微型燃燒室蒸發管燃油霧化和蒸發特性數值研究

張 群 ，寇 睿 ，黎超超 ，陳 溯 ，王 榮 ，楊省喆

（1.西北工業大學動力與能源學院，西安710072；2.中國航發湖南動力機械研究所，湖南株洲412002；3.四川航天技術研究院四川達宇特種車輛制造廠，成都610100）

0 引言

自20世紀80年代微型發動機概念出現以來，微型發動機及其相關技術的研究取得了較大進步，微型發動機憑借其特有的優點受到各國的關注，具有很大的發展潛力。近幾年，微型動力系統已成為國內外研究熱點，其中微型渦輪發動機是最有前途的動力之一，具有體積小、質量輕、密度大等優點[1-2]。新一代微型發動機采用的燃燒室主要有直流環形燃燒室和回流環形燃燒室。根椐目前國外研究動向及對直流與回流環形燃燒室的對比分析可知，高性能微型發動機采用直流環形燃燒室是目前的發展方向[3]。這種微型直流燃燒室受到空間布局的限制，在燃油霧化和蒸發方面，一般采用結構簡單、供油壓力低的蒸發管供油[4-5]。蒸發管是蒸發管式微型燃燒室的重要部件，與燃油霧化效果的好壞和燃燒室的性能息息相關[6-9]。微型燃燒室采用的燃料為液態航空煤油，燃油通過噴嘴及蒸發管進行破碎霧化，油霧進入燃燒室頭部完成燃燒[10-12]。如果霧化技術不良，燃燒室內的液滴直徑過大，將會出現油滴碰壁、火焰后移，以及出口溫度分布不均等問題[13]。此外，液霧的最小點火能量與液滴直徑成4.5次方的關系，液霧直徑越大，所需要的最小點火能量也越大[14]。液霧群粒子尺寸不僅影響發動機性能，且影響發動機工作可靠性，特別是對熱端部件的壽命有重要影響[15]。

為滿足先進微型燃燒室燃燒組織的需求，本文對蒸發管及來流特征參數與燃油霧化的關系進行了進一步的研究，得到了影響燃油霧化和蒸發的主要因素，為改善蒸發管內燃油霧化和蒸發效果提供技術支持。

1 物理模型與計算方法

1.1 物理模型與網格劃分

參照已有的相關模型數據，提取單個蒸發管結構并對其細節進行適當修改和優化，得到數值模擬所需的蒸發管幾何模型。采用結構化網格進行數值模擬計算。在進行結構化網格劃分時，對幾何結構變化比較劇烈的部位和噴嘴出口處進行局部加密處理，對蒸發管壁面附面層也進行加密處理，并進行網格無關性驗證，經過不斷調試后發現，當網格數為250萬左右時計算網格數較少，且計算結果可靠。

1.2 數值計算方法

蒸發管的流場計算采用基于壓力的隱式分離求解器，湍流模型選取Standard k-ε雙方程模型，噴嘴霧化模型采用DPM模型，二次破碎模型選取Wave模型，碰撞模型選取Stochastic Col-lision模型，單個液滴的內部溫度分布采用零模型。壓力速度耦合方式采用SIMPLE算法，壓力方程離散采用標準格式，其他方程離散采用2階迎風格式。壁面采用無滑移邊界條件，近壁面處理采用標準的壁面函數，碰壁液滴的處理采用壁面液膜模型（Wall-Film），此時不考慮外界環境對蒸發管內部燃油霧化和蒸發的影響，采用絕熱壁面邊界條件。

2 邊界條件與研究方案

2.1 邊界條件

空氣進口采用質量流量進口，質量流量為6.72g/s，當蒸發管直徑與來流溫度發生變化時，進口質量流量保持不變，進口溫度給定為465 K。模型計算區域中包含1個燃油噴嘴，其燃油質量流量為1.33 g/s，液滴的初始溫度為300 K，蒸發管壁面溫度設為800 K，出口采用自由流出口，為了更清楚地模擬燃油液滴的霧化和蒸發過程，采用平口壓力霧化噴嘴，噴嘴相關參數設定由實際幾何模型確定。

2.2 研究方案

基準型蒸發管直徑為8 mm，來流溫度為465 K，燃油噴射方向為0°（與蒸發管平行）。本文研究的主要因素包括燃油噴射方向、蒸發管直徑和來流空氣溫度，以基準型蒸發管進行單一變量變化，具體研究方案見表 1～3。

表1 燃油噴射方向變化方案

表2 蒸發管直徑變化方案

表3 來流空氣溫度變化方案

3 結果分析

3.1 特征截面選取

在探討蒸發管及來流特征參數對蒸發管內燃油霧化蒸發性能參數的影響時，分別選取距離噴嘴出口 x=9、18、27、36、45、54、63 mm處的截面，各截面的具體位置如圖1所示，噴嘴出口位置在x=0處。

