超臨界碳氫燃料的射流特性研究

彭云暉 ，高 偉，張 弛 ,3，林宇震 ,3

（1.南京模擬技術研究所，南京210016；2.北京航空航天大學能源與動力工程學院，北京100191；3.先進航空發動機協同創新中心，北京100191）

0 引言

未來先進的航空動力裝置采用航空煤油作為首選的冷卻介質[1-3]，燃油在冷卻高溫部件時溫度升高并超過其臨界溫度，而供油壓力也超過了其臨界值，導致了超臨界燃油噴射問題?；A研究表明[4-7]，燃料的超臨界相獨立于氣相和液相，其具有不同于氣體和液體的熱物理性質，且在臨界點附近其熱力學性質對壓力和溫度的變化很敏感。由于超臨界燃油獨特的熱力學性質，導致其噴射混合過程顯著區別于液態和氣態燃料。目前，針對超臨界碳氫燃料噴射特性已進行了廣泛研究。

Wu等[8-9]對超臨界乙烯噴射到靜止氮氣環境中的射流結構和流量特性進行了試驗研究；Lin等[10]對超臨界乙烯/甲烷混合物噴射到靜止氮氣環境中的射流結構、噴嘴內部的流動過程及均相成核現象進行了試驗和仿真研究；Star等[11]對超臨界乙烯噴射到亞臨界氮氣環境中的相變及流量特性進行了仿真研究，上述研究均表明超臨界燃料噴射到環境中會呈現出部分氣體射流的特性，當噴射溫度接近臨界點時，射流在噴口附近產生冷凝，理想氣體的流量公式不適用于超臨界燃料。Chen[12]對處于臨界點附近的SF6噴射到靜止CO2及N2環境的射流形態及相變特性進行了試驗研究，結果表明噴射溫度和環境壓力對射流的形態和相變有較大的影響；Lamanna等[13]對正己烷的相變特性進行了研究，發現臨界點附近熱力學性質的突變是射流產生相變的主要影響因素；Roy等[14]研究超臨界氟己酮噴射到氮氣環境中的混合和霧化過程時發現環境溫度較低時，射流邊緣會發生局部冷凝而產生微小液滴；靳樂[15]及Dougthip等[16]研究環境壓力對超臨界燃料射流結構的影響特性時發現當環境壓力較低時，射流呈現出激波結構，而當環境壓力較高時，射流與亞聲速氣體射流類似。上述研究對超臨界碳氫燃料的射流特性有了廣泛的認識，但成果相對分散，未形成統一和完善的理論體系。比如Wu[9]和林[10]在分析超臨界燃料射流結構與理想氣體的差異時得出了矛盾的結論。前期的研究發現，大分子超臨界燃料的噴射相變特性與小分子不同[10-17]，而相變特性又對射流結構和混合特性有很大的影響[16-18]，但都沒有給出合理的解釋。因此，有必要對其噴射特性進行深入的研究。

本文采用質量分數為各占50%的正十烷及正戊烷混合物來模擬航空煤油進行靜止環境下的超臨界噴射特性研究，著重研究噴口附近的射流結構、相變過程及流量特性。正十烷是航空煤油中相對含量較多的成分，而正戊烷則代表煤油中分子量相對較小的組分，兩組分混合物熱力學性質容易計算，采用這2種碳氫燃料混合物作為研究對象可在很大程度上反映出煤油的特性且便于理論分析。

1 試驗系統

1.1 超臨界碳氫燃料噴射試驗系統

超臨界正十烷/正戊烷混合物噴射到靜止大氣環境中的試驗系統如圖1所示。該系統由燃油貯箱、增壓系統、輸送與調節系統、加熱系統、紋影光測系統、吹掃系統和廢油廢氣收集處理系統組成。泵壓式增壓系統有利于保持供油壓力的恒定；2級燃油電加熱系統通過調節功率來控制正十烷/正戊烷混合物的噴射溫度；紋影光測系統用于測量正十烷/正戊烷混合物的射流特性；單次試驗結束后，開啟吹掃系統對系統管路進行吹除以防止殘余燃料在管路中結焦。

