氣氣快速預混噴嘴內部結構仿真研究

蘇金友，宋青華，王力軍，吳振宇

（沈陽航空航天大學動力與能源工程學院，沈陽 110136）

氣氣快速預混噴嘴內部結構仿真研究

蘇金友，宋青華，王力軍，吳振宇

（沈陽航空航天大學動力與能源工程學院，沈陽 110136）

應用穩態時N-S方程、R N G k-ε湍流模型以及非預混燃燒模型對幾種預混噴嘴進行了仿真計算。內部結構分別為無肋片無凹槽式、肋片式、凹槽式及凹槽/肋片組合式。從總壓損失和摻混效果2方面進行了比較分析，分析認為：凹槽/肋片組合結構的摻混效果相對較好。研究結果可為快速預混噴嘴試驗件設計提供一定參考依據。

預混噴嘴；數值模擬；航空發動機；氣氣混合；混合分數

0 引言

在環保要求日漸嚴格的今天，低污染燃燒室成為航空發動機特別是民用發動機的主要發展方向。目前，實現降低污染排放有2類方法：一類是常規燃燒室的污染排放控制，另一類是非常規燃燒室的污染排放控制，非常規燃燒室主要有分級燃燒室、貧油預混預蒸發燃燒室、富油-淬熄-貧油燃燒室和變幾何燃燒室等。預混燃燒即燃料在燃燒前與氧化劑先進行充分混合是1種公認的降低污染排放的有效方法[1-4]。

駱培成等人于2005年對液-液快速混合設備進行了研究，將液-液混合設備劃分成攪拌釜混合器、射流噴射混合器、撞擊混合器、靜態混合器和動態混合器等幾類[5]；肖翔等人于2006年對油氣輸送的T形管摻混器、文氏管摻混器進行了實驗研究，側重于對氣體質量流量的控制[6]；Kastsuki于2008年應用自行設計的快速預混噴嘴，對快速預混燃燒和完全預混燃燒進行了比較試驗研究，發現快速預混燃燒的火焰結構與完全預混燃燒的火焰結構[7]是相同的。在飛行馬赫數范圍內，長度短、性能高是沖壓發動機的關鍵技術要求。由于直接噴射出的燃料需要在極短的時間內和超聲速氣流快速混合，預混噴嘴的結構就必須滿足燃料蒸發的特定要求。目前國內尚未見預混噴嘴結構設計方面的公開文獻。

本文對垂直噴射氣體燃料與高速流動橫向空氣流的摻混進行數值模擬，為燃料-氧化劑快速預混噴嘴試驗件設計提供一定依據。

1 數值仿真

燃料直接噴射進入橫向氣流后，由于燃料自身的動量和氣流的作用，在射流逆風面及迎風面分別形成相對低壓區及高壓區，從而導致射流的橫截面由圓形變為扁平形，并且射流向氣流流動的下游方向彎曲。氣動力使射流橫截面形狀變平的趨勢最終導致形成雙腎窩[8-11]。Less等人證明了漩渦的存在對射流破碎起到促進作用[12]；胡欲立等人對用來產生更多的漩渦結構、穩定火焰、增強燃燒的凹槽結構進行了研究[13]。本文以煤油氣為燃料，對各種快速預混噴嘴的出口混合分數和噴嘴的總壓損失進行分析比較。在研究中，幾種預混噴嘴的內部順著射流流方向設置了一定數目的肋片或凹槽，以促進煤油氣與空氣的混合。

1.1 預混噴嘴結構

噴嘴模型采用圓環形進氣道，其外壁直徑為13mm，內壁直徑為6 mm。為計算方便，忽略供油路（軸心半徑為1.5mm的圓形管道）；將燃料進入橫向氣流處設為燃料進口。為取得更好結構，分別計算了7種不同的加裝肋片和凹槽的噴嘴結構模型，如圖1所示。

取環形進氣道的60°扇形段為計算區域，全長50mm，左側為空氣進口，燃料進口設置在距離空氣進口8mm處。定義A為第1條肋片與燃料進口之間的距離和燃料噴口直徑之比，A1為第2條肋片與燃料進口之間的距離和燃料噴口直徑之比，A2為第3條肋片與燃料進口之間的距離和燃料噴口直徑之比，B為凹槽與燃料進口間的距離和燃料噴口直徑之比。計算結構參數共22個，見表1。

1.2 計算控制方程

在湍流流動的數學模型中，湍流模型采用RNG k-ε方程，在笛卡爾坐標下描述控制方程，對于穩態的時均控制方程，一般格式為[14]

