反应机理对燃烧室出口温度分布仿真结果的影响

范珍涔，程　波，曹宗华，陈振辉

（中国燃气涡轮研究院，成都610500）

反应机理对燃烧室出口温度分布仿真结果的影响

范珍涔，程波，曹宗华，陈振辉

（中国燃气涡轮研究院，成都610500）

为考察不同反应机理对航空发动机燃烧室出口温度分布数值模拟的影响，基于小火焰模型，采用6种不同的航空煤油化学反应机理，对航空发动机燃烧室的三维两相燃烧流场进行了数值模拟。比较了各机理所预测的出口温度场和燃烧效率结果的异同，并结合试验数据进行分析，考察了各机理模拟燃烧室出口温度分布及效率的准确性。结果表明：23步反应机理和30步反应机理预测的出口温度分布及燃烧效率有较高的可信度，单步、2步、11步反应机理预测结果则与试验结果相差较大；H-O反应在反应机理中的作用非常关键，只考虑NO而不考虑其他NOx生成对模拟结果影响很小。

航空发动机；燃烧室；出口温度分布；小火焰模型；航空煤油；化学反应机理；数值模拟

1　引言

航空煤油由成百上千种碳氢化合物构成，其裂解产物及氧化过程非常复杂。就目前的计算能力，很难采用详细的化学反应机理对其燃烧过程进行数值模拟，现有的解决办法是构造煤油替代燃料模型及对其反应机理进行简化［1］。

国内外就此开展了大量的研究工作。对于煤油替代物的选择，最简单的方法是采用一种组分，根据不同的航空煤油类型归纳出不同的平均分子式，如C12H23、C11H22、C11H23等［2］。针对这些分子式，较典型的有Westbrook［3］以C12H23为平均分子式提出的单步反应机理、2步反应机理及4步反应机理；Kundu等［4］给出的以C12H23为煤油替代模型的12组分16步反应机理及16组分23步反应机理。随着机理研究的深入，出现了多组分的替代模型，如范学军等［5］的由49%摩尔分数的正十烷、44%的三甲基环己烷及7%的正丙基苯组成的替代燃料模型。王慧汝［6］对几种多组分替代模型进行了计算和试验研究，得出了给定工况下最适合的化学反应机理。由于多组分替代模型对应的反应机理通常也是成百上千步，对于复杂的CFD模拟显得过于庞大，因此现在与燃烧室相关的数值模拟研究还是多以单一组分化学反应机理为主。肖保国等［7］提出了以C10H22为分子式的航空煤油反应机理，对超燃冲压发动机燃烧室流场进行了计算，其壁面压力计算结果与实验结果吻合。侯凌云［8］采用单步和2步总包反应机理对超声速燃烧进行了数值模拟，对比了两种反应机理对模拟造成的影响。Wang［1］以C12H24代替RP-1煤油，以11组分17步准总包反应模型，对火箭发动机燃烧室进行了数值模拟，并得到较好结果。

目前，燃烧室中采用的化学反应机理很多，研究结论也不尽相同，未形成统一的参考标准，而化学反应直接决定了燃料的反应过程及放热规律，合适的机理选择对模拟结果有较大的影响。本文以某型航空发动机燃烧室为对象，基于小火焰燃烧模型，对6种不同的反应机理进行计算分析，对比其在预测燃烧室主要性能上的差异，以便为该型燃烧室后续的改进设计和研制提供有效的数值模拟手段。

2　计算模型及方法

2.1燃烧室模型及模拟工况

该型发动机燃烧室为全环形结构，主要由短突扩扩压器、带双级轴径向反向旋流器的短缝槽气膜冷却火焰筒、18个双油路离心喷嘴及机匣等组成。为方便计算，取全环的1/18（20°部分）进行建模，模型如图1所示。

图1　燃烧室模型Fig.1 Schematic of the combustor

采用非结构四面体网格对计算模型进行空间离散。在不影响流场的情况下，对喷嘴、电嘴等局部细节进行简化。适当延长出口通道长度以方便计算收敛。在参数梯度变化剧烈的头部和孔等区域进行网格加密处理，并对不同网格尺寸之间的过渡进行平缓处理。分别采用900万、1 500万和1 800万三套网格进行网格无关性计算，对比表明三者计算结果较为接近，其中1 500万与1 800万两套网格计算结果几乎一致，下面采用1 500万的网格进行计算。