圖1 各截面與蒸發管相對位置

文中分析的參量包括燃油液滴的索太爾平均直徑（DSM）和燃油蒸發率。對于液滴DSM的計算，可以直接從數值模擬軟件中導出每個截面的液滴直徑，從而得到每個截面處的DSM；對于燃油蒸發率的計算，可以從數值模擬軟件中統計出每個截面處蒸發的燃油量，蒸發率等于蒸發燃油量與燃油總量的比值，從而計算出每個截面處燃油的蒸發率。

3.2 燃油噴射方向對霧化蒸發的影響

燃油噴射方向是噴嘴的1個重要參數，故研究了方案1.1、1.2、1.3、1.4的4種不同燃油噴射角度對燃油霧化蒸發的影響，燃油噴射角度α如圖2所示。

圖2 燃油噴射角度α

燃油液滴在蒸發管內的粒徑分布如圖3所示。從圖中可見，當燃油噴射方向變化時，蒸發管內燃油液滴的粒徑分布有很大差異。此外還可見，當燃油噴射角度較小時（如方案1.2），燃油液滴碰壁后發生平鋪、黏附現象較少；當燃油噴射角度較大時（如方案1.3），燃油液滴碰壁后，大量液滴發生平鋪、黏附現象，使燃油液滴集中在蒸發管的一側，嚴重影響燃油液滴的霧化和蒸發，使得燃油液滴的粒徑普遍較大。此外，少部分液滴反彈至蒸發管中心區域，霧化較好，所以大粒徑液滴和小粒徑液滴均存在于蒸發管內；當逆向噴射燃油液滴時（如方案1.4），部分燃油液滴會流至蒸發管進口處而增大液滴與來流氣流摻混霧化的距離，燃油液滴在蒸發管內分布比較均勻，在噴嘴出口處氣態和液態油滴間的相對速度較大，都有利于燃油霧化，因此燃油逆噴的霧化效果較好。

圖3 蒸發管內燃油液滴粒徑分布

蒸發管內各特征截面燃油液滴的DSM曲線如圖4所示。從圖中可見，當燃油噴射方向變化時，蒸發管中燃油液滴的DSM隨蒸發管軸向距離的變化規律有較大區別。方案1.1和1.2的變化趨勢基本一致；對于方案1.3，由于燃油噴射角度較大，燃油直接噴射至蒸發管壁面，液滴將會出現平鋪、黏附、反彈等情況，導致大量液滴在蒸發管壁面附近聚集，因而液滴粒徑普遍較大，霧化力度較小。

圖4 燃油液滴D SM沿軸向的變化

對于方案1.4，采用逆噴方案時，燃油液滴從噴嘴噴出時與來流空氣的相對速度最大，燃油液滴與來流空氣充分接觸，氣流對液滴的剪切作用較強，所以當燃油液滴到達第1個統計截面x=9 mm處時，燃油液滴在前端區域已經充分霧化，燃油液滴粒徑初始值便已經較小。整體上，當燃油液滴噴射角度較小時，適當的噴射角度對蒸發管出口的DSM有利；當燃油液滴噴射角度較大、接近90°時，由于燃油液滴過早碰壁，使液滴聚集在蒸發管壁面處，導致出口粒徑較大，逆向噴射效果最好，使得出口的DSM保持在較低水平。

蒸發管內各特征截面燃油液滴的蒸發率隨著蒸發管軸向距離的增加而提高的曲線如圖5所示。從圖中可見，燃油液滴的噴射角度越大，其在蒸發管內的蒸發率越高，分析認為，隨著噴射角度的增大，有越來越多的液滴聚集在蒸發管壁面處，而蒸發管的溫度比燃油液滴及來流空氣的溫度高很多，燃油液滴更容易吸熱；方案1.4的蒸發率較高則是因為燃油液滴在蒸發管內分布更為分散，燃油液滴的粒徑較小，逆噴時燃油液滴有更長的時間來吸收熱量所致。

圖5 燃油液滴蒸發率沿軸向變化

3.3 蒸發管直徑對燃油霧化和蒸發的影響

研究了7種蒸發管直徑d對燃油霧化蒸發的影響（即方案2.1～2.7），蒸發管直徑d如圖6所示。當d改變時，蒸發管進口段和出口段的直徑也隨之增大或縮小等量數值。

蒸發管內各特征截面燃油液滴的DSM隨蒸發管軸向距離的變化曲線如圖7所示。當蒸發管的直徑變化時，蒸發管中燃油液滴的DSM隨蒸發管軸向距離的變化規律有很大不同，其中方案2.1、2.2在27mm前的距離上霧化很好，而在27mm后的距離上DSM變化不大，分析認為蒸發管直徑較小時來流的速度較高，氣液的相對速度差較大，使得霧化效果較好，而后由于相對速度變低、液滴粒徑變小，使得We變小，當We<12時便不再破碎，因此方案2.1、2.2后面一段距離上液滴粒徑變化較小。

