摘 要：針對(duì)某微型渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室，通過數(shù)值模擬的方法得到燃油粒子蒸發(fā)與燃燒效率的關(guān)系，研究在燃燒室供油管中燃油噴射速度大小不變的條件下，燃油噴射方向?qū)θ紵倚阅艿挠绊?。研究表明：在不超過45°的范圍內(nèi)適當(dāng)增加周向噴射角有利于增加燃油粒子的駐留時(shí)間，有利于更大粒徑的燃油粒子在到達(dá)燃燒室出口前完成蒸發(fā)，從而提高整體的燃油蒸發(fā)率并提高燃燒效率；隨著周向噴射角從0°增加到15°，燃燒效率從96.3％提高到97.2％。

關(guān)鍵詞：渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)；微型燃燒室；燃燒效率；燃油粒子蒸發(fā)

中圖分類號(hào)：TM314" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B" 文章編號(hào)：1671-5276（2024）05-0048-05

Study on Influence of Fuel Injection Direction on Performance of Micro-combustor

Abstract：The relationship between fuel particle evaporation and combustion efficiency is obtained by numerical simulation for a micro turbofan engine combustion chamber， and the influence of fuel injection direction on the performance of the combustion chamber is studied under the condition that the fuel injection speed in the combustion chamber is constant. The results show that increasing appropriate circumferential deflection angle within 45° is beneficial to extending the residence time of fuel particles， which is conducive to the evaporation of larger fuel particles before reaching the outlet of the combustion chamber， so as to improve the overall fuel evaporation rate and improve the combustion efficiency. With the increase of the circumferential deflectio from 0° to 15°， the combustion efficiency raises from 96.3% to 97.2%.

Keywords：fanjet；micro-combustor；combustion efficiency；fuel particle evaporation

0 引言

微型燃燒室是微型發(fā)動(dòng)機(jī)核心部分。微小型燃燒室在自身發(fā)展過程中，相比于大型燃燒室具有以下特點(diǎn)：1）由于尺寸的限制，燃燒室表面積與燃燒空間所占體積的比值較大，容易造成燃燒室熄火［1］；2）燃燒室較短的長(zhǎng)度使得空氣與燃油粒子的駐留時(shí)間相對(duì)于大尺寸燃燒室明顯降低，不利于液態(tài)燃油充分蒸發(fā)燃燒，對(duì)燃燒效率存在不利影響；3）受自身微型結(jié)構(gòu)尺寸的限制，燃燒室內(nèi)不易設(shè)置復(fù)雜的燃油霧化裝置，如旋流器［2］，而采用蒸發(fā)管來代替旋流器實(shí)現(xiàn)對(duì)燃油的霧化功能。燃燒效率是衡量燃燒室性能的一個(gè)重要指標(biāo)，因此在微型燃燒室自身尺寸諸多限制的不利條件下，提高微型燃燒室的燃燒效率是勢(shì)在必行的。

許多學(xué)者對(duì)微型燃燒室進(jìn)行了研究，德國(guó)慕尼黑工業(yè)大學(xué)的FUCHS等［3］用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法研究了燃油分配不均對(duì)微型燃燒室性能特別是燃燒效率與出口溫度分布的影響，并且設(shè)計(jì)了一種連體結(jié)構(gòu)的新型蒸發(fā)管，改善了出口溫度分布特性，提高了燃燒效率。李超［4］對(duì)某微型燃燒室中蒸發(fā)管的燃油蒸發(fā)特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，研究了包括進(jìn)氣溫度Ta、氣油比AFR、管壁溫度Tw和空氣流速Va這4種因素對(duì)蒸發(fā)效率ηe的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明：Ta和Va是影響蒸發(fā)效率的兩個(gè)主要因素。閆澤華等［5］在某微型發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室初步設(shè)計(jì)方案的基礎(chǔ)上，運(yùn)用流體網(wǎng)絡(luò)法、化學(xué)反應(yīng)器網(wǎng)絡(luò)模型法和遺傳算法建立了微型發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室一維優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，使用該方法對(duì)微型燃燒室的燃燒效率進(jìn)行了優(yōu)化，最終在保證總壓恢復(fù)系數(shù)大于95%的前提下使燃燒效率增加1.7%。

本文通過數(shù)值模擬的方法對(duì)不同供油方案的微型燃燒室進(jìn)行了計(jì)算，研究了在燃燒室供油管中燃油噴射速度大小不變的條件下，燃油噴射方向?qū)θ紵倚阅艿挠绊憽?/p>