计算模拟工况为：进口空气流量0.506 kg/s，总压903 kPa，总温702.3 K，余气系数2.74。进口边界采用质量进口，出口采用自由流出口，壁面绝热无滑移。

2.2控制方程及计算方法

2.2.1控制方程及模型

计算中采用的控制方程为多组分化学反应的守恒型三维N-S方程，其通用形式为：

式中：U为守恒变量向量，F、G、H为对流项向量，Fv、Gv、Hv为粘性项向量，J为源项向量。稳态模拟时略去式中的时间变化项。

航空煤油以液态喷射进入燃烧室，随后雾化蒸发并发生燃烧反应。采用基于拉格朗日方法的离散相模型描述煤油液滴与气相流动间的相互作用，并主要考虑液滴的Brownian运动和在气流中的二次破碎。煤油的喷雾模型则采用CONE模型，通过离心喷嘴的雾化经验公式［9］给定索太尔平均直径和喷雾锥角。燃烧室流场计算选用Standard k-ε模型。

燃烧模拟采用小火焰模型。其优点在于能将实际的动力效应融合在湍流火焰中，火焰可表示为混合分数和标量耗散率的函数，通过大量的计算或试验建立火焰数据库后，只要在湍流中计算出局部的混合分数和标量耗散率，就可在数据库中调用相应的数值，大大减少湍流火焰的计算量。

2.2.2反应机理

为对比化学反应机理对燃烧室燃烧性能模拟的影响，采用了以下6种煤油的化学反应机理：West⁃brook［3］的单步、2步反应机理；Kundu［4，10］的15组分11步反应机理及16组分23步反应机理；Mawid［11］的13组分20步反应机理；Montgomery［12］提出的17组分30步反应机理。

各反应机理的主要特征见表1。表中，11步反应机理中的煤油裂解是在与氧气发生反应时产生的，H-O反应则是包含在CO的氧化等反应中的，无独立的H-O反应；20步反应机理与23步、30步反应机理裂解产物不同（20步为C2H2与H2，其余的为CH和H）；30步反应机理生成的污染物有N2O，其他的则只有NO生成。各反应机理的反应式、活化能、指前因子、反应级数、速度指数等数据见相应文献［3-4，10-12］。

表1　各反应机理的主要特征Table 1 Main characteristics of reaction mechanisms

3　计算结果分析

主要对燃烧室出口温度分布、燃烧效率进行评价。计算温度分布系数OTDF（燃烧室出口温度分布系数）、RTDF（燃烧室出口径向温度分布系数）时，其平均温度采用质量平均得出。燃烧效率采用热焓法计算，各进出口气流总焓根据质量平均得出。

图2为不同模型模拟得出的燃烧室出口总温分布云图，图中T4、T4E_av分别为各点处的总温值和出口截面平均总温值。可见：各模型得出的出口温度场高温区分布位置基本相同；单步反应机理得出的高温区范围最大，2步反应机理的次之，11步反应机理的最小。其原因是：单步反应机理忽略了裂解及H-O反应的中间产物、污染物及中间氧化产物CO的生成，即假定煤油完全氧化生成最终产物CO2和H2O，这一假设夸大了真实的反应程度，造成反应的总释热量远高于真实情况，高估了化学反应的温度；2步反应机理虽然考虑了中间氧化产物CO，降低了反应的总释热量，但该机理未考虑燃料的裂解及污染物生成的吸热过程，所以估算的化学反应温度仍然偏高；11步反应机理在考虑燃料的裂解、中间氧化产物及污染物生成吸热过程的基础上，未强调H-O反应中最重要的OH反应，造成对化学反应释热量的预估较真实情况偏低。

图2燃烧室出口温度分布云图Fig.2 Temperature distribution at combustor outlet

图3示出了喷嘴中心截面火焰筒内OH质量分数分布（从旋流器出口开始，沿火焰筒中心轴线方向）。可见，11步反应机理得出的OH分布在主燃区较其他反应机理的低，这是由于11步反应机理中简化H-O反应机制所致。OH反应是燃烧过程中重要的热来源，生成OH与消耗OH的反应均是剧烈的放热反应，对氧化生成CO及进一步氧化成为CO2起着至关重要的作用，而主燃区初始温度场的形成对出口温度分布有着直接影响。因而通过OH分布云图，可更进一步解释11步反应机理得出的出口温度分布较低的情况。

