采用不同航空煤油反應機理模擬模型燃燒室兩相燃燒流場

王慧汝，金捷

采用不同航空煤油反應機理模擬模型燃燒室兩相燃燒流場

王慧汝1，金捷2

(1.中航空天發動機研究院有限公司，北京100028；2.北京航空航天大學能源與動力工程學院，北京100191)

基于火焰面模型，采用兩個不同的航空煤油化學反應機理(Kundu反應機理和亞琛反應機理)，對模型燃燒室內三維兩相燃燒流場進行了數值模擬，比較了兩個反應機理燃燒流場計算結果的異同，并結合充分攪拌反應器模型進行了分析。通過與實驗結果的比較，初步考察了兩個反應機理模擬實際燃燒室燃燒流場的能力。結果表明：在給定工況條件下(工況1，馬赫數0.160，來流溫度537 K，總油氣比0.004 8，常壓；工況2，馬赫數0.155，來流溫度523 K，總油氣比0.010 0，常壓)，兩個反應機理均能準確預測模型燃燒室的溫度場和CO2排放量；亞琛反應機理在工況1時，可準確預測NO排放量，在工況2時，預測值高于實驗值，而Kundu反應機理預測的NO排放量在兩個工況下均與實驗值差別較大。

航空發動機燃燒室；火焰面模型；航空煤油；化學反應機理；充分攪拌反應器；兩相燃燒

1 引言

數值模擬航空發動機燃燒室內復雜的燃燒流場，不可避免地要涉及到航空煤油的化學反應機理。而航空煤油本身是一種復雜的混合物，由鏈烷烴、芳香烴、環烷烴三大類物質為主的成千上百個組分構成[1]，目前還沒有統一的反應機理。

現在使用的機理大致分為兩大類：一類是把航空煤油看作一種組分，即根據不同的航空煤油類型給出不同的平均分子式(如C12H23，C11.6H22，C11H22，C11H23等[1])，然后再研究相應的化學反應機理。這其中比較典型的有Westbrook以C12H23為平均分子式提出的單步反應機理、2步反應機理[2]，Dong提出的4步反應機理[3]，和Kundu提出的以C12H23為航空煤油平均分子式的多個化學反應機理[4～6]。這些機理中，尤以Kundu在1999年提出的反應機理[5](簡稱Kundu反應機理)最具有代表性，其包含了污染物的反應機理，應用范圍最廣，且經過預混燃燒實驗驗證。另一類是用替代燃油的化學反應機理作為煤油的化學反應機理。其中比較典型的有Dagaut提出的三組分(以體積計，75%的正癸烷，15%的丙基苯，11%的丙基環己烷)替代燃油反應機理[7]，和德國亞琛大學Honnet等提出的二組分(以質量計，80%的正癸烷，20%的1，2，4-三甲基苯)替代燃油反應機理[8]等。Dagaut的反應機理在充分攪拌反應器中進行了驗證，而Hon?net等的反應機理經過了激波管、充分攪拌反應器和預混燃燒等多個實驗數據驗證。1996年，同是亞琛大學的Hewson等公布了較為詳細的NOX反應機理[9]，綜合考慮了熱力、瞬發和N2O三個反應過程，以及NHX氧化為NOX的反應過程。由于文獻[8]、[9]之間采用相同類型的中間組分及熱力學數據庫，因此可綜合二者的反應機理，得到包括污染物反應的航空煤油(替代燃油)的詳細反應機理(簡稱亞琛反應機理)。

由于航空煤油的成分及比例受產地、提煉方式等因素的影響而不同，而Kundu反應機理與亞琛反應機理提出時參照的航空煤油類型不同，因此兩個反應機理模擬的航空煤油燃燒特性是否有較大差異，對燃燒流場的計算結果有多大影響，以及兩個反應機理能否準確模擬實際燃燒室燃燒流場等問題，都需進一步研究。本文基于火焰面模型，對帶V型火焰穩定器的模型燃燒室進行數值計算，并利用文獻[10]中實驗數據，初步考察Kundu反應機理和亞琛反應機理模擬實際燃燒室燃燒流場的能力，比較兩個反應機理預測結果的異同，以期為模擬真實航空發動機燃燒室復雜燃燒流場提供一定參考。

