气气快速预混喷嘴内部结构仿真研究

苏金友，宋青华，王力军，吴振宇

（沈阳航空航天大学动力与能源工程学院，沈阳 110136）

气气快速预混喷嘴内部结构仿真研究

苏金友，宋青华，王力军，吴振宇

（沈阳航空航天大学动力与能源工程学院，沈阳 110136）

应用稳态时N-S方程、R N G k-ε湍流模型以及非预混燃烧模型对几种预混喷嘴进行了仿真计算。内部结构分别为无肋片无凹槽式、肋片式、凹槽式及凹槽/肋片组合式。从总压损失和掺混效果2方面进行了比较分析，分析认为：凹槽/肋片组合结构的掺混效果相对较好。研究结果可为快速预混喷嘴试验件设计提供一定参考依据。

预混喷嘴；数值模拟；航空发动机；气气混合；混合分数

0 引言

在环保要求日渐严格的今天，低污染燃烧室成为航空发动机特别是民用发动机的主要发展方向。目前，实现降低污染排放有2类方法：一类是常规燃烧室的污染排放控制，另一类是非常规燃烧室的污染排放控制，非常规燃烧室主要有分级燃烧室、贫油预混预蒸发燃烧室、富油-淬熄-贫油燃烧室和变几何燃烧室等。预混燃烧即燃料在燃烧前与氧化剂先进行充分混合是1种公认的降低污染排放的有效方法[1-4]。

骆培成等人于2005年对液-液快速混合设备进行了研究，将液-液混合设备划分成搅拌釜混合器、射流喷射混合器、撞击混合器、静态混合器和动态混合器等几类[5]；肖翔等人于2006年对油气输送的T形管掺混器、文氏管掺混器进行了实验研究，侧重于对气体质量流量的控制[6]；Kastsuki于2008年应用自行设计的快速预混喷嘴，对快速预混燃烧和完全预混燃烧进行了比较试验研究，发现快速预混燃烧的火焰结构与完全预混燃烧的火焰结构[7]是相同的。在飞行马赫数范围内，长度短、性能高是冲压发动机的关键技术要求。由于直接喷射出的燃料需要在极短的时间内和超声速气流快速混合，预混喷嘴的结构就必须满足燃料蒸发的特定要求。目前国内尚未见预混喷嘴结构设计方面的公开文献。

本文对垂直喷射气体燃料与高速流动横向空气流的掺混进行数值模拟，为燃料-氧化剂快速预混喷嘴试验件设计提供一定依据。

1 数值仿真

燃料直接喷射进入横向气流后，由于燃料自身的动量和气流的作用，在射流逆风面及迎风面分别形成相对低压区及高压区，从而导致射流的横截面由圆形变为扁平形，并且射流向气流流动的下游方向弯曲。气动力使射流横截面形状变平的趋势最终导致形成双肾窝[8-11]。Less等人证明了漩涡的存在对射流破碎起到促进作用[12]；胡欲立等人对用来产生更多的漩涡结构、稳定火焰、增强燃烧的凹槽结构进行了研究[13]。本文以煤油气为燃料，对各种快速预混喷嘴的出口混合分数和喷嘴的总压损失进行分析比较。在研究中，几种预混喷嘴的内部顺着射流流方向设置了一定数目的肋片或凹槽，以促进煤油气与空气的混合。

1.1 预混喷嘴结构

喷嘴模型采用圆环形进气道，其外壁直径为13mm，内壁直径为6 mm。为计算方便，忽略供油路（轴心半径为1.5mm的圆形管道）；将燃料进入横向气流处设为燃料进口。为取得更好结构，分别计算了7种不同的加装肋片和凹槽的喷嘴结构模型，如图1所示。

取环形进气道的60°扇形段为计算区域，全长50mm，左侧为空气进口，燃料进口设置在距离空气进口8mm处。定义A为第1条肋片与燃料进口之间的距离和燃料喷口直径之比，A1为第2条肋片与燃料进口之间的距离和燃料喷口直径之比，A2为第3条肋片与燃料进口之间的距离和燃料喷口直径之比，B为凹槽与燃料进口间的距离和燃料喷口直径之比。计算结构参数共22个，见表1。

