采用不同航空煤油反应机理模拟模型燃烧室两相燃烧流场

王慧汝，金捷

采用不同航空煤油反应机理模拟模型燃烧室两相燃烧流场

王慧汝1，金捷2

(1.中航空天发动机研究院有限公司，北京100028；2.北京航空航天大学能源与动力工程学院，北京100191)

基于火焰面模型，采用两个不同的航空煤油化学反应机理(Kundu反应机理和亚琛反应机理)，对模型燃烧室内三维两相燃烧流场进行了数值模拟，比较了两个反应机理燃烧流场计算结果的异同，并结合充分搅拌反应器模型进行了分析。通过与实验结果的比较，初步考察了两个反应机理模拟实际燃烧室燃烧流场的能力。结果表明：在给定工况条件下(工况1，马赫数0.160，来流温度537 K，总油气比0.004 8，常压；工况2，马赫数0.155，来流温度523 K，总油气比0.010 0，常压)，两个反应机理均能准确预测模型燃烧室的温度场和CO2排放量；亚琛反应机理在工况1时，可准确预测NO排放量，在工况2时，预测值高于实验值，而Kundu反应机理预测的NO排放量在两个工况下均与实验值差别较大。

航空发动机燃烧室；火焰面模型；航空煤油；化学反应机理；充分搅拌反应器；两相燃烧

1 引言

数值模拟航空发动机燃烧室内复杂的燃烧流场，不可避免地要涉及到航空煤油的化学反应机理。而航空煤油本身是一种复杂的混合物，由链烷烃、芳香烃、环烷烃三大类物质为主的成千上百个组分构成[1]，目前还没有统一的反应机理。

现在使用的机理大致分为两大类：一类是把航空煤油看作一种组分，即根据不同的航空煤油类型给出不同的平均分子式(如C12H23，C11.6H22，C11H22，C11H23等[1])，然后再研究相应的化学反应机理。这其中比较典型的有Westbrook以C12H23为平均分子式提出的单步反应机理、2步反应机理[2]，Dong提出的4步反应机理[3]，和Kundu提出的以C12H23为航空煤油平均分子式的多个化学反应机理[4～6]。这些机理中，尤以Kundu在1999年提出的反应机理[5](简称Kundu反应机理)最具有代表性，其包含了污染物的反应机理，应用范围最广，且经过预混燃烧实验验证。另一类是用替代燃油的化学反应机理作为煤油的化学反应机理。其中比较典型的有Dagaut提出的三组分(以体积计，75%的正癸烷，15%的丙基苯，11%的丙基环己烷)替代燃油反应机理[7]，和德国亚琛大学Honnet等提出的二组分(以质量计，80%的正癸烷，20%的1，2，4-三甲基苯)替代燃油反应机理[8]等。Dagaut的反应机理在充分搅拌反应器中进行了验证，而Hon⁃net等的反应机理经过了激波管、充分搅拌反应器和预混燃烧等多个实验数据验证。1996年，同是亚琛大学的Hewson等公布了较为详细的NOX反应机理[9]，综合考虑了热力、瞬发和N2O三个反应过程，以及NHX氧化为NOX的反应过程。由于文献[8]、[9]之间采用相同类型的中间组分及热力学数据库，因此可综合二者的反应机理，得到包括污染物反应的航空煤油(替代燃油)的详细反应机理(简称亚琛反应机理)。

由于航空煤油的成分及比例受产地、提炼方式等因素的影响而不同，而Kundu反应机理与亚琛反应机理提出时参照的航空煤油类型不同，因此两个反应机理模拟的航空煤油燃烧特性是否有较大差异，对燃烧流场的计算结果有多大影响，以及两个反应机理能否准确模拟实际燃烧室燃烧流场等问题，都需进一步研究。本文基于火焰面模型，对带V型火焰稳定器的模型燃烧室进行数值计算，并利用文献[10]中实验数据，初步考察Kundu反应机理和亚琛反应机理模拟实际燃烧室燃烧流场的能力，比较两个反应机理预测结果的异同，以期为模拟真实航空发动机燃烧室复杂燃烧流场提供一定参考。

2 研究对象

研究对象为带V型火焰稳定器的模型燃烧室，其具体结构尺寸及相应燃烧实验介绍参见文献[10]。模型燃烧室的计算网格为非结构化网格，单元总数约150万。模拟的工况条件为：工况1，来流马赫数0.160，进口温度537 K，总油气比0.004 8；工况2，来流马赫数0.155，进口温度523 K，总油气比0.010 0。

