范珍涔，程　波，曹宗華，陳振輝

（中國(guó)燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500）

反應(yīng)機(jī)理對(duì)燃燒室出口溫度分布仿真結(jié)果的影響

范珍涔，程波，曹宗華，陳振輝

（中國(guó)燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500）

為考察不同反應(yīng)機(jī)理對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室出口溫度分布數(shù)值模擬的影響，基于小火焰模型，采用6種不同的航空煤油化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的三維兩相燃燒流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬。比較了各機(jī)理所預(yù)測(cè)的出口溫度場(chǎng)和燃燒效率結(jié)果的異同，并結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，考察了各機(jī)理模擬燃燒室出口溫度分布及效率的準(zhǔn)確性。結(jié)果表明：23步反應(yīng)機(jī)理和30步反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)的出口溫度分布及燃燒效率有較高的可信度，單步、2步、11步反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)結(jié)果則與試驗(yàn)結(jié)果相差較大；H-O反應(yīng)在反應(yīng)機(jī)理中的作用非常關(guān)鍵，只考慮NO而不考慮其他NOx生成對(duì)模擬結(jié)果影響很小。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)；燃燒室；出口溫度分布；小火焰模型；航空煤油；化學(xué)反應(yīng)機(jī)理；數(shù)值模擬

1　引言

航空煤油由成百上千種碳?xì)浠衔飿?gòu)成，其裂解產(chǎn)物及氧化過(guò)程非常復(fù)雜。就目前的計(jì)算能力，很難采用詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理對(duì)其燃燒過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，現(xiàn)有的解決辦法是構(gòu)造煤油替代燃料模型及對(duì)其反應(yīng)機(jī)理進(jìn)行簡(jiǎn)化［1］。

國(guó)內(nèi)外就此開(kāi)展了大量的研究工作。對(duì)于煤油替代物的選擇，最簡(jiǎn)單的方法是采用一種組分，根據(jù)不同的航空煤油類型歸納出不同的平均分子式，如C12H23、C11H22、C11H23等［2］。針對(duì)這些分子式，較典型的有Westbrook［3］以C12H23為平均分子式提出的單步反應(yīng)機(jī)理、2步反應(yīng)機(jī)理及4步反應(yīng)機(jī)理；Kundu等［4］給出的以C12H23為煤油替代模型的12組分16步反應(yīng)機(jī)理及16組分23步反應(yīng)機(jī)理。隨著機(jī)理研究的深入，出現(xiàn)了多組分的替代模型，如范學(xué)軍等［5］的由49%摩爾分?jǐn)?shù)的正十烷、44%的三甲基環(huán)己烷及7%的正丙基苯組成的替代燃料模型。王慧汝［6］對(duì)幾種多組分替代模型進(jìn)行了計(jì)算和試驗(yàn)研究，得出了給定工況下最適合的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理。由于多組分替代模型對(duì)應(yīng)的反應(yīng)機(jī)理通常也是成百上千步，對(duì)于復(fù)雜的CFD模擬顯得過(guò)于龐大，因此現(xiàn)在與燃燒室相關(guān)的數(shù)值模擬研究還是多以單一組分化學(xué)反應(yīng)機(jī)理為主。肖保國(guó)等［7］提出了以C10H22為分子式的航空煤油反應(yīng)機(jī)理，對(duì)超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室流場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算，其壁面壓力計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合。侯凌云［8］采用單步和2步總包反應(yīng)機(jī)理對(duì)超聲速燃燒進(jìn)行了數(shù)值模擬，對(duì)比了兩種反應(yīng)機(jī)理對(duì)模擬造成的影響。Wang［1］以C12H24代替RP-1煤油，以11組分17步準(zhǔn)總包反應(yīng)模型，對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室進(jìn)行了數(shù)值模擬，并得到較好結(jié)果。