1 微型燃燒室的數(shù)值模擬研究

1.1 計(jì)算模型與網(wǎng)格劃分

微型燃燒室采用全環(huán)形結(jié)構(gòu)形式，火焰筒由同軸的環(huán)形壁面組成，壁面上布置不同數(shù)量、尺寸的進(jìn)氣孔為火焰筒提供燃燒、摻混和冷卻所需的空氣；燃燒室采用后進(jìn)氣式蒸發(fā)管供油，蒸發(fā)管穿過火焰筒外環(huán)下游壁面進(jìn)入火焰筒并向上游延伸到火焰筒頭部。蒸發(fā)管主體是一根光滑彎曲的等直徑圓形管道，由進(jìn)口平直段、中間彎曲段與出口平直段3部分組成。此類蒸發(fā)管可在一定程度上增加火焰筒頭部渦系結(jié)構(gòu)占據(jù)空間和旋渦強(qiáng)度，同時(shí)可降低管內(nèi)流段總壓損失，增加燃油霧化細(xì)度，使油霧散布性得到提升。供油點(diǎn)位于蒸發(fā)管周向中心處且靠近進(jìn)口蒸發(fā)管下壁面，供油方向與蒸發(fā)管進(jìn)口平直段方向相同，只存在軸向與徑向的分速度，不存在沿圓周方向速度。圖1為微型燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖。

在計(jì)算過程中，考慮到蒸發(fā)管的布置方式，選取36°扇形區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格的劃分［6］，采用ICEM軟件對(duì)微型燃燒室模型劃分四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。為了提高網(wǎng)格整體質(zhì)量，網(wǎng)格劃分中設(shè)置密度盒，且對(duì)燃燒室進(jìn)出口、蒸發(fā)管進(jìn)出口等重要地方進(jìn)行網(wǎng)格局部加密。最終網(wǎng)格數(shù)量為520萬，網(wǎng)格的綜合質(zhì)量大于0.72。燃燒室整體網(wǎng)格劃分如圖2所示，燃燒室出口面網(wǎng)格如圖3所示。

1.2 計(jì)算方法與邊界條件

1）計(jì)算方法［7-8］：湍流模型選擇Realizable k-ε模型；熱態(tài)計(jì)算選擇離散相模型（discrete phase model，DPM）模擬液相燃油粒子；化學(xué)反應(yīng)模型選擇有限速率/渦耗散模型。

1.3 計(jì)算結(jié)果及分析

分別根據(jù)式（1）與式（2）得到燃燒效率ηb與總壓恢復(fù)系數(shù)σb。

式中：Tl、Tt3、Tt4分別代表理論溫升、燃燒室進(jìn)口總溫、燃燒室出口平均燃?xì)饪倻?；Pt3與Pt4分別代表燃燒室進(jìn)口總壓與燃燒室出口總壓。

經(jīng)計(jì)算，該燃燒室的燃燒效率為96.3％，總壓恢復(fù)系數(shù)為95.5％。為了提高燃燒效率，下文對(duì)燃燒過程中燃油粒子進(jìn)行了追蹤分析，對(duì)每一束燃油粒子進(jìn)行定位。該計(jì)算中有編號(hào)為0—99號(hào)共計(jì)100束粒子。粒子直徑隨著編號(hào)的增加而增大，圖4（a）—圖4（f）展示了6束典型油滴粒子在燃燒室內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡，顏色表示速度（本刊為黑白印刷，疑問之處請(qǐng)咨詢作者）。圖5展示了不同油滴粒子運(yùn)動(dòng)路程隨直徑的變化曲線，圖6展示了不同油滴粒子駐留時(shí)間隨直徑的變化曲線。

從圖4與圖5可以看出，粒子在燃燒室內(nèi)的運(yùn)動(dòng)路程與粒子直徑基本成正比，即直徑越大的粒子在燃燒室內(nèi)的運(yùn)動(dòng)路程越長(zhǎng)。因?yàn)橹睆胶苄〉牧Ｗ樱?～16 μm之間）絕大部分在蒸發(fā)管內(nèi)已經(jīng)蒸發(fā)，直徑較小的粒子（16～80μm之間）絕大部分從蒸發(fā)管出口噴出運(yùn)動(dòng)一段距離后也完全蒸發(fā)，到不了燃燒室出口。當(dāng)粒子直徑達(dá)到一個(gè)臨界值時(shí)，粒子可以運(yùn)動(dòng)到燃燒室出口位置，這個(gè)粒徑約為80～112 μm之間。從圖6可以得知，粒子在燃燒室內(nèi)的駐留時(shí)間與直徑基本成正比，即粒徑越大，駐留時(shí)間越長(zhǎng)。這是由于大粒徑的粒子相對(duì)于小粒徑的粒子運(yùn)動(dòng)路程較長(zhǎng)，且蒸發(fā)過程較慢所導(dǎo)致的。