圖6 蒸發管直徑d

圖7 燃油液滴D SM沿軸向的變化

蒸發管內各特征截面燃油液滴的蒸發率隨著蒸發管軸向距離的增加而提高的曲線如圖8所示。當蒸發管直徑d變化時，蒸發管出口截面燃油液滴的蒸發率變化范圍較大，大致為0～30%，隨著蒸發管直徑的減小，其蒸發率有較大增幅，說明蒸發管直徑是影響蒸發管蒸發率的重要因素。分析認為，蒸發管直徑的減小使得蒸發管內來流空氣的速度變大，而來流空氣的溫度高于燃油液滴的溫度，使得液滴能吸收更多的熱量；同時隨著蒸發管直徑的減小，燃油的霧化效果有很大改善，使得燃油液滴的平均粒徑變小。在二者的綜合作用下，燃油液滴的蒸發率隨著蒸發管直徑的減小而提高。

圖8 燃油液滴蒸發率沿軸向的變化

3.4 空氣溫度對燃油霧化和蒸發的影響

燃油液滴在蒸發管內的溫度分布如圖9所示。從圖中可見，當來流空氣溫度變化時，蒸發管內燃油液滴的溫度分布有較大差異，方案3.1由于燃油液滴的初始溫度等于來流溫度，所以隨著蒸發管軸向距離的增加，燃油液滴的溫度基本不變；結合圖例，從圖9中方案3.1～3.5的燃油液滴溫度分布可見，隨著來流溫度的升高，蒸發管內高溫油滴所占的比例不斷變大，在蒸發管出口處燃油液滴的溫度也在不斷升高，來流對燃油液滴的加熱作用逐漸明顯。此外，由于燃油液滴的溫度和其蒸發率是正相關的，燃油液滴的表面張力和其溫度是負相關的，由此促進了燃油液滴的蒸發和霧化。

圖9 蒸發管內燃油液滴溫度分布

溫度對燃油液滴的霧化蒸發有比較重要的影響，因此有必要研究不同來流溫度下燃油的霧化和蒸發效果。分5種情況來研究不同的來流空氣溫度對燃油霧化和蒸發的影響，其中基準型的來流溫度為465 K。來流空氣溫度變化時，蒸發管內各特征截面燃油液滴的DSM隨蒸發管軸向距離的增加而減小的曲線如圖10所示。蒸發管內各特征截面燃油液滴的蒸發率隨著蒸發管軸向距離的增加而提高的曲線如圖11所示。從圖中可見，當來流空氣溫度變化時，蒸發管各截面燃油液滴的DSM有較大變化，出口DSM的變化趨勢很明顯是隨著來流空氣溫度的升高而不斷減小，霧化效果不斷改善。對于該組算例而言，在進口質量流量不變的情況下，燃油溫度的升高會在一定程度上影響到來流空氣的速度，而燃油液滴的速度變化一般不太大，氣液的相對速度增加使得液滴所受的氣動力變大，液滴更容易破碎。

圖10 燃油液滴D SM沿軸向的變化

圖11 燃油液滴蒸發率沿軸向的變化

4 結論

本文通過計算基準型蒸發管的流場與霧化和蒸發參數，分析了蒸發管內的燃油霧化和蒸發過程，總結了多種參數對單個蒸發管內燃油霧化和蒸發效果的影響，得到如下結論：

（1）當燃油液滴噴射角度較小時，適當的噴射角度對霧化蒸發有利；當燃油液滴噴射角度較大時，由于燃油液滴過早碰壁，液滴聚集在蒸發管壁面，導致燃油液滴出口粒徑較大，但其蒸發效果有所改善。相較而言，逆向噴射時燃油的霧化和蒸發效果最好，出口的液滴索太爾平均直徑最低，接近50μm，燃油液滴的蒸發率最高。

（2）蒸發管直徑的改變會引起來流速度的變化，進而對燃油液滴的霧化和蒸發產生較大影響，蒸發管直徑較小時來流的速度較高，氣液的相對速度差較大，霧化效果較好，而后由于氣液的相對速度變低，液滴粒徑變小，使得We變小，當We<12時，液滴基本不再破碎。

（3）來流空氣溫度會對燃油液滴的霧化蒸發產生一定影響。來流空氣溫度越高，霧化和蒸發效果越好。