2 研究對象

研究對象為帶V型火焰穩定器的模型燃燒室，其具體結構尺寸及相應燃燒實驗介紹參見文獻[10]。模型燃燒室的計算網格為非結構化網格，單元總數約150萬。模擬的工況條件為：工況1，來流馬赫數0.160，進口溫度537 K，總油氣比0.004 8；工況2，來流馬赫數0.155，進口溫度523 K，總油氣比0.010 0。

3 數學物理模型

數值計算采用FLUENT 6.3商用軟件。湍流模型選用能較好模擬較大曲率、漩渦流動且比RNG模型更易收斂的Realizablek-ε模型，近壁面區采用標準壁面函數處理，數值算法采用SIMPLE算法。兩相流計算采用顆粒隨機軌道模型，在全流場中用拉格朗日法跟蹤離散液滴的運動和輸運，液滴的分布采用Rosin-Rammler分布。化學反應過程分別采用穩態火焰面模型[11]和非穩態火焰面模型[12，13]處理。計算中沒考慮輻射和燃油的二次霧化。

穩態火焰面模型通過求解穩態火焰面方程對化學反應進行預處理，生成以標量耗散率、混合分數為基本自變量，組分的質量分數、溫度值等為變量的數據庫文件。通過求解湍流流場，得到平均標量耗散率和平均混合分數，然后在數據庫中插值得到對應的組分質量分數和溫度值，并通過統計平均的方法得到湍流流場中平均的組分質量分數和溫度值等信息。模型沒有考慮火焰面方程中的非穩態項，認為標量耗散率、邊界條件等參數改變引起的火焰面變化無限快。對于溫度和大多數反應速率較快的組分，該假設成立；但對于反應速率較慢的污染物，該假設不成立。因此，穩態火焰面模型不能正確模擬污染物排放。

為此，文獻[12]、[13]中采用非穩態火焰面模型來模擬污染物排放。該方法以穩態火焰面模型計算結果為基礎，在流場中加入若干有質量、虛擬的顆粒來代表每道火焰，用其在湍流流場中的運動軌跡來代表非穩態火焰面隨時間的變化經歷及火焰面參數的瞬態影響。根據其研究，引入一道非穩態火焰面就能獲得較為準確的解。因此在本文計算中，流體顆粒即非穩態火焰面個數取1。求解過程主要為：①用歐拉方式求解非穩態火焰面在空間各點各時刻出現的概率；②每個時刻對標量耗散率進行全場概率加權平均，求解與之相對應的非穩態火焰面方程，用假定的概率密度函數進行統計平均，得到當地的組分質量分數；③在較長時間內(保證流體顆粒運動到出口截面外)，對不同時刻統計平均后的當地組分質量分數進行概率加權平均，得到當地最終的組分質量分數。

4 計算結果與分析

圖1給出了工況1和工況2條件下對稱截面上的溫度云圖。可見，亞琛反應機理和Kundu反應機理計算的溫度場差異很小，與實驗過程中拍攝的火焰結構有一定的相似性。圖2給出的溫度分布，則從定量上進一步說明兩個反應機理計算結果相差很小，且均與實驗結果吻合較好，表明兩個反應機理均能準確描述模型燃燒室內的溫度場。

圖3給出了工況1和工況2條件下出口測量位置CO2體積分數的計算值。可見，兩個反應機理的計算結果相差較小，且均與實驗值有一定偏差。這是因為實驗過程中為保證來流溫度，前方供油進行燃燒加溫，后方測量結果中包含了前方燃燒產生的CO2，所以實驗值比計算值偏高。總的來說，兩個反應機理均能較為準確地描述模型燃燒室內CO2的排放量。

圖1 對稱截面上的溫度云圖和實驗拍攝的火焰結構Fig.1 Contours of temperature on the symmetry plane and the experiment photo