燃油R-R分布中不同直徑的燃油在噴射過程中所占比例不同，經(jīng)過近似處理，在0～160 μm直徑下的燃油分布規(guī)律，如表1所示。

該計(jì)算中有編號(hào)為0—99號(hào)共計(jì)100束粒子，設(shè)第n號(hào)粒子在燃燒室出口截面的質(zhì)量為mn1，在噴射點(diǎn)的質(zhì)量為mn0，第n號(hào)粒子所占權(quán)重為n，燃燒室出口截面液態(tài)燃油總占比用k表示，則k的計(jì)算如式（3）所示。

根據(jù)式（3）計(jì)算出燃燒室出口每一束燃油粒子的占比，累加得到的值為燃燒穩(wěn)定時(shí)剩余未燃燒的燃油所占比?？梢缘贸鼋Y(jié)論：小粒徑粒子在燃燒室出口處的質(zhì)量為0，即未運(yùn)動(dòng)到出口已蒸發(fā)燃燒。當(dāng)粒子直徑達(dá)到96μm時(shí)，粒子可運(yùn)動(dòng)到燃燒室出口處，與上文所分析得到的80～112μm區(qū)間吻合。圖7展示了粒子直徑與粒子在燃燒室內(nèi)可軸向運(yùn)動(dòng)的最大距離的關(guān)系曲線，可以看出粒徑大于96μm的粒子大部分都可以運(yùn)動(dòng)到燃燒室出口處，即到達(dá)出口時(shí)未完全燃燒。

通過上述分析得出結(jié)論：

未完全燃燒的粒子絕大部分為粒徑大于96μm以上的粒子，因此適當(dāng)提高大粒徑燃油粒子的蒸發(fā)率有助于提高燃燒效率，而駐留時(shí)間的增加有利于燃油粒子更充分地蒸發(fā)。因此考慮供油時(shí)，燃油流量大小與供油速度大小不變，調(diào)整供油方向，即通過增設(shè)周向速度來降低軸向速度從而延長(zhǎng)大粒徑粒子在燃燒室內(nèi)的駐留時(shí)間，進(jìn)而提高粒子蒸發(fā)率，改善燃燒效率。

2 不同供油方案對(duì)燃燒室性能與重要參數(shù)的影響研究

2.1 不同供油方案的介紹

根據(jù)上文對(duì)比分析得到的結(jié)論對(duì)燃燒室供油進(jìn)行優(yōu)化。供油時(shí)，保持燃油流量大小與供油速度大小不變，增設(shè)周向噴射角，提供周向速度，同比例減小軸向與徑向速度來改變供油速度方向。3種方案中，Case1為原方案，即供油方向不存在周向速度，Case2與Case3在原方案上進(jìn)行供油方向調(diào)整，增加周向噴射角度。各方案編號(hào)及具體供油參數(shù)如表2所示。

2.2 不同供油方案對(duì)燃燒室性能的影響研究

各方案燃燒效率與總壓恢復(fù)系數(shù)參數(shù)及對(duì)比如圖8所示，可以看出Case2的燃燒效率為97.2％，明顯高于另外兩個(gè)方案。

利用1.3節(jié)所采用的粒子追蹤法，對(duì)各方案的粒子進(jìn)行統(tǒng)計(jì)研究，得到不同方案下粒子直徑與粒子在燃燒室內(nèi)可軸向運(yùn)動(dòng)的最大距離的關(guān)系曲線如圖9所示?？梢钥闯?，Case2下能運(yùn)動(dòng)到燃燒室出口處粒子直徑的下限明顯高于Case1。這是由于增設(shè)了周向速度，減小了軸向速度，粒子在Case2中的駐留時(shí)間增加，由Case1的13.5ms增加到Case2的15.8ms，增加了17％，因此相對(duì)于Case1，Case2蒸發(fā)率有明顯提高，更多的大粒徑粒子可以在燃燒室內(nèi)完全蒸發(fā)燃燒，使得燃燒效率有顯著提升。隨著周向噴射角增加，周向速度進(jìn)一步增加，燃油駐留時(shí)間由Case2的15.8ms增加到Case3的21.6ms，增加了36.7％，然而Case3相對(duì)于Case2能運(yùn)動(dòng)到燃燒室出口處的粒子直徑下限明顯減小，Case3中能運(yùn)動(dòng)到燃燒室出口的粒子直徑下限與Case1基本一致，二者燃燒效率幾乎一致，相差僅有0.2％。綜上，Case2是3個(gè)方案中燃油粒子蒸發(fā)率最高的，也是燃燒效率最高的。