圖1 試驗系統

試驗采用的圓形直射式噴嘴結構如圖2所示。噴嘴入口直徑為4 mm，內收縮角度為16°，出口直徑為0.5 mm，噴嘴出口長徑比為8。在噴嘴上游采用精度為±5 kPa的壓力傳感器測量正十烷/正戊烷混合物的噴射壓力，采用精度為±2.5 K的K型熱電耦測量正十烷/正戊烷混合物的噴射溫度。在噴嘴外壁包裹1層2 mm厚的絕熱層，并在絕熱層外側布置3支K型熱電偶以估算散熱損失。估算結果表明，絕熱層外壁的散熱量低于正十烷/正戊烷混合物加熱量的0.5%，可認為燃料在噴嘴內部的流動為絕熱過程。

圖2 燃料噴嘴

試驗采用質量流量計測量液態正十烷/正庚烷混合物的流量，測量范圍為1～10 g/s，測量精度為±0.5%。紋影系統為凹面鏡反射式結構，光源為24 V/300 W鹵燈，光源調節狹縫為1.0 mm，凹面反射鏡的直徑為200 mm，焦距為2000 mm。圖像采集使用Nikon D300相機，曝光時間設置為1/25 s，光學放大倍數為4倍，可測量的流場區域為93.7 mm2，每平方毫米中有180個像素點，可滿足研究需求。

在正式試驗前，對光學測試系統進行標校，參照Crist對理想氣體射流結構的研究，測量了高壓氮氣噴射到靜止大氣環境中的激波結構。標校結果如圖3所示。本文得到的無量綱馬赫盤位置（具體定義見第2.1節）與Crist[19]的研究結果一致，表明光測系統的可靠性。

1.2 試驗工況

超臨界正十烷/正戊烷混合物噴射特性的試驗工況見表1。工況參數以對比參數的形式給出，即噴射參數與臨界參數的比值；混合物的臨界參數由SUPERTRAPP[20]軟件計算得到，分別 為 PC=3.25 MPa、TC=533 K。在試驗中，混合物的噴射壓力為3.0～4.5 MPa，對比壓力為0.92～1.38；噴射溫度為533～661 K，對比溫度為1.0～1.24；混合物的流量為1.3～3.0 g/s。環境的壓力和溫度為常溫常壓Pa=0.1 MPa，Ta=298 K。

在試驗中，對每個工況點連續進行10次測量，取測量結果的平均值作為數據分析的依據。

圖3 紋影系統測量精度校正結果

表1 試驗工況參數

2 試驗結果及分析

2.1 噴口附近的射流結構

超臨界正十烷/正戊烷混合物在噴射壓力Pj/PC=1.23，噴射溫度Tj/TC=1.01、1.23工況下的射流結構如圖4所示。從圖中可見，超臨界正十烷/正戊烷混合物在噴嘴下游表現出明顯的欠膨脹射流特性，射流中存在馬赫波等激波結構，表明超臨界大分子碳氫燃料噴射后也具有類似于理想氣體的射流結構。同時，激波結構的出現表明超臨界正十烷/正戊烷混合物的流動在噴口發生了壅塞，混合物流速為當地聲速[4-6]。

圖4 正十烷/正戊烷混合物的射流結構

同時還觀察到，射流激波結構在噴射溫度較低（Tj/TC=1.01）的情況下已經出現，但射流中存在明顯的陰影區，表明射流在噴嘴出口發生局部相變而導致冷凝現象。而在噴射溫度較高時（Tj/TC=1.23），射流沒有發生冷凝現象，更接近于理想氣體的膨脹過程。

洪澤縣位于淮河下游，蘇北平原。肩挑兩湖，四面環水，西接洪澤湖，東靠白馬湖，南臨淮河入江水道，北連蘇北灌溉總渠，境內河網密布，水域寬闊，總面積1 273.4km2，其中陸地面積734.6km2，水域及灘地面積538.7km2。全縣總耕地59.18萬畝（1 hm2=15畝，下同），有效灌溉面積45.5萬畝。境內有周橋、洪金兩個大型灌區，其中周橋灌區全部位于洪澤縣境內，洪金灌區涉及洪澤、金湖兩縣。

為了得到超臨界正十烷/正戊烷混合物噴射后射流結構參數隨噴射參數變化的定量關系，在紋影圖片中定義馬赫盤的軸向位置xM和馬赫盤的直徑DM，如圖5所示。圖中dj為噴口內徑。