图3喷嘴中心截面火焰筒内OH质量分布云图Fig.3 OH mass fraction contour in combustor liner

图4显示了燃烧室出口径向温度分布模拟结果与试验结果的对比。图中，HR为径向高度，Hout为径向最大高度，T4R为该径向位置的平均温度。由图可知，23步和30步反应机理的模拟结果与试验值最接近，热点分布位置也基本相同；20步反应机理的模拟值与试验值较为接近，但径向温度分布趋势不同；单步反应和2步反应机理的模拟值偏高，11步反应机理的模拟值偏低，热点位置都有所不同。数值结果上的不同可用上文各机理释热规律的不同来解释。热点位置的不同则是由于发动机内的燃烧是由煤油化学反应动力学及煤油蒸发、掺混共同控制的过程，化学反应动力学模型的改变会对出口温度分布的模拟造成一定影响。上述结果同时表明，采用合适的化学反应动力学模型，对出口温度分布的准确模拟具有重要意义。

图4燃烧室出口径向温度模拟结果Fig.4 Radial temperature distribution at combustor outlet

图5示出了燃烧室出口温度最大值和平均值的模拟结果与试验数据的对比，图中T4E_max为试验所得的出口截面总温最大值为模拟得出的出口截面总温最大值与试验值之间的相对误差。可见，除单步反应外，其他反应机理的出口温度最大值和平均值与试验结果误差都较小，这是由于机理间不同释热规律所致。

图6为燃烧室出口温度分布系数OTDF和RTDF的模拟结果。可见，各模型模拟得出的OTDF 和RTDF与试验值之间的误差ΔOTDF和ΔRTDF大都在0.03以内，基本满足工程需求。结合图2～图6可知，23步和30步反应机理温度分布预测结果与试验值非常吻合，这说明模拟过程中只考虑NO排放不会对温度模拟结果带来较大误差。

图5　燃烧室出口温度最大值及平均值模拟结果Fig.5 Mean temperature and maximum values at combustor outlet

图6　OTDF及RTDF模拟结果Fig.6 Simulation results of OTDE and RTDF

从机理上讲，NO的产生需要较高能量，其他NOx的生成则需要更高的能量。因此需要大量热量才会产生少量的NOx，在模拟过程中忽略其他NOx产物的生成不会对温度分布结果带来较大影响。图7示出了30步反应机理模拟得到的出口截面N2O的质量分数分布，可看出燃烧得到的N2O质量分数极低，基本可以忽略。

图7 30步反应机理模拟得到的燃烧室出口截面N2O质量分数分布Fig.7 N2O mass fraction contour at outlet with 30 step reaction mechanism

图8为热焓法计算出的燃烧效率ηM与试验值ηE的对比。可见，单步机理得到的燃烧效率最高，约为试验值的1.13倍；除11步反应机理外，2步、20步、23步、30步反应机理得到的燃烧效率均比试验值高，且与试验值的相对误差都在3.5%以内。以上结果同样是由于各机理间释热量不同所致。

图8　各模型计算得出的燃烧效率与试验值对比Fig.8 Comparisons of calculated combustion efficiency values with experimental data

4　结论

（1）23步反应机理和30步反应机理能准确预测出口温度分布，其预测的径向温度分布趋势、OTDF、RTDF、最高温度、平均温度均与试验值吻合；

（2）除单步反应机理外，其他反应机理得到的燃烧效率与试验值的误差在5%以内；

（3）单步反应机理与2步反应机理忽略了大量中间产物，释热量较真实情况过大，而11步反应机理未完全考虑H-O反应，释热量较真实情况过小，都不适用于温度分布及燃烧效率预测；

（4）H-O反应在燃烧室模拟中较为重要，在考虑裂解及污染物生成的情况下对其简化会造成释热量小，预测温度值偏低；

（5）机理中是否包含NO的生成不会对温度及效率模拟结果造成大的影响；

（6）选择合适的化学反应机理进行燃烧室数值模拟对结果的准确性非常重要。

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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，工程师，博士，主要从事航空发动机燃烧室性能设计。