目前，燃燒室中采用的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理很多，研究結(jié)論也不盡相同，未形成統(tǒng)一的參考標(biāo)準(zhǔn)，而化學(xué)反應(yīng)直接決定了燃料的反應(yīng)過(guò)程及放熱規(guī)律，合適的機(jī)理選擇對(duì)模擬結(jié)果有較大的影響。本文以某型航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室為對(duì)象，基于小火焰燃燒模型，對(duì)6種不同的反應(yīng)機(jī)理進(jìn)行計(jì)算分析，對(duì)比其在預(yù)測(cè)燃燒室主要性能上的差異，以便為該型燃燒室后續(xù)的改進(jìn)設(shè)計(jì)和研制提供有效的數(shù)值模擬手段。

2　計(jì)算模型及方法

2.1燃燒室模型及模擬工況

該型發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室為全環(huán)形結(jié)構(gòu)，主要由短突擴(kuò)擴(kuò)壓器、帶雙級(jí)軸徑向反向旋流器的短縫槽氣膜冷卻火焰筒、18個(gè)雙油路離心噴嘴及機(jī)匣等組成。為方便計(jì)算，取全環(huán)的1/18（20°部分）進(jìn)行建模，模型如圖1所示。

圖1　燃燒室模型Fig.1 Schematic of the combustor

采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行空間離散。在不影響流場(chǎng)的情況下，對(duì)噴嘴、電嘴等局部細(xì)節(jié)進(jìn)行簡(jiǎn)化。適當(dāng)延長(zhǎng)出口通道長(zhǎng)度以方便計(jì)算收斂。在參數(shù)梯度變化劇烈的頭部和孔等區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，并對(duì)不同網(wǎng)格尺寸之間的過(guò)渡進(jìn)行平緩處理。分別采用900萬(wàn)、1 500萬(wàn)和1 800萬(wàn)三套網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性計(jì)算，對(duì)比表明三者計(jì)算結(jié)果較為接近，其中1 500萬(wàn)與1 800萬(wàn)兩套網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果幾乎一致，下面采用1 500萬(wàn)的網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。

計(jì)算模擬工況為：進(jìn)口空氣流量0.506 kg/s，總壓903 kPa，總溫702.3 K，余氣系數(shù)2.74。進(jìn)口邊界采用質(zhì)量進(jìn)口，出口采用自由流出口，壁面絕熱無(wú)滑移。

2.2控制方程及計(jì)算方法

2.2.1控制方程及模型

計(jì)算中采用的控制方程為多組分化學(xué)反應(yīng)的守恒型三維N-S方程，其通用形式為：

式中：U為守恒變量向量，F(xiàn)、G、H為對(duì)流項(xiàng)向量，F(xiàn)v、Gv、Hv為粘性項(xiàng)向量，J為源項(xiàng)向量。穩(wěn)態(tài)模擬時(shí)略去式中的時(shí)間變化項(xiàng)。

航空煤油以液態(tài)噴射進(jìn)入燃燒室，隨后霧化蒸發(fā)并發(fā)生燃燒反應(yīng)。采用基于拉格朗日方法的離散相模型描述煤油液滴與氣相流動(dòng)間的相互作用，并主要考慮液滴的Brownian運(yùn)動(dòng)和在氣流中的二次破碎。煤油的噴霧模型則采用CONE模型，通過(guò)離心噴嘴的霧化經(jīng)驗(yàn)公式［9］給定索太爾平均直徑和噴霧錐角。燃燒室流場(chǎng)計(jì)算選用Standard k-ε模型。

燃燒模擬采用小火焰模型。其優(yōu)點(diǎn)在于能將實(shí)際的動(dòng)力效應(yīng)融合在湍流火焰中，火焰可表示為混合分?jǐn)?shù)和標(biāo)量耗散率的函數(shù)，通過(guò)大量的計(jì)算或試驗(yàn)建立火焰數(shù)據(jù)庫(kù)后，只要在湍流中計(jì)算出局部的混合分?jǐn)?shù)和標(biāo)量耗散率，就可在數(shù)據(jù)庫(kù)中調(diào)用相應(yīng)的數(shù)值，大大減少湍流火焰的計(jì)算量。