混合分數是其中1個標量，定義為

表1 計算結構參數

式中：mf為燃料質量分數；上劃線代表時均值；下標a、b代表空氣流和燃料流中的值[14]。

各控制方程以及其控制參數見表2、3。

表2 式（1）中的獨立變量和相應值

表3 湍動和混合模型常數

2 仿真結果分析

2.1 常規預混噴嘴分析

燃料質量流量隨著摻混噴嘴內當量比的變化如圖2所示。從圖中可見，在預混噴嘴出口處，徑向混合均勻性不同。保持射流孔面積不變，隨著當量比的增大，燃料質量流量加大，燃料射流穿透深度遞增，混合分數徑向分布曲線的極值點將向環形預混噴嘴外延移動，盡管曲線并非均勻，燃料射流已經到達混合管外沿；同時，整條曲線也趨于均衡，混合分數分布在0.5兩側浮動。表明射流動量應該達到一定值，才能與橫向垂直吹來的氣流相互摻混，并且，一些其他因素可能使混合噴嘴內部的混合效果增強，混合管出口合氣更為均勻，有利于提高噴嘴出口處的燃燒效率。

最終選擇燃料進口條件：燃料射流孔面積為0.19625mm2，射流質量流量為 0.00019kg/s，對后續加肋片或凹槽的預混噴嘴結構進行混合效果的計算。

對常規預混噴嘴內燃料-氧化劑交叉射流問題進行數值仿真，采用交叉射流非預混燃燒模型計算得到縱剖面和噴嘴出口的平均混合分數分布如圖3所示。

從出口混合分數的分布上看，在外延中心處f≈0.15，且分布較大區域，約占出口面積的1/4，f＝0.15區域略呈中心內凹的橢圓型，中心偏向噴嘴外邊緣。在該橢圓外圍即為f=0.05區域，由此可明顯看出，f分布梯度大，大多燃料集中于外側。

如果直接應用該結構的噴嘴，出口燃料分布集中，將不利于充分燃燒。在空間有限、燃料滯留混合噴嘴內時間有限的情況下，需要設法讓混合噴嘴出口燃料分布平均，在出口各位置f值幾乎相當，也就是需要1個出口分布均勻、更有利于燃燒充分的噴嘴結構。為此，本文對噴嘴內部摻混效果進行了嘗試性結構仿真計算，通過對噴嘴內部加肋、加凹槽或加肋、凹槽結構進行了計算分析。

2.2 單肋片結構

采用堰流理論，在射流下游處設置堰流板，在流體流動過程中，跨越堰流板的同時對流體產生攪拌效果，進而增強流體流動過程中的混合。在射流下游不同位置處添加單肋片的縱剖面和出口的混合分數分布如圖4所示。

與常規無肋片結構相比，加裝單肋片結構后在z=0截面上f=0.15等值線明顯距離出口較遠，說明燃料在肋片的作用下，很快與空氣混合。出口f分布均勻，其中無肋片結構出口f≤0.15，單肋片結構出口f＜0.1或f＞0.1區域縮小，顯然肋片的添加促使進一步摻混。摻混增加的同時，在其他方面必定有能量損失。

由于肋片對流體的阻礙作用，在肋片的下游出現f空隙區，由堰流理論得知結構2漫溢過肋片的流體由于其垂直方向的收縮，f分布等值線呈貼近于內壁形，隨著A的增加，漫溢過肋片的流體垂直方向收縮減小，水平方向漸無收縮，結構5垂直方向幾乎無收縮，徑直流向出口。

對比結構2～6，其中5、6結構由于距離出口較近，對出口燃料起濃縮作用，致使f梯度較大；當16＜A＜40時沒有太大差異，但結構4的大部分區域f≥0.1的區域比結構2、3的小，相對較為理想。因此，本文選定結構4中肋片的位置為將要計算的雙肋片結構中第1條肋片的位置。

2.3 雙肋片結構

多添加1條肋片使得噴嘴內部燃料-空氣摻混效果較好，分別在第1條肋片下游處不同位置添加第2條肋片的計算結果如圖5所示。

本文共對5種不同2道肋結構進行了計算。單從混合分數來分析，相比于1道肋結構，添加第2道肋，并未對噴嘴出口處的摻混效果起到良性作用。鑒于文獻[7]的計算結果，本文選用本節數據進行3道肋結構計算。

2.4 3肋片結構

對3肋片結構12、13計算得到的混合分數分布如圖6所示。結構12幾乎對摻混起到了反作用，燃料集中在流道外延，距離較近的3條肋片成了較寬的1個大平臺，把流體擠壓向外壁面。結構13比結構12有所好轉，流體在較寬的肋片間距有了適當回旋，但相比于結構11則沒有什么優勢。同時，由于受工作環境和其他外在條件的限制，不能在添加多條肋片的同時增加肋片間距。

由此可見，單純添加肋片并不能對燃料-空氣摻混有所改善。在2道肋間形成1個低壓回流區，讓高速流動的流體有回旋余地。

2.5 凹槽結構

凹槽結構為在噴嘴內壁挖出1個梯形區域，在該區域形成低壓區，流過凹槽上的流體受到下拉力作用，進一步增強摻混。3個不同位置的凹槽結構（結構14～16）的混合分數分布如圖7所示。

