平直型蒸發管不同出口結構性能數值研究

常國強,徐 夏,陳 敏,葛源海,張小龍,李照遠

(融通航空發動機科技有限公司,江蘇 南京 210018)

0 引言

國內小型航空發動機或者燃氣輪機通常采用直射式噴嘴和蒸發管相結合供油方式,使用低壓油泵和噴針對蒸發管供油[1-3]。此種供油方式結構簡單,加工難度小,成本低。蒸發管供油方式結合了壓力霧化和氣動霧化,經噴嘴供入蒸發管的燃油,將在高速來流的氣動力作用下進一步霧化破碎,并被高溫管壁迅速加熱蒸發[4-5]。這種部分預混預蒸發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,提升燃燒效率。

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

隨著微型發動機理念在國內的迅猛發展,對具備體積小、質量輕、燃燒密度大、成本低等特點的蒸發管燃燒室的研究快速展開[6-7]。國內外研究已經證實,蒸發管直流燃燒室相比于蒸發管回流燃燒室更具優勢[8]。作為此類燃燒室最重要的組成部分,蒸發管本身也存在多種結構形式,其中蒸發管出口結構主要分為收斂型出口、平直型出口和擴張型出口三種類型。例如,荷蘭Advanced Micro Turbine公司的AMT-80發動機蒸發管采用擴張型出口;臺灣Kingtech公司的K-310G、國外Har公司的Turbine-240R 等航模發動機蒸發管采用平直型出口;國內某公司小型渦噴發動機蒸發管采用“L型”收斂型出口[9-11]。南京航空航天大學的閆澤華通過數值模擬的方法對蒸發管進口段構型的管內流動特性進行了研究[12]。

本文在某型原理樣機燃燒室上采用平直型蒸發管,利用仿真計算方法研究不同蒸發管出口的流量分配、流場分布、溫度場分布及對燃燒室性能的影響。

1 物理模型及網格

本文設計了6種不同的平直型蒸發管方案,并在某型原理樣機燃燒室上進行仿真對比計算。如表1所示,六種方案的蒸發管直徑、出口直徑和出口擴張角存在差異。除蒸發管結構以外,燃燒室其他結構,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管方案設計參數

燃燒室全環包含12個平直型蒸發管,周向均勻分布。為了減小計算量,本文截取包含兩個蒸發管的60°扇形段燃燒室進行三維建模和數值仿真。仿真前,對不同劃分方式、不同數量的網格進行了網格獨立性驗證。如圖1所示,當網格數目從46萬增加至82萬時,距蒸發管出口5 mm處,Z方向取樣線上的氣流速度分布出現了明顯的變化;而當網格數目從82萬增加至116萬時,速度分布趨于穩定,變化不再明顯?？紤]到節省計算資源的需要,認為82萬網格能夠滿足網格獨立的要求。實際計算中根據燃燒室結構的不同,網格數目處于81～85萬之間。燃燒室三維模型結構和劃分完畢后的典型網格分別如圖2、圖3所示。

圖1 不同網格下蒸發管出口附近速度分布

圖2 燃燒室計算模型圖3 典型網格結構

2 數值方法及邊界條件

本研究的數值仿真基于CFD計算平臺進行。采用穩態的基于壓力(Pressure Based)的SIMPLE算法求解有限差分方程,在氣液兩相各自計算后再考慮兩相間的質量、動量與能量源項并耦合求解。湍流模型采用realizable k-e模型,湍能、湍流耗散率、速度、各組分濃度等參數均使用二階迎風格式離散,采用標準壁面函數處理近壁區域粘性流動。