圖2穩態火焰面模型計算的溫度分布Fig.2 Temperature distribution simulated using steady flamelet model

圖4 給出了工況1和工況2條件下，采用非穩態火焰面模型計算的對稱截面上的NO體積分數。可見，相同工況下，在同一位置，亞琛反應機理的計算值基本上大于Kundu反應機理的計算值。從圖5還可看出，Kundu反應機理計算的NO體積分數在兩個工況條件下均與實驗值差別較大，而亞琛反應機理在工況1條件下與實驗值吻合較好，在工況2條件下比實驗測量值略大。這表明Kundu反應機理不能準確預測燃燒室燃燒時污染物的排放量，而亞琛反應機理在工況1時預測精度較好，在工況2時預測值偏高。

圖3 穩態火焰面模型計算的CO2體積分數Fig.3 Volume fraction of CO2simulated using steady flamelet model

圖4 非穩態火焰面模型計算的對稱截面的NO體積分數Fig.4 Volume fraction of NO on the symmetry plane simulated using unsteady flamelet model

上述計算過程中，除采用的化學反應機理不同外，所有計算參數都相同。因此可認為，上述兩個反應機理燃燒流場計算結果的異同，是由于兩個反應機理所模擬的航空煤油燃燒化學特性異同所致。因為采用穩態火焰面模型求解流場參數時，該模型對化學反應進行預處理，生成以標量耗散率、混合分數為基本自變量，各種組分質量分數和溫度值等為變量的火焰面數據庫，不同反應機理模擬的燃燒特性異同，直接體現在生成的數據庫文件中，進而體現在統計平均得到的流場參數中。采用非穩態火焰面模型計算流場參數時，該模型求解非穩態火焰面方程，并進行相應平均后得到最終流場參數，不同反應機理模擬的燃燒特性異同，直接體現在求解的計算結果上，進而體現在進行相應平均后的最終計算結果上。因此，下面重點比較兩個反應機理燃燒特性的異同點，并以此分析對燃燒流場計算結果的影響。具體過程：首先選擇比較燃燒化學特性的模型，再分析本文研究的實際流場中兩個反應機理燃燒特性的異同，最后分析該異同對燃燒流場計算結果的影響。

(1)燃燒化學特性可用層流火焰傳播速度、點火延遲時間等參數來衡量，但在此處并不合適。從前文分析可知，火焰面方程求解過程中對化學反應的處理，可簡單概括為給定工況參數，計算相應的組分質量分數和溫度值。因此本文的研究中，航空煤油燃燒化學特性特指，給定工況參數，計算相應的組分質量分數和溫度值。以下選用能最為直接、快速得到穩態工況條件下對應組分質量分數和溫度值的充分攪拌反應器模型[14]，對兩個反應機理的燃燒化學特性進行比較。

(2)在選擇驗證工況范圍時，綜合考慮實際燃燒流場中各點當量比的變化范圍、航空煤油的貧富油熄火極限和航空煤油液滴周圍的火焰溫度等因素，充分攪拌反應器的驗證工況范圍選定為：壓力P=101 325 Pa，停留時間τ≥0.3 ms(用V型穩定器尾緣處的最大速度和回流區長度預估得到)，進口溫度T≥800 K，當量比范圍0.50～2.00。

圖5 非穩態火焰面模型計算的NO體積分數Fig.5 Volume fraction of NO simulated using unsteady flamelet model

圖6 亞琛反應機理和Kundu反應機理在充分攪拌反應器中的計算結果Fig.6 Simulation results of Aachen and Kundu mechanism in a perfectly stirred reactor