3 数学物理模型

数值计算采用FLUENT 6.3商用软件。湍流模型选用能较好模拟较大曲率、漩涡流动且比RNG模型更易收敛的Realizablek-ε模型，近壁面区采用标准壁面函数处理，数值算法采用SIMPLE算法。两相流计算采用颗粒随机轨道模型，在全流场中用拉格朗日法跟踪离散液滴的运动和输运，液滴的分布采用Rosin-Rammler分布。化学反应过程分别采用稳态火焰面模型[11]和非稳态火焰面模型[12，13]处理。计算中没考虑辐射和燃油的二次雾化。

稳态火焰面模型通过求解稳态火焰面方程对化学反应进行预处理，生成以标量耗散率、混合分数为基本自变量，组分的质量分数、温度值等为变量的数据库文件。通过求解湍流流场，得到平均标量耗散率和平均混合分数，然后在数据库中插值得到对应的组分质量分数和温度值，并通过统计平均的方法得到湍流流场中平均的组分质量分数和温度值等信息。模型没有考虑火焰面方程中的非稳态项，认为标量耗散率、边界条件等参数改变引起的火焰面变化无限快。对于温度和大多数反应速率较快的组分，该假设成立；但对于反应速率较慢的污染物，该假设不成立。因此，稳态火焰面模型不能正确模拟污染物排放。

为此，文献[12]、[13]中采用非稳态火焰面模型来模拟污染物排放。该方法以稳态火焰面模型计算结果为基础，在流场中加入若干有质量、虚拟的颗粒来代表每道火焰，用其在湍流流场中的运动轨迹来代表非稳态火焰面随时间的变化经历及火焰面参数的瞬态影响。根据其研究，引入一道非稳态火焰面就能获得较为准确的解。因此在本文计算中，流体颗粒即非稳态火焰面个数取1。求解过程主要为：①用欧拉方式求解非稳态火焰面在空间各点各时刻出现的概率；②每个时刻对标量耗散率进行全场概率加权平均，求解与之相对应的非稳态火焰面方程，用假定的概率密度函数进行统计平均，得到当地的组分质量分数；③在较长时间内(保证流体颗粒运动到出口截面外)，对不同时刻统计平均后的当地组分质量分数进行概率加权平均，得到当地最终的组分质量分数。

4 计算结果与分析

图1给出了工况1和工况2条件下对称截面上的温度云图。可见，亚琛反应机理和Kundu反应机理计算的温度场差异很小，与实验过程中拍摄的火焰结构有一定的相似性。图2给出的温度分布，则从定量上进一步说明两个反应机理计算结果相差很小，且均与实验结果吻合较好，表明两个反应机理均能准确描述模型燃烧室内的温度场。

图3给出了工况1和工况2条件下出口测量位置CO2体积分数的计算值。可见，两个反应机理的计算结果相差较小，且均与实验值有一定偏差。这是因为实验过程中为保证来流温度，前方供油进行燃烧加温，后方测量结果中包含了前方燃烧产生的CO2，所以实验值比计算值偏高。总的来说，两个反应机理均能较为准确地描述模型燃烧室内CO2的排放量。

图1 对称截面上的温度云图和实验拍摄的火焰结构Fig.1 Contours of temperature on the symmetry plane and the experiment photo

图2稳态火焰面模型计算的温度分布Fig.2 Temperature distribution simulated using steady flamelet model

图4 给出了工况1和工况2条件下，采用非稳态火焰面模型计算的对称截面上的NO体积分数。可见，相同工况下，在同一位置，亚琛反应机理的计算值基本上大于Kundu反应机理的计算值。从图5还可看出，Kundu反应机理计算的NO体积分数在两个工况条件下均与实验值差别较大，而亚琛反应机理在工况1条件下与实验值吻合较好，在工况2条件下比实验测量值略大。这表明Kundu反应机理不能准确预测燃烧室燃烧时污染物的排放量，而亚琛反应机理在工况1时预测精度较好，在工况2时预测值偏高。

图3 稳态火焰面模型计算的CO2体积分数Fig.3 Volume fraction of CO2simulated using steady flamelet model

图4 非稳态火焰面模型计算的对称截面的NO体积分数Fig.4 Volume fraction of NO on the symmetry plane simulated using unsteady flamelet model