從圖7中可見，凹槽不僅使f＞0.10區域有所減小，還使其分布從橫向轉為縱向，這與前面提到的單肋片結構相似；當肋片向流體下游方向移動時，f＞0.10或f＞0.15區域逐漸把其圓型區域分布向橫向拉伸。該結構的f＞0.10分布區域均要小于單肋片結構的，且f＜0.10區域占據出口面積比例也大于單肋片結構的。如果添加多個凹槽可能會得到更好效果，但從圖7中可見，隨著凹槽位置的移動，噴嘴出口f＞0.10區域幾乎沒有變化。基于以上計算結果，本文選擇凹槽-肋混合結構再一步討論。

2.6 凹槽-肋片結構

從以上采用內部肋片和凹槽結構的預混噴嘴來看，肋片使出口混合分數分布呈橫向，而凹槽的出口混合分數分布呈縱向。為了得到預混噴嘴出口混合氣的均勻性，把二者結構相耦合（如圖8所示）。結構17～19為在凹槽前肋片，結構20～22為在凹槽后肋片，前者由于在射流噴出后首先被肋片擠壓向噴嘴內的外側，在流經凹槽后形成燃料核心徑向上移分布；后者首先被凹槽向內壁拉伸摻混，繼而又受肋片的徑向上移和摻混作用形成燃料核心縮小且徑向居中分布（圖8噴嘴出口）。

結構17～19出口混合分數f＞0.05分布占據整個出口的70%區域，且f＞0.10區域徑向偏上；結構20～22出口混合分數f＞0.05分布占據整個出口的80%區域，且多分布于噴嘴內壁區域，f＞0.10區域分布僅占據出口整個區域的3%～5%，且徑向居中。后者隨肋片的后移，f＞0.10區域出口分布先小后大，即說明其摻混效果先好后差。單從混合分數分布來看，結構20～22好于前面的19種結構。

3 總壓損失

總壓損失Ω定義為進口總壓與出口總壓差值和進口動壓頭之比，即

式中：qintake為進口動壓頭。

依據式（5）繪制出各結構對應的總壓損失折線,如圖9所示。

顯然，無任何摻混措施的結構1的總壓損失Ω值最小，在0.5以下；凹槽結構14～16的Ω值略大于結構1的，約為0.5；結構1～13為單肋片結構且距燃料噴口距離依次增大，雙肋片結構且第2條肋片距離第1條肋片距離依次增大和3肋片結構，其Ω值基本呈增大趨勢，其中內外壁各1個肋片的雙肋片結構9的Ω值驟增；單凹槽結構14～16，盡管凹槽距離射流孔距離不同，但Ω值基本一致；肋片和凹槽結合的結構17～22，前3種結構隨著肋片遠離射流噴孔，Ω值略有增大，不過幾乎在同一水平線上，而后3種結構，Ω值先有少許減小，低于前3種結構的，結構22的略有增大。

綜合分析，結構7～13與結構2～6相比，并未取得更好的摻混效果，出口燃料分布梯度較大（圖5、6）。僅加凹槽也如此。結構17～22噴嘴出口混合分數相對分布較好 （如圖8所示），其中結構21混合分數f＞0.10區域僅占約3%～5%的中心區域，其余均f＜0.10。以提高燃料-空氣摻混效果為前提，結構21總壓損失Ω＜0.5，混合分數f＜0.10占據出口95%～97%區域，為本文采用的預混噴嘴的結構。由于計算誤差和算例的不全面性，該結構并不一定是最佳結構。

6 結論

本文利用流體力學軟件對快速混合噴嘴22種內部結構進行了數值仿真計算，用非預混燃燒模型分別計算對其混合分數分布，并進行了對比分析；同時對各結構的總壓損失進行了計算，最終依據混合分數分布及總壓損失，得出以下結論：

（1）添加肋片可以增強燃料-空氣混合均勻度，但整個流場內的總壓損失同時增大；

（2）在有限空間內，并非肋片越多對摻混越有利；

（3）肋片與燃料噴口的距離超過約40倍射流孔直徑時，流場受到橫向拉伸作用，同時噴嘴出口混合分數f梯度較大；

（4）凹槽對流場有縱向拉伸作用，相比于只有肋片的結構，采用肋片在前凹槽在后組合結構的噴嘴的出口混合分數分布較好；

（5）采用凹槽在前肋片在后耦合結構的預混噴嘴，其出口f＞0.10區域僅占出口區域約3%～5%，且總壓損失 Ω＜1；

（6）結構21為快速混合噴嘴試驗件的優選結構。

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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

蘇金友（1983），男，碩士，研究方向為航空發動機燃燒室設計及分析。