1.2 计算控制方程

在湍流流动的数学模型中，湍流模型采用RNG k-ε方程，在笛卡尔坐标下描述控制方程，对于稳态的时均控制方程，一般格式为[14]

混合分数是其中1个标量，定义为

表1 计算结构参数

式中：mf为燃料质量分数；上划线代表时均值；下标a、b代表空气流和燃料流中的值[14]。

各控制方程以及其控制参数见表2、3。

表2 式（1）中的独立变量和相应值

表3 湍动和混合模型常数

2 仿真结果分析

2.1 常规预混喷嘴分析

燃料质量流量随着掺混喷嘴内当量比的变化如图2所示。从图中可见，在预混喷嘴出口处，径向混合均匀性不同。保持射流孔面积不变，随着当量比的增大，燃料质量流量加大，燃料射流穿透深度递增，混合分数径向分布曲线的极值点将向环形预混喷嘴外延移动，尽管曲线并非均匀，燃料射流已经到达混合管外沿；同时，整条曲线也趋于均衡，混合分数分布在0.5两侧浮动。表明射流动量应该达到一定值，才能与横向垂直吹来的气流相互掺混，并且，一些其他因素可能使混合喷嘴内部的混合效果增强，混合管出口合气更为均匀，有利于提高喷嘴出口处的燃烧效率。

最终选择燃料进口条件：燃料射流孔面积为0.19625mm2，射流质量流量为 0.00019kg/s，对后续加肋片或凹槽的预混喷嘴结构进行混合效果的计算。

对常规预混喷嘴内燃料-氧化剂交叉射流问题进行数值仿真，采用交叉射流非预混燃烧模型计算得到纵剖面和喷嘴出口的平均混合分数分布如图3所示。

从出口混合分数的分布上看，在外延中心处f≈0.15，且分布较大区域，约占出口面积的1/4，f＝0.15区域略呈中心内凹的椭圆型，中心偏向喷嘴外边缘。在该椭圆外围即为f=0.05区域，由此可明显看出，f分布梯度大，大多燃料集中于外侧。

如果直接应用该结构的喷嘴，出口燃料分布集中，将不利于充分燃烧。在空间有限、燃料滞留混合喷嘴内时间有限的情况下，需要设法让混合喷嘴出口燃料分布平均，在出口各位置f值几乎相当，也就是需要1个出口分布均匀、更有利于燃烧充分的喷嘴结构。为此，本文对喷嘴内部掺混效果进行了尝试性结构仿真计算，通过对喷嘴内部加肋、加凹槽或加肋、凹槽结构进行了计算分析。

2.2 单肋片结构

采用堰流理论，在射流下游处设置堰流板，在流体流动过程中，跨越堰流板的同时对流体产生搅拌效果，进而增强流体流动过程中的混合。在射流下游不同位置处添加单肋片的纵剖面和出口的混合分数分布如图4所示。

与常规无肋片结构相比，加装单肋片结构后在z=0截面上f=0.15等值线明显距离出口较远，说明燃料在肋片的作用下，很快与空气混合。出口f分布均匀，其中无肋片结构出口f≤0.15，单肋片结构出口f＜0.1或f＞0.1区域缩小，显然肋片的添加促使进一步掺混。掺混增加的同时，在其他方面必定有能量损失。

由于肋片对流体的阻碍作用，在肋片的下游出现f空隙区，由堰流理论得知结构2漫溢过肋片的流体由于其垂直方向的收缩，f分布等值线呈贴近于内壁形，随着A的增加，漫溢过肋片的流体垂直方向收缩减小，水平方向渐无收缩，结构5垂直方向几乎无收缩，径直流向出口。

对比结构2～6，其中5、6结构由于距离出口较近，对出口燃料起浓缩作用，致使f梯度较大；当16＜A＜40时没有太大差异，但结构4的大部分区域f≥0.1的区域比结构2、3的小，相对较为理想。因此，本文选定结构4中肋片的位置为将要计算的双肋片结构中第1条肋片的位置。

2.3 双肋片结构

多添加1条肋片使得喷嘴内部燃料-空气掺混效果较好，分别在第1条肋片下游处不同位置添加第2条肋片的计算结果如图5所示。

本文共对5种不同2道肋结构进行了计算。单从混合分数来分析，相比于1道肋结构，添加第2道肋，并未对喷嘴出口处的掺混效果起到良性作用。鉴于文献[7]的计算结果，本文选用本节数据进行3道肋结构计算。

