反應機理對燃燒室出口溫度分布仿真結果的影響

范珍涔，程　波，曹宗華，陳振輝

（中國燃氣渦輪研究院，成都610500）

反應機理對燃燒室出口溫度分布仿真結果的影響

范珍涔，程波，曹宗華，陳振輝

（中國燃氣渦輪研究院，成都610500）

為考察不同反應機理對航空發動機燃燒室出口溫度分布數值模擬的影響，基于小火焰模型，采用6種不同的航空煤油化學反應機理，對航空發動機燃燒室的三維兩相燃燒流場進行了數值模擬。比較了各機理所預測的出口溫度場和燃燒效率結果的異同，并結合試驗數據進行分析，考察了各機理模擬燃燒室出口溫度分布及效率的準確性。結果表明：23步反應機理和30步反應機理預測的出口溫度分布及燃燒效率有較高的可信度，單步、2步、11步反應機理預測結果則與試驗結果相差較大；H-O反應在反應機理中的作用非常關鍵，只考慮NO而不考慮其他NOx生成對模擬結果影響很小。

航空發動機；燃燒室；出口溫度分布；小火焰模型；航空煤油；化學反應機理；數值模擬

1　引言

航空煤油由成百上千種碳氫化合物構成，其裂解產物及氧化過程非常復雜。就目前的計算能力，很難采用詳細的化學反應機理對其燃燒過程進行數值模擬，現有的解決辦法是構造煤油替代燃料模型及對其反應機理進行簡化［1］。

國內外就此開展了大量的研究工作。對于煤油替代物的選擇，最簡單的方法是采用一種組分，根據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機理、2步反應機理及4步反應機理；Kundu等［4］給出的以C12H23為煤油替代模型的12組分16步反應機理及16組分23步反應機理。隨著機理研究的深入，出現了多組分的替代模型，如范學軍等［5］的由49%摩爾分數的正十烷、44%的三甲基環己烷及7%的正丙基苯組成的替代燃料模型。王慧汝［6］對幾種多組分替代模型進行了計算和試驗研究，得出了給定工況下最適合的化學反應機理。由于多組分替代模型對應的反應機理通常也是成百上千步，對于復雜的CFD模擬顯得過于龐大，因此現在與燃燒室相關的數值模擬研究還是多以單一組分化學反應機理為主。肖保國等［7］提出了以C10H22為分子式的航空煤油反應機理，對超燃沖壓發動機燃燒室流場進行了計算，其壁面壓力計算結果與實驗結果吻合。侯凌云［8］采用單步和2步總包反應機理對超聲速燃燒進行了數值模擬，對比了兩種反應機理對模擬造成的影響。Wang［1］以C12H24代替RP-1煤油，以11組分17步準總包反應模型，對火箭發動機燃燒室進行了數值模擬，并得到較好結果。

目前，燃燒室中采用的化學反應機理很多，研究結論也不盡相同，未形成統一的參考標準，而化學反應直接決定了燃料的反應過程及放熱規律，合適的機理選擇對模擬結果有較大的影響。本文以某型航空發動機燃燒室為對象，基于小火焰燃燒模型，對6種不同的反應機理進行計算分析，對比其在預測燃燒室主要性能上的差異，以便為該型燃燒室后續的改進設計和研制提供有效的數值模擬手段。

2　計算模型及方法

2.1燃燒室模型及模擬工況

該型發動機燃燒室為全環形結構，主要由短突擴擴壓器、帶雙級軸徑向反向旋流器的短縫槽氣膜冷卻火焰筒、18個雙油路離心噴嘴及機匣等組成。為方便計算，取全環的1/18（20°部分）進行建模，模型如圖1所示。