上述计算过程中，除采用的化学反应机理不同外，所有计算参数都相同。因此可认为，上述两个反应机理燃烧流场计算结果的异同，是由于两个反应机理所模拟的航空煤油燃烧化学特性异同所致。因为采用稳态火焰面模型求解流场参数时，该模型对化学反应进行预处理，生成以标量耗散率、混合分数为基本自变量，各种组分质量分数和温度值等为变量的火焰面数据库，不同反应机理模拟的燃烧特性异同，直接体现在生成的数据库文件中，进而体现在统计平均得到的流场参数中。采用非稳态火焰面模型计算流场参数时，该模型求解非稳态火焰面方程，并进行相应平均后得到最终流场参数，不同反应机理模拟的燃烧特性异同，直接体现在求解的计算结果上，进而体现在进行相应平均后的最终计算结果上。因此，下面重点比较两个反应机理燃烧特性的异同点，并以此分析对燃烧流场计算结果的影响。具体过程：首先选择比较燃烧化学特性的模型，再分析本文研究的实际流场中两个反应机理燃烧特性的异同，最后分析该异同对燃烧流场计算结果的影响。

(1)燃烧化学特性可用层流火焰传播速度、点火延迟时间等参数来衡量，但在此处并不合适。从前文分析可知，火焰面方程求解过程中对化学反应的处理，可简单概括为给定工况参数，计算相应的组分质量分数和温度值。因此本文的研究中，航空煤油燃烧化学特性特指，给定工况参数，计算相应的组分质量分数和温度值。以下选用能最为直接、快速得到稳态工况条件下对应组分质量分数和温度值的充分搅拌反应器模型[14]，对两个反应机理的燃烧化学特性进行比较。

(2)在选择验证工况范围时，综合考虑实际燃烧流场中各点当量比的变化范围、航空煤油的贫富油熄火极限和航空煤油液滴周围的火焰温度等因素，充分搅拌反应器的验证工况范围选定为：压力P=101 325 Pa，停留时间τ≥0.3 ms(用V型稳定器尾缘处的最大速度和回流区长度预估得到)，进口温度T≥800 K，当量比范围0.50～2.00。

图5 非稳态火焰面模型计算的NO体积分数Fig.5 Volume fraction of NO simulated using unsteady flamelet model

图6 亚琛反应机理和Kundu反应机理在充分搅拌反应器中的计算结果Fig.6 Simulation results of Aachen and Kundu mechanism in a perfectly stirred reactor

从图6的计算结果中可看出，在P=101 325 Pa、T=800 K、当量比0.50～2.00、τ=0.3 ms工况下，两个反应机理计算的温度和CO2摩尔分数，除了在当量比0.50附近差别较大外，在其它当量比时基本上都吻合较好；亚琛反应机理计算的NO摩尔分数，在当量比大于0.80后明显比Kundu反应机理的大，尤其是当量比1.25附近两者相差最大。另外，增加停留时间，温度值、CO2、NO摩尔分数的计算值都有一定程度增加，表明停留时间对化学反应起积极促进作用。而且在当量比0.50～2.00范围内，两个反应机理计算的温度和CO2摩尔分数均吻合很好，但计算的NO摩尔分数仍相差较大。提高进口温度与增加停留时间的作用类似，都能积极促进化学反应。因此，图6已能从定性上表明：在温度大于800 K、压力101 325 Pa、停留时间大于0.3 ms、当量比0.50～2.00的条件下，两个反应机理模拟的温度值、CO2摩尔分数较为一致，亚琛反应机理模拟的NO摩尔分数不小于Kundu反应机理的模拟值。

(3)根据前文所述，火焰面方程与充分搅拌反应器模型处理化学反应的方式类似，且实际燃烧流场中包括了充分搅拌反应器所有的验证工况。因此两个反应机理在充分搅拌反应器中燃烧特性的异同，会直接体现在火焰面模型计算的燃烧流场中，并通过扩散和输运效应最终影响到出口截面。这也表明，图6中两个反应机理在整个验证工况范围内计算的温度、CO2结果相差不大，火焰面模型计算相应的流场结果也相差不大(图1～图3)。而亚琛反应机理计算的NO摩尔分数不小于Kundu反应机理的计算值，所以图4中同一位置，相比于Kundu反应机理，亚琛反应机理计算的NO体积分数整体上更大，通过扩散和输运效应，最终出口位置的NO体积分数也更大(图5)。

5 结论

(1)Kundu反应机理和亚琛反应机理，都能准确预测模型燃烧室的温度场和CO2排放量。

(2)亚琛反应机理在工况1(来流马赫数0.160，进口温度537 K，总油气比0.004 8)时，可准确预测NO排放量，在工况2(来流马赫数0.155，进口温度523 K，总油气比0.010 0)时，预测值高于实验值；Kundu反应机理预测的NO排放量，在两个工况下均与实验值差别较大。

(3)两个反应机理在充分搅拌器中模拟的航空煤油燃烧特性的异同，可很好地解释本文两个反应机理模拟的燃烧流场计算结果异同的原因。

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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，山西长治人，博士，主要从事航空发动机燃烧数值模拟方法研究。