2.2.2反應(yīng)機(jī)理

為對(duì)比化學(xué)反應(yīng)機(jī)理對(duì)燃燒室燃燒性能模擬的影響，采用了以下6種煤油的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理：West?brook［3］的單步、2步反應(yīng)機(jī)理；Kundu［4，10］的15組分11步反應(yīng)機(jī)理及16組分23步反應(yīng)機(jī)理；Mawid［11］的13組分20步反應(yīng)機(jī)理；Montgomery［12］提出的17組分30步反應(yīng)機(jī)理。

各反應(yīng)機(jī)理的主要特征見(jiàn)表1。表中，11步反應(yīng)機(jī)理中的煤油裂解是在與氧氣發(fā)生反應(yīng)時(shí)產(chǎn)生的，H-O反應(yīng)則是包含在CO的氧化等反應(yīng)中的，無(wú)獨(dú)立的H-O反應(yīng)；20步反應(yīng)機(jī)理與23步、30步反應(yīng)機(jī)理裂解產(chǎn)物不同（20步為C2H2與H2，其余的為CH和H）；30步反應(yīng)機(jī)理生成的污染物有N2O，其他的則只有NO生成。各反應(yīng)機(jī)理的反應(yīng)式、活化能、指前因子、反應(yīng)級(jí)數(shù)、速度指數(shù)等數(shù)據(jù)見(jiàn)相應(yīng)文獻(xiàn)［3-4，10-12］。

表1　各反應(yīng)機(jī)理的主要特征Table 1 Main characteristics of reaction mechanisms

3　計(jì)算結(jié)果分析

主要對(duì)燃燒室出口溫度分布、燃燒效率進(jìn)行評(píng)價(jià)。計(jì)算溫度分布系數(shù)OTDF（燃燒室出口溫度分布系數(shù)）、RTDF（燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)）時(shí)，其平均溫度采用質(zhì)量平均得出。燃燒效率采用熱焓法計(jì)算，各進(jìn)出口氣流總焓根據(jù)質(zhì)量平均得出。

圖2為不同模型模擬得出的燃燒室出口總溫分布云圖，圖中T4、T4E_av分別為各點(diǎn)處的總溫值和出口截面平均總溫值?？梢?jiàn)：各模型得出的出口溫度場(chǎng)高溫區(qū)分布位置基本相同；單步反應(yīng)機(jī)理得出的高溫區(qū)范圍最大，2步反應(yīng)機(jī)理的次之，11步反應(yīng)機(jī)理的最小。其原因是：?jiǎn)尾椒磻?yīng)機(jī)理忽略了裂解及H-O反應(yīng)的中間產(chǎn)物、污染物及中間氧化產(chǎn)物CO的生成，即假定煤油完全氧化生成最終產(chǎn)物CO2和H2O，這一假設(shè)夸大了真實(shí)的反應(yīng)程度，造成反應(yīng)的總釋熱量遠(yuǎn)高于真實(shí)情況，高估了化學(xué)反應(yīng)的溫度；2步反應(yīng)機(jī)理雖然考慮了中間氧化產(chǎn)物CO，降低了反應(yīng)的總釋熱量，但該機(jī)理未考慮燃料的裂解及污染物生成的吸熱過(guò)程，所以估算的化學(xué)反應(yīng)溫度仍然偏高；11步反應(yīng)機(jī)理在考慮燃料的裂解、中間氧化產(chǎn)物及污染物生成吸熱過(guò)程的基礎(chǔ)上，未強(qiáng)調(diào)H-O反應(yīng)中最重要的OH反應(yīng)，造成對(duì)化學(xué)反應(yīng)釋熱量的預(yù)估較真實(shí)情況偏低。