從圖6的計算結果中可看出，在P=101 325 Pa、T=800 K、當量比0.50～2.00、τ=0.3 ms工況下，兩個反應機理計算的溫度和CO2摩爾分數，除了在當量比0.50附近差別較大外，在其它當量比時基本上都吻合較好；亞琛反應機理計算的NO摩爾分數，在當量比大于0.80后明顯比Kundu反應機理的大，尤其是當量比1.25附近兩者相差最大。另外，增加停留時間，溫度值、CO2、NO摩爾分數的計算值都有一定程度增加，表明停留時間對化學反應起積極促進作用。而且在當量比0.50～2.00范圍內，兩個反應機理計算的溫度和CO2摩爾分數均吻合很好，但計算的NO摩爾分數仍相差較大。提高進口溫度與增加停留時間的作用類似，都能積極促進化學反應。因此，圖6已能從定性上表明：在溫度大于800 K、壓力101 325 Pa、停留時間大于0.3 ms、當量比0.50～2.00的條件下，兩個反應機理模擬的溫度值、CO2摩爾分數較為一致，亞琛反應機理模擬的NO摩爾分數不小于Kundu反應機理的模擬值。

(3)根據前文所述，火焰面方程與充分攪拌反應器模型處理化學反應的方式類似，且實際燃燒流場中包括了充分攪拌反應器所有的驗證工況。因此兩個反應機理在充分攪拌反應器中燃燒特性的異同，會直接體現在火焰面模型計算的燃燒流場中，并通過擴散和輸運效應最終影響到出口截面。這也表明，圖6中兩個反應機理在整個驗證工況范圍內計算的溫度、CO2結果相差不大，火焰面模型計算相應的流場結果也相差不大(圖1～圖3)。而亞琛反應機理計算的NO摩爾分數不小于Kundu反應機理的計算值，所以圖4中同一位置，相比于Kundu反應機理，亞琛反應機理計算的NO體積分數整體上更大，通過擴散和輸運效應，最終出口位置的NO體積分數也更大(圖5)。

5 結論

(1)Kundu反應機理和亞琛反應機理，都能準確預測模型燃燒室的溫度場和CO2排放量。

(2)亞琛反應機理在工況1(來流馬赫數0.160，進口溫度537 K，總油氣比0.004 8)時，可準確預測NO排放量，在工況2(來流馬赫數0.155，進口溫度523 K，總油氣比0.010 0)時，預測值高于實驗值；Kundu反應機理預測的NO排放量，在兩個工況下均與實驗值差別較大。

(3)兩個反應機理在充分攪拌器中模擬的航空煤油燃燒特性的異同，可很好地解釋本文兩個反應機理模擬的燃燒流場計算結果異同的原因。

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Numerical Simulation of Two-Phase Combustion Fields in a Model Combustor Using Two Different Chemical Reaction Mechanisms of Jet Fuel

WANG Hui-ru1，JIN Jie2
(1.China Aerospace Engine Establishment，Beijing 100028，China；2.School of Energy and Power Engineering，Beijing University of Aeronautics and Astronautics，Beijing 100191，China)

Based on flamelets model,three dimensional two phase combustion flowfields in a model combus?tor were simulated using two different chemical reaction mechanisms of jet fuel(Kundu mechanism and Aachen mechanism).Similarities and differences of simulation results were compared and analyzed through simulations of perfectly stirred reactor.Meanwhile,the capability of reproducing combustion flowfields of the practical combustor with these two mechanisms was investigated by comparison with the experimental data. The results show that in the given conditions(condition1,inlet Mach 0.160,temperature 537 K,fuel-air ratio 0.004 8,atmospheric pressure;condition 2,inlet Mach 0.155,temperature 523 K,fuel-air ratio 0.010 0,atmo?spheric pressure),temperature and CO2emissions were accurately predicted by two mechanisms.Good predic?tion of NO emissions was obtained at condition 1 while overprediction at condition 2 by the Aachen mecha?nism.However,large discrepancies of calculated NO emissions and experimental data were observed by the Kundu mechanism at two conditions.

aero-engine combustor；flamelets model；jet fuel；chemical reaction mechanism；perfectly stirred reactor；two phase combustion

V231.2

A

1672-2620(2013)04-0022-06

2013-01-14；

2013-07-18

王慧汝(1984-)，男，山西長治人，博士，主要從事航空發動機燃燒數值模擬方法研究。