噴射壓比Pj/Pa（噴射壓力與環境壓力的比值）對正十烷/正戊烷混合物射流馬赫盤位置xM/dj的影響規律如圖6所示。同時還給出了欠膨脹理想氣體射流激波位置的數據[9]。從圖中可見，馬赫盤的位置xM/dj與噴射壓比呈單調遞增的關系，數據擬合表明二者之間符合Pj/Pa=2.4（xM/dj）2的函數關系式。圖中也顯示出超臨界碳氫燃料與理想氣體的射流結構具有良好的一致性。由于研究中正十烷/正戊烷混合物的溫度均高于其臨界溫度，當噴射壓力小于臨界壓力時，混合物處于氣相狀態，其噴射過程更接近理想氣體，而此時噴射壓力仍遠大于環境壓力，所以導致這種情況下射流仍有激波結構。Wu[8]和Lin[10]研究超臨界小分子碳氫燃料的射流結構時，也證實了這一點。上述研究均表明激波結構特征位置與流體的種類無關。同時，試驗中發現碳氫燃料的噴射溫度對馬赫盤的位置沒有影響，即使在發生局部冷凝的情況下也是如此。

圖5 射流參數

圖6 噴射壓比對馬赫盤位置的影響

噴射溫度Tj對正十烷/正戊烷混合物射流馬赫盤尺寸DM/dj的影響規律如圖7所示。從圖中可見，隨著噴射溫度的升高，馬赫盤的尺寸隨之減小，特別是當噴射溫度接近臨界溫度時，馬赫盤尺寸隨噴射溫度的升高快速減?。划攪娚錅囟冉咏R界溫度時，正十烷/正戊烷混合物在噴嘴內部發生相變冷凝，由冷凝引起的熱量釋放導致混合物在噴嘴內部靜壓升高，當正十烷/正戊烷混合物離開噴口時，射流邊界向外擴張以平衡靜壓的升高，導致馬赫盤的尺寸增大；噴射壓力越高，噴射溫度對馬赫盤尺寸的影響越大；馬赫盤的尺寸隨噴射壓力的升高而增大。

圖7 噴射溫度對馬赫盤尺寸的影響

2.2 燃料在噴嘴內部及出口附近的相變過程

正十烷/正戊烷混合物在相同噴射溫度、不同噴射壓力下的紋影照片如圖8所示。從圖中可見，當噴射壓力為Pj/PC=1.08時，噴口處射流結構清晰，無相變發生；而當噴射壓力升高到Pj/PC=1.23時，混合物在噴口處發生相變，有局部冷凝現象。正十烷及正戊烷的壓力-溫度相圖如圖9所示，從圖中可見，在如圖8所示的2種噴射狀態下，正十烷/正戊烷混合物的噴射參數均處于正戊烷的超臨界區及正十烷的液相區中。單獨從圖9來看，在這2種工況下，正十烷/正戊烷混合物在噴口處均處于兩相狀態，均會在噴口處發生冷凝，但實際的相變過程卻不是這樣的。

圖8 正十烷/正戊烷混合物不同噴射壓力下的射流結構

圖9 正十烷及正戊烷的溫度-壓力相圖

圖10 正十烷/正戊烷混合物的熵-壓力相圖

為了研究如圖8所示的2種噴射工況下超臨界正十烷/正戊烷混合物的相變過程，采用SUPERTRAPP軟件計算得到了正十烷/正戊烷混合物的熵-壓力相圖，如圖10所示。由于噴嘴內部非常光滑，可不考慮摩擦的影響，同時噴嘴向外散熱也可以忽略，因此將超臨界正十烷/正戊烷混合物在馬赫波之前的流動視為等熵膨脹過程。在圖10中標出了上述2種噴射工況下各自噴射參數的位置，同時給出各自的相變路徑線。從圖中可見，在較低的噴射壓力（Pj/PC=1.08）下，超臨界正十烷/正戊烷混合物在流動過程中由超臨界態轉變為氣態，而且計算結果表明，這種轉變是在噴嘴內部發生的，混合物在噴口及下游位置均為氣相狀態，沒有發生冷凝現象。在相同噴射溫度下提高噴射壓力（Pj/Pc=1.23），超臨界正十烷/正戊烷混合物在噴嘴內部由超臨界態轉變為氣液共存狀態，之后在繼續膨脹的過程中又進入氣態。這種相變過程表明正十烷/正戊烷混合物在流動過程中發生均相核化而冷凝，但在噴口下游的流動過程中，混合物的壓力降低速度大于其溫度下降速度[21]，冷凝的液相重新進入氣相狀態。由于采用了比較簡單的氣液兩相平衡模型，在噴嘴內部有相變發生時，無法精確計算噴口處的流動參數，只能根據等熵假設大概估計流動過程的參數。