圖2燃燒室出口溫度分布云圖Fig.2 Temperature distribution at combustor outlet

圖3示出了噴嘴中心截面火焰筒內(nèi)OH質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布（從旋流器出口開(kāi)始，沿火焰筒中心軸線方向）?？梢?jiàn)，11步反應(yīng)機(jī)理得出的OH分布在主燃區(qū)較其他反應(yīng)機(jī)理的低，這是由于11步反應(yīng)機(jī)理中簡(jiǎn)化H-O反應(yīng)機(jī)制所致。OH反應(yīng)是燃燒過(guò)程中重要的熱來(lái)源，生成OH與消耗OH的反應(yīng)均是劇烈的放熱反應(yīng)，對(duì)氧化生成CO及進(jìn)一步氧化成為CO2起著至關(guān)重要的作用，而主燃區(qū)初始溫度場(chǎng)的形成對(duì)出口溫度分布有著直接影響。因而通過(guò)OH分布云圖，可更進(jìn)一步解釋11步反應(yīng)機(jī)理得出的出口溫度分布較低的情況。

圖3噴嘴中心截面火焰筒內(nèi)OH質(zhì)量分布云圖Fig.3 OH mass fraction contour in combustor liner

圖4顯示了燃燒室出口徑向溫度分布模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。圖中，HR為徑向高度，Hout為徑向最大高度，T4R為該徑向位置的平均溫度。由圖可知，23步和30步反應(yīng)機(jī)理的模擬結(jié)果與試驗(yàn)值最接近，熱點(diǎn)分布位置也基本相同；20步反應(yīng)機(jī)理的模擬值與試驗(yàn)值較為接近，但徑向溫度分布趨勢(shì)不同；單步反應(yīng)和2步反應(yīng)機(jī)理的模擬值偏高，11步反應(yīng)機(jī)理的模擬值偏低，熱點(diǎn)位置都有所不同。數(shù)值結(jié)果上的不同可用上文各機(jī)理釋熱規(guī)律的不同來(lái)解釋。熱點(diǎn)位置的不同則是由于發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的燃燒是由煤油化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)及煤油蒸發(fā)、摻混共同控制的過(guò)程，化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型的改變會(huì)對(duì)出口溫度分布的模擬造成一定影響。上述結(jié)果同時(shí)表明，采用合適的化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型，對(duì)出口溫度分布的準(zhǔn)確模擬具有重要意義。

圖4燃燒室出口徑向溫度模擬結(jié)果Fig.4 Radial temperature distribution at combustor outlet

圖5示出了燃燒室出口溫度最大值和平均值的模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比，圖中T4E_max為試驗(yàn)所得的出口截面總溫最大值為模擬得出的出口截面總溫最大值與試驗(yàn)值之間的相對(duì)誤差?？梢?jiàn)，除單步反應(yīng)外，其他反應(yīng)機(jī)理的出口溫度最大值和平均值與試驗(yàn)結(jié)果誤差都較小，這是由于機(jī)理間不同釋熱規(guī)律所致。

圖6為燃燒室出口溫度分布系數(shù)OTDF和RTDF的模擬結(jié)果?？梢?jiàn)，各模型模擬得出的OTDF 和RTDF與試驗(yàn)值之間的誤差ΔOTDF和ΔRTDF大都在0.03以內(nèi)，基本滿足工程需求。結(jié)合圖2～圖6可知，23步和30步反應(yīng)機(jī)理溫度分布預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值非常吻合，這說(shuō)明模擬過(guò)程中只考慮NO排放不會(huì)對(duì)溫度模擬結(jié)果帶來(lái)較大誤差。

圖5　燃燒室出口溫度最大值及平均值模擬結(jié)果Fig.5 Mean temperature and maximum values at combustor outlet