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

采用非結構四面體網格對計算模型進行空間離散。在不影響流場的情況下，對噴嘴、電嘴等局部細節進行簡化。適當延長出口通道長度以方便計算收斂。在參數梯度變化劇烈的頭部和孔等區域進行網格加密處理，并對不同網格尺寸之間的過渡進行平緩處理。分別采用900萬、1 500萬和1 800萬三套網格進行網格無關性計算，對比表明三者計算結果較為接近，其中1 500萬與1 800萬兩套網格計算結果幾乎一致，下面采用1 500萬的網格進行計算。

計算模擬工況為：進口空氣流量0.506 kg/s，總壓903 kPa，總溫702.3 K，余氣系數2.74。進口邊界采用質量進口，出口采用自由流出口，壁面絕熱無滑移。

2.2控制方程及計算方法

2.2.1控制方程及模型

計算中采用的控制方程為多組分化學反應的守恒型三維N-S方程，其通用形式為：

式中：U為守恒變量向量，F、G、H為對流項向量，Fv、Gv、Hv為粘性項向量，J為源項向量。穩態模擬時略去式中的時間變化項。

航空煤油以液態噴射進入燃燒室，隨后霧化蒸發并發生燃燒反應。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間的相互作用，并主要考慮液滴的Brownian運動和在氣流中的二次破碎。煤油的噴霧模型則采用CONE模型，通過離心噴嘴的霧化經驗公式［9］給定索太爾平均直徑和噴霧錐角。燃燒室流場計算選用Standard k-ε模型。

燃燒模擬采用小火焰模型。其優點在于能將實際的動力效應融合在湍流火焰中，火焰可表示為混合分數和標量耗散率的函數，通過大量的計算或試驗建立火焰數據庫后，只要在湍流中計算出局部的混合分數和標量耗散率，就可在數據庫中調用相應的數值，大大減少湍流火焰的計算量。

2.2.2反應機理

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

各反應機理的主要特征見表1。表中，11步反應機理中的煤油裂解是在與氧氣發生反應時產生的，H-O反應則是包含在CO的氧化等反應中的，無獨立的H-O反應；20步反應機理與23步、30步反應機理裂解產物不同（20步為C2H2與H2，其余的為CH和H）；30步反應機理生成的污染物有N2O，其他的則只有NO生成。各反應機理的反應式、活化能、指前因子、反應級數、速度指數等數據見相應文獻［3-4，10-12］。

表1　各反應機理的主要特征Table 1 Main characteristics of reaction mechanisms

3　計算結果分析

主要對燃燒室出口溫度分布、燃燒效率進行評價。計算溫度分布系數OTDF（燃燒室出口溫度分布系數）、RTDF（燃燒室出口徑向溫度分布系數）時，其平均溫度采用質量平均得出。燃燒效率采用熱焓法計算，各進出口氣流總焓根據質量平均得出。

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分別為各點處的總溫值和出口截面平均總溫值?？梢姡焊髂Ｐ偷贸龅某隹跍囟葓龈邷貐^分布位置基本相同；單步反應機理得出的高溫區范圍最大，2步反應機理的次之，11步反應機理的最小。其原因是：單步反應機理忽略了裂解及H-O反應的中間產物、污染物及中間氧化產物CO的生成，即假定煤油完全氧化生成最終產物CO2和H2O，這一假設夸大了真實的反應程度，造成反應的總釋熱量遠高于真實情況，高估了化學反應的溫度；2步反應機理雖然考慮了中間氧化產物CO，降低了反應的總釋熱量，但該機理未考慮燃料的裂解及污染物生成的吸熱過程，所以估算的化學反應溫度仍然偏高；11步反應機理在考慮燃料的裂解、中間氧化產物及污染物生成吸熱過程的基礎上，未強調H-O反應中最重要的OH反應，造成對化學反應釋熱量的預估較真實情況偏低。