圖10中給出的分析結果與圖8中給出的試驗結果具有很好的一致性，表明等熵假設和分析方法的可行性和準確性。

圖11 乙烯的熵-壓力相圖

圖12 超臨界乙烯射流結構[22]

值得注意的是，射流的相變特性會在一定程度上影響射流結構。Star[22]拍攝到的超臨界乙烯噴射的射流結構如圖12所示，從圖中可見，當在噴射參數為Pj/PC=1.23、Tj/TC=1.01 時，超臨界乙烯在噴射過程中于噴嘴出口發生明顯的冷凝現象，完全看不出激波結構，與圖11中給出的分析結果是一致的。這與超臨界正十烷/正戊烷混合物噴射后的相變特性和射流結構存在明顯區別。超臨界正十烷/正戊烷混合物在噴射溫度Tj/TC=1.01的工況下，仍然具有清晰可見的激波結構。

2.3 燃料的流量特性

超臨界燃油噴射在工程實際中應用時，需要根據已知的燃油流量及燃油狀態參數來確定噴嘴的開孔面積，或者根據已知的燃油狀態及噴嘴的開孔面積來確定燃油的流量。由于超臨界燃油具有可壓縮性，且其壓縮因子和比熱比隨溫度壓力變化顯著，理想氣體狀態方程不適用于超臨界燃油，所以適用于不可壓縮流體和理想可壓縮氣體的流量計算公式均不能適用于超臨界態燃油。

本文采用1維計算方法計算得到在不同狀態下超臨界正十烷/正戊烷混合物的流量，并與測量值進行比較。計算中將燃料在噴嘴內流動視為1維等熵流動的過程，并且在噴口處達到當地聲速，采用SUPERTRAPP軟件計算燃料物性。

圖13 正十烷/正戊烷混合物的流量特性

正十烷/正戊烷混合物測量的質量流量與計算的質量流量之間的對比關系如圖13所示，在試驗研究的范圍內，當噴射壓力在臨界壓力以上時（Pj/PC=1.28、1.11、1.01），計算值與試驗值符合得很好，最大誤差不超過4%；而在噴射壓力低于臨界壓力時（Pj/PC=0.92），計算值與試驗值的變化趨勢相同，但計算值比試驗值大，最大誤差達到7%。在本試驗中，當噴射壓力較低且噴射溫度高時，燃料的質量流量約為1.3 g/s，在試驗中采用的流量計最小量程為1.0 g/s，當實際流量較小時，測量值可能會出現一定的誤差。同時，低壓下測量值均比計算值小，反映出采用SUPERTRAPP計算低壓下混合物物性時的誤差較大。另外，流量系數也會隨著燃料噴射參數的變化而變化。上述原因均會導致計算值與試驗值之間產生誤差。

3 結論

本文用試驗與理論分析相結合的方法對超臨界正十烷/正戊烷混合物噴射到靜止環境中的射流特性進行研究，重點關注了噴口下游的激波結構、噴嘴內部及下游的相變過程及混合物的流量特性。得到如下結論:

（1）超臨界正十烷/正戊烷混合物噴射到靜止環境中后在噴嘴下游表現出明顯的欠膨脹射流特性，射流中存在馬赫波等激波結構。

（2）激波的位置僅受噴射壓比的影響，二者之間滿足 Pj/Pa=2.4（xM/dj）2的單調函數關系；激波的尺寸隨噴射溫度的升高而減小，隨噴射壓比的增大而增大。

（3）在臨界點附近，超臨界正十烷/正戊烷混合物可能會在噴口處發生相變而發生冷凝。在相同噴射溫度下，較高的噴射壓力更有可能導致噴口處發生冷凝。

（4）小分子碳氫燃料和大分子碳氫燃料由于物性的不同導致相變特性存在一定差異。小分子碳氫燃料在噴射過程中更容易發生相變和冷凝。

（5）采用1維等熵假設可以計算超臨界碳氫燃料的流量，在臨界壓力以上可以達到較高的精度。