2.4 3肋片结构

对3肋片结构12、13计算得到的混合分数分布如图6所示。结构12几乎对掺混起到了反作用，燃料集中在流道外延，距离较近的3条肋片成了较宽的1个大平台，把流体挤压向外壁面。结构13比结构12有所好转，流体在较宽的肋片间距有了适当回旋，但相比于结构11则没有什么优势。同时，由于受工作环境和其他外在条件的限制，不能在添加多条肋片的同时增加肋片间距。

由此可见，单纯添加肋片并不能对燃料-空气掺混有所改善。在2道肋间形成1个低压回流区，让高速流动的流体有回旋余地。

2.5 凹槽结构

凹槽结构为在喷嘴内壁挖出1个梯形区域，在该区域形成低压区，流过凹槽上的流体受到下拉力作用，进一步增强掺混。3个不同位置的凹槽结构（结构14～16）的混合分数分布如图7所示。

从图7中可见，凹槽不仅使f＞0.10区域有所减小，还使其分布从横向转为纵向，这与前面提到的单肋片结构相似；当肋片向流体下游方向移动时，f＞0.10或f＞0.15区域逐渐把其圆型区域分布向横向拉伸。该结构的f＞0.10分布区域均要小于单肋片结构的，且f＜0.10区域占据出口面积比例也大于单肋片结构的。如果添加多个凹槽可能会得到更好效果，但从图7中可见，随着凹槽位置的移动，喷嘴出口f＞0.10区域几乎没有变化。基于以上计算结果，本文选择凹槽-肋混合结构再一步讨论。

2.6 凹槽-肋片结构

从以上采用内部肋片和凹槽结构的预混喷嘴来看，肋片使出口混合分数分布呈横向，而凹槽的出口混合分数分布呈纵向。为了得到预混喷嘴出口混合气的均匀性，把二者结构相耦合（如图8所示）。结构17～19为在凹槽前肋片，结构20～22为在凹槽后肋片，前者由于在射流喷出后首先被肋片挤压向喷嘴内的外侧，在流经凹槽后形成燃料核心径向上移分布；后者首先被凹槽向内壁拉伸掺混，继而又受肋片的径向上移和掺混作用形成燃料核心缩小且径向居中分布（图8喷嘴出口）。

结构17～19出口混合分数f＞0.05分布占据整个出口的70%区域，且f＞0.10区域径向偏上；结构20～22出口混合分数f＞0.05分布占据整个出口的80%区域，且多分布于喷嘴内壁区域，f＞0.10区域分布仅占据出口整个区域的3%～5%，且径向居中。后者随肋片的后移，f＞0.10区域出口分布先小后大，即说明其掺混效果先好后差。单从混合分数分布来看，结构20～22好于前面的19种结构。

3 总压损失

总压损失Ω定义为进口总压与出口总压差值和进口动压头之比，即

式中：qintake为进口动压头。

依据式（5）绘制出各结构对应的总压损失折线,如图9所示。

显然，无任何掺混措施的结构1的总压损失Ω值最小，在0.5以下；凹槽结构14～16的Ω值略大于结构1的，约为0.5；结构1～13为单肋片结构且距燃料喷口距离依次增大，双肋片结构且第2条肋片距离第1条肋片距离依次增大和3肋片结构，其Ω值基本呈增大趋势，其中内外壁各1个肋片的双肋片结构9的Ω值骤增；单凹槽结构14～16，尽管凹槽距离射流孔距离不同，但Ω值基本一致；肋片和凹槽结合的结构17～22，前3种结构随着肋片远离射流喷孔，Ω值略有增大，不过几乎在同一水平线上，而后3种结构，Ω值先有少许减小，低于前3种结构的，结构22的略有增大。

综合分析，结构7～13与结构2～6相比，并未取得更好的掺混效果，出口燃料分布梯度较大（图5、6）。仅加凹槽也如此。结构17～22喷嘴出口混合分数相对分布较好 （如图8所示），其中结构21混合分数f＞0.10区域仅占约3%～5%的中心区域，其余均f＜0.10。以提高燃料-空气掺混效果为前提，结构21总压损失Ω＜0.5，混合分数f＜0.10占据出口95%～97%区域，为本文采用的预混喷嘴的结构。由于计算误差和算例的不全面性，该结构并不一定是最佳结构。