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OH質量分數分布（從旋流器出口開始，沿火焰筒中心軸線方向）?？梢?，11步反應機理得出的OH分布在主燃區較其他反應機理的低，這是由于11步反應機理中簡化H-O反應機制所致。OH反應是燃燒過程中重要的熱來源，生成OH與消耗OH的反應均是劇烈的放熱反應，對氧化生成CO及進一步氧化成為CO2起著至關重要的作用，而主燃區初始溫度場的形成對出口溫度分布有著直接影響。因而通過OH分布云圖，可更進一步解釋11步反應機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OH質量分布云圖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果與試驗結果的對比。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步反應機理的模擬結果與試驗值最接近，熱點分布位置也基本相同；20步反應機理的模擬值與試驗值較為接近，但徑向溫度分布趨勢不同；單步反應和2步反應機理的模擬值偏高，11步反應機理的模擬值偏低，熱點位置都有所不同。數值結果上的不同可用上文各機理釋熱規律的不同來解釋。熱點位置的不同則是由于發動機內的燃燒是由煤油化學反應動力學及煤油蒸發、摻混共同控制的過程，化學反應動力學模型的改變會對出口溫度分布的模擬造成一定影響。上述結果同時表明，采用合適的化學反應動力學模型，對出口溫度分布的準確模擬具有重要意義。

圖4燃燒室出口徑向溫度模擬結果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果與試驗數據的對比，圖中T4E_max為試驗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值之間的相對誤差。可見，除單步反應外，其他反應機理的出口溫度最大值和平均值與試驗結果誤差都較小，這是由于機理間不同釋熱規律所致。

圖6為燃燒室出口溫度分布系數OTDF和RTDF的模擬結果?？梢?，各模型模擬得出的OTDF 和RTDF與試驗值之間的誤差ΔOTDF和ΔRTDF大都在0.03以內，基本滿足工程需求。結合圖2～圖6可知，23步和30步反應機理溫度分布預測結果與試驗值非常吻合，這說明模擬過程中只考慮NO排放不會對溫度模擬結果帶來較大誤差。

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

圖6　OTDF及RTDF模擬結果Fig.6 Simulation results of OTDE and RTDF

從機理上講，NO的產生需要較高能量，其他NOx的生成則需要更高的能量。因此需要大量熱量才會產生少量的NOx，在模擬過程中忽略其他NOx產物的生成不會對溫度分布結果帶來較大影響。圖7示出了30步反應機理模擬得到的出口截面N2O的質量分數分布，可看出燃燒得到的N2O質量分數極低，基本可以忽略。

圖7 30步反應機理模擬得到的燃燒室出口截面N2O質量分數分布Fig.7 N2O mass fraction contour at outlet with 30 step reaction mechanism

圖8為熱焓法計算出的燃燒效率ηM與試驗值ηE的對比?？梢?，單步機理得到的燃燒效率最高，約為試驗值的1.13倍；除11步反應機理外，2步、20步、23步、30步反應機理得到的燃燒效率均比試驗值高，且與試驗值的相對誤差都在3.5%以內。以上結果同樣是由于各機理間釋熱量不同所致。

圖8　各模型計算得出的燃燒效率與試驗值對比Fig.8 Comparisons of calculated combustion efficiency values with experimental data

4　結論

（1）23步反應機理和30步反應機理能準確預測出口溫度分布，其預測的徑向溫度分布趨勢、OTDF、RTDF、最高溫度、平均溫度均與試驗值吻合；

（2）除單步反應機理外，其他反應機理得到的燃燒效率與試驗值的誤差在5%以內；

（3）單步反應機理與2步反應機理忽略了大量中間產物，釋熱量較真實情況過大，而11步反應機理未完全考慮H-O反應，釋熱量較真實情況過小，都不適用于溫度分布及燃燒效率預測；

（4）H-O反應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其簡化會造成釋熱量小，預測溫度值偏低；

（5）機理中是否包含NO的生成不會對溫度及效率模擬結果造成大的影響；

（6）選擇合適的化學反應機理進行燃燒室數值模擬對結果的準確性非常重要。

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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，主要從事航空發動機燃燒室性能設計。