi S,Yoshida S,Shimodaira K,et al.Development of an LPP Burner for the Next-generation SST Engine Combustor in ESPR Program[R].ISABE-2005-1145.

[5]Hayashi S,Yamada H.NOxEmissions and Autoignition in a Lean Premixed Prevaporized Tubular Combustor atInletAir Temperatures up to1050 K[R].ISABE-2001-1044.

[6]Hayashi S,Yoshida S,Shimodaira K,et al.Development of an LPP Burner for the Next-generation SST Engine Combustor in ESPR Program[R].ISABE-2005-1145.

[7]林宇震，彭云晖，刘高恩.分级/预混合预蒸发贫油燃烧低污染方案NOx排放初步研究[J].航空动力学报,2003(4)：492-497.

[8]AhmedM, Kady E L.Experimental Investigation ofAerodynamics,Combustion and Emissions Characteristics within the Primary Zone of a Gas turbine combustor [D].Cincinnati university of cincinnati,2005.

[9]Dodds W J,Ekstedt E E.Evaluation of Fuel Preparation Systems forLean Premixing Prevaporizing Combustors[R].ASME 85-GT-137.

[10]Liedt ke O,SchulzA,WittigS.Design Studyofa Lean premixed Prevaporized Counter Flow Combustor for a Micro Gas Turbine[R].ASME 2002-GT-30074.

[11]徐榕,程明.斜切径向旋流器环形燃烧室数值模拟[J].航空发动机,2010（2）：47-50.