圖6　OTDF及RTDF模擬結(jié)果Fig.6 Simulation results of OTDE and RTDF

從機(jī)理上講，NO的產(chǎn)生需要較高能量，其他NOx的生成則需要更高的能量。因此需要大量熱量才會(huì)產(chǎn)生少量的NOx，在模擬過(guò)程中忽略其他NOx產(chǎn)物的生成不會(huì)對(duì)溫度分布結(jié)果帶來(lái)較大影響。圖7示出了30步反應(yīng)機(jī)理模擬得到的出口截面N2O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布，可看出燃燒得到的N2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)極低，基本可以忽略。

圖7 30步反應(yīng)機(jī)理模擬得到的燃燒室出口截面N2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.7 N2O mass fraction contour at outlet with 30 step reaction mechanism

圖8為熱焓法計(jì)算出的燃燒效率ηM與試驗(yàn)值ηE的對(duì)比。可見(jiàn)，單步機(jī)理得到的燃燒效率最高，約為試驗(yàn)值的1.13倍；除11步反應(yīng)機(jī)理外，2步、20步、23步、30步反應(yīng)機(jī)理得到的燃燒效率均比試驗(yàn)值高，且與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差都在3.5%以內(nèi)。以上結(jié)果同樣是由于各機(jī)理間釋熱量不同所致。

圖8　各模型計(jì)算得出的燃燒效率與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.8 Comparisons of calculated combustion efficiency values with experimental data

4　結(jié)論

（1）23步反應(yīng)機(jī)理和30步反應(yīng)機(jī)理能準(zhǔn)確預(yù)測(cè)出口溫度分布，其預(yù)測(cè)的徑向溫度分布趨勢(shì)、OTDF、RTDF、最高溫度、平均溫度均與試驗(yàn)值吻合；

（2）除單步反應(yīng)機(jī)理外，其他反應(yīng)機(jī)理得到的燃燒效率與試驗(yàn)值的誤差在5%以內(nèi)；

（3）單步反應(yīng)機(jī)理與2步反應(yīng)機(jī)理忽略了大量中間產(chǎn)物，釋熱量較真實(shí)情況過(guò)大，而11步反應(yīng)機(jī)理未完全考慮H-O反應(yīng)，釋熱量較真實(shí)情況過(guò)小，都不適用于溫度分布及燃燒效率預(yù)測(cè)；

（4）H-O反應(yīng)在燃燒室模擬中較為重要，在考慮裂解及污染物生成的情況下對(duì)其簡(jiǎn)化會(huì)造成釋熱量小，預(yù)測(cè)溫度值偏低；

（5）機(jī)理中是否包含NO的生成不會(huì)對(duì)溫度及效率模擬結(jié)果造成大的影響；

（6）選擇合適的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理進(jìn)行燃燒室數(shù)值模擬對(duì)結(jié)果的準(zhǔn)確性非常重要。

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Effects of reaction mechanism on the combustor outlet temperature distribution

FAN Zhen-cen，CHEN Bo，CAO Zong-hua，CHEN Zhen-hui

（China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500 China）

To investigate the effects of different chemical reaction mechanism on the numerical simulation of aero-engine main combustor outlet temperature distribution，three dimensional two phase combustion flow fields of a certain aero-engine main combustor were simulated with six different chemical reaction mechanism of aviation kerosene，based on the flamelet model.Similarities and differences of simulation re?sults on outlet temperature distribution and combustion efficiency were compared and analyzed with experi?mental data.The results show that temperature distribution and combustion efficiency were accurately pre?dicted with 23 step mechanism and 30 step mechanisms，while the prediction varies a lot with experimental results by the single step，2 step and 11 step mechanisms.And it is indicated that H-O reaction was impor?tant in simulation and nitrogen oxides besides NO had little effect on simulation results.

aero-engine；combustor；outlet temperature distribution；flamelet model；aviation kerosene；chemical reaction mechanism；numerical simulation

V231.1+5

A

1672-2620（2016）04-0017-05

2015-11-06；

2016-04-12

范珍涔（1986-），男，四川洪雅人，工程師，博士，主要從事航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室性能設(shè)計(jì)。