對于兩相流計算,由于燃燒室液氣體積比遠小于10%,適合采用液滴稀疏相假設。計算中將空氣作為連續相,燃油液滴作為離散相,并使用顆粒隨機軌道模型簡化處理燃油霧化兩相流問題。隨機軌道模型建立在離散相瞬態動量方程的基礎上,直接由軌道形式的液滴瞬態方程組出發,考慮流體湍動對液滴的作用,計算液滴的軌道。描述控制方程的坐標系統為Eulerian-Lagrange坐標系,即在歐拉坐標系下描述氣相控制方程,在拉格朗日坐標系下描述彌散相液滴的運動規律。Euler-Lagrange方法雖然不能完全模擬液滴相的脈動,但可以給定液滴的物理特性,以跟蹤模擬液滴特征隨時間的變化,同時獲得不同種類、直徑、溫度的液滴運動軌跡。在計算中,不考慮液滴間的碰撞、合并及群效應,燃燒室進口采用質量流量進口條件,邊界條件按某型原理樣機壓氣機出口條件給定空氣流量、進氣角度和進口總溫;出口采用壓力出口條件并設定出口靜壓。流體采用理想氣體,油氣比設定0.02,液體燃料采用航空煤油C12H23,扇形段燃燒室兩側設定periodic旋轉周期性邊界條件。

3 計算結果與分析

對不同平直型蒸發管出口方案的燃燒室進行熱態數值仿真計算,得到不同方案燃燒室蒸發管截面的流場分布,如圖4所示。

圖4 不同蒸發管出口方案燃燒室流場分布

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

六種蒸發管出口方案下,蒸發管內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管,僅僅出口面積不同;隨著蒸發管出口面積的增加,管內流量也逐漸提升:相比采用平直型出口的方案1,采用擴張型出口的方案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6,兩者蒸發管尺寸不同,出口面積相同,蒸發管流量占比較接近;比較方案3和方案5,兩種方案的出口擴張角度不同,流量占比幾乎相同。

表2 六種方案蒸發管內流速和流量占比

六種蒸發管方案下,燃燒室熱態溫度分布如圖5所示。從圖中可以看出,方案1、方案2和方案6內外圈溫度分布相近,高溫區集中在火焰筒頭部和中段,這是因為這三個方案蒸發管均采用平直型出口,出口附近沒有產生流動分離,從而保持了較高的出口流速;相應地,火焰筒頭部回流區強度較大,內外圈燃油分布較均勻。

圖5 不同蒸發管出口方案燃燒室溫度場分布

方案3、方案4和方案5均采用擴張型出口,燃燒時火焰筒內圈溫度高于外圈,而頭部和主燃區溫度較低,高溫區滯后。這是由于擴張型出口會導致更高的總壓損失,出口流速降低,火焰筒頭部回流區強度減弱,從而削弱了主燃區的穩定燃燒能力;主燃區中未充分燃燒的燃油在中間區和摻混區繼續燃燒,導致出口溫度分布不均勻。三種擴張型出口方案中以方案3最差,火焰筒頭部內外圈溫度都較低,內圈高溫區從中間區延伸至燃燒室出口,溫度分布極度不均勻;這是因為方案3出口擴張角最大,流動分離最為明顯,總壓損失較大,出口流速較低,大多數燃油被卷入內圈,燃油分布極度不均勻。相比之下,方案5出口擴張角為5.1°,頭部火焰駐留能力強于方案3;而方案4出口擴張角僅為3.8°,無明顯流動分離,頭部火焰駐留能力最強,燃燒較充分,溫度場分布接近采用平直型出口的方案2。

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

4 結論

本文基于某型原理樣機燃燒室,采用平直型蒸發管,通過仿真計算研究了六種不同蒸發管出口形式下的流量分配、流場分布及溫度場分布,可以得出以下幾點結論:

(1)平直型蒸發管流量主要取決于出口面積,而與出口構型基本無關。在不同出口構型之間,采用擴張型出口可以增加蒸發管平直段內流速,提高燃油氣動霧化效果,使燃油蒸發率增加,同時也可以提高蒸發管內冷氣對壁面的對流換熱強度,降低蒸發管壁溫度,防止壁面燒蝕;

(2)出口采用擴張型時,氣流的擴張過程會帶來更高的總壓損失,導致出口流速降低,火焰筒頭部回流區強度減弱,穩焰能力降低,高溫區滯后;

(3)擴張型出口的擴張角不宜過大,過大的擴張角會導致出口產生流動分離,使大多數燃油被卷入內圈,從而導致火焰筒內油氣混合不均勻,主燃區燃燒不充分,高溫區滯后。