6 结论

本文利用流体力学软件对快速混合喷嘴22种内部结构进行了数值仿真计算，用非预混燃烧模型分别计算对其混合分数分布，并进行了对比分析；同时对各结构的总压损失进行了计算，最终依据混合分数分布及总压损失，得出以下结论：

（1）添加肋片可以增强燃料-空气混合均匀度，但整个流场内的总压损失同时增大；

（2）在有限空间内，并非肋片越多对掺混越有利；

（3）肋片与燃料喷口的距离超过约40倍射流孔直径时，流场受到横向拉伸作用，同时喷嘴出口混合分数f梯度较大；

（4）凹槽对流场有纵向拉伸作用，相比于只有肋片的结构，采用肋片在前凹槽在后组合结构的喷嘴的出口混合分数分布较好；

（5）采用凹槽在前肋片在后耦合结构的预混喷嘴，其出口f＞0.10区域仅占出口区域约3%～5%，且总压损失 Ω＜1；

（6）结构21为快速混合喷嘴试验件的优选结构。

[1]赵坚行.民用发动机污染排放及低污染燃烧技术发展趋势[J].航空动力学报，2008，23（6）：986-996.

[2]刘殿春，董玉玺，尚守堂，等.航空发动机减排关键技术及应用[J].航空制造技术，2008（23）：32-37.

[3]金捷，岳明.燃气涡轮发动机低污染燃烧室的发展趋势及思考 [C]//大型飞机关键技术高层论坛暨中国航空学会2007年年会，北京：中国航空学会，2007.

[4]刘高恩，林宇震.航空燃气轮机燃烧发展趋势及某些初步考虑[C]//中国航空学会21世纪航空动力发展研讨会，北京：中国航空学会，2009.

[5]骆培成，程易，汪展文，等.液-液快速混合设备研究进展[J].化工进展，2005，24（12）：1319-1326.

[6]Kastsuki M，Chung J，Kim J，et al.Development of rapid mixing fuel nozzle for premixed combustion[J].Journal of mechanical science and technology，2009，23（3）：614-623.

[7]Hussein G A，Jasuja A K,Fletcher R S.Penetration and break-Up studies of discrete liquid jets in cross flowing airstream[R].ASME 82-GT-25.

[8]Wu P K，Kirkendall K A，Fuller R P，et al.Breakup processes of liquid jets in subsonic crossflow[R].AIAA-1996-3024.

[9]Fuller R P，Wu P K，Kirkendall K A，et al.Effects of injection angle on the breakup processes of liquid jets in subsonic crossflow[R].AIAA-1997-2966.

[10]Tambe S B，Jeng S M，Mongia H，et al.Liquid jets in subsonic crossflow[R].AIAA-2005-731.

[11]Less D M，Schetz J A.Transient behavior of liquid jets injected normal to a high velocity gas stream[R].AIAA-1979-1986-24（12）.

[12]胡欲立，刘欧子，蔡元虎，等.燃料喷射位置对凹槽火焰稳定特性的影响[J].空气动力学报，2007，25（4）：521-525.

Numerical Simulation of Internal Structure for Gas-gas Rapidly Premixed Nozzle

SU Jin-you,SONG Qing-hua,WANG Li-jun,WU Zhen-yu
（Power and Energy Engineering College,Shenyang Aerospace University,Shenyang 110136,China）

Several premixed nozzles were simulated numerically using the steady-state time-averaged Navier-Stokes equations,RNG turbulent model and non-premixed combustion model.Based on the structure of inner wall,the pre-mixed nozzles investigated fall into such categories as smooth,ribbed,grooved and rib-grooved.From the comparison and analyze between the total pressure loss and mixing effects,the good mixing effect of combined structure of rib and groove was obtained.The research results provid some reference for the design of rapidly pre-mixed experimental nozzles.

premixed nozzle;numerical simulation;aeroengine;gas-gas mixing;mixture fraction

苏金友（1983），男，硕士，研究方向为航空发动机燃烧室设计及分析。