2.3 不同供油方案對(duì)燃燒室出口溫度分布影響研究

圖10為各方案燃燒室出口溫度分布云圖，圖11為各方案徑向平均溫度沿出口截面相對(duì)高度的變化關(guān)系圖?？梢钥闯?種方案燃燒室出口溫度分布規(guī)律大致相同，均呈現(xiàn)靠近火焰筒外環(huán)附近溫度高，靠近火焰筒內(nèi)環(huán)附近溫度低的現(xiàn)象，且外環(huán)附近出現(xiàn)明顯的高溫區(qū)，內(nèi)環(huán)附近出現(xiàn)明顯的低溫區(qū)。3種方案中徑向溫度最高處均位于燃燒室出口面靠近火焰筒外環(huán)9/10高度處，徑向溫度最低處位于燃燒室出口面貼近火焰筒內(nèi)環(huán)處，且在靠近火焰筒外環(huán)9/10高度下徑向溫度隨著徑向高度的下降而減小，當(dāng)徑向高度位于靠近火焰筒外環(huán)3/5處時(shí)，隨著徑向高度減小徑向溫度急劇下降。

根據(jù)式（4）與式（5）計(jì)算各方案下出口溫度分布系數(shù)OTDF與出口徑向溫度分布系數(shù)RTDF，計(jì)算結(jié)果與對(duì)比如圖12所示。常規(guī)燃燒室的OTDF在0.25～0.30之間，RTDF 在0.08～0.12之間，而微型燃燒室由于尺寸的微型化使溫度分布不易調(diào)節(jié)，OTDF一般在0.45以上，RTDF在0.20以上。圖10中可以看出3種方案出口溫度分布均處于較高水平，且Case2的OTDF與RTDF均是最小的，即Case2是出口溫度分布最均勻的，Case3的OTDF與RTDF均是最大的，說明適當(dāng)增加周向速度減小軸向速度對(duì)燃燒室出口溫度分布有利。

式中Tt4max和Tt4rmax分別代表燃燒室出口最高燃?xì)饪倻嘏c燃燒室出口最高平均徑向總溫。

截面相對(duì)高度的變化關(guān)系圖

3 結(jié)語

本文對(duì)微型燃燒室進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算，采用粒子追蹤法研究了燃油粒子蒸發(fā)對(duì)燃燒效率的影響，并在燃油噴射速度大小不變的條件下，改變?nèi)加蛧娚浞较騺韮?yōu)化供油方案，研究了不同供油方案對(duì)燃燒室性能的影響，得到的具體結(jié)論如下。

1）燃油粒子在燃燒室中的運(yùn)動(dòng)路程和駐留時(shí)間隨著粒徑的增加而增加，粒徑小于16μm的粒子在蒸發(fā)管內(nèi)快速完成蒸發(fā)，大粒徑的燃油粒子由于自身體積與質(zhì)量較大，相對(duì)于小粒徑的粒子更不易蒸發(fā)。粒徑越大的粒子運(yùn)動(dòng)路程越長(zhǎng)，在燃燒室內(nèi)的駐留時(shí)間越長(zhǎng)，越容易運(yùn)動(dòng)到燃燒室出口，即到達(dá)出口還未蒸發(fā)。

2）在不超過45°的范圍內(nèi)適當(dāng)增加周向噴射角有利于增加燃油粒子的駐留時(shí)間，有利于更大粒徑的燃油粒子在到達(dá)燃燒室出口前完成蒸發(fā)，全部變?yōu)闅鈶B(tài)，從而提高整體的燃油蒸發(fā)率并提高燃燒效率，隨著周向噴射角從0°增加到15°，燃燒效率從96.3％提高到97.2％，OTDF由0.21下降到0.18。

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