（动力工程及工程热物理专业论文）可调式机械雾化喷嘴的燃烧性能研究.pdf

- 】 l 关于学位论文的独创性声明 本人郑重声明：所呈交的论文是本人在指导教师指导下独立进行研究工作所取得的 成果，论文中有关资料和数据是实事求是的。尽我所知，除文中已经加以标注和致谢外， 本论文不包含其他人已经发表或撰写的研究成果，也不包含本人或他人为获得中国石油 大学( 华东) 或其它教育机构的学位或学历证书而使用过的材料。与我一同工作的同志 对研究所做的任何贡献均已在论文中作出了明确的说明。 若有不实之处，本人愿意承担相关法律责任。 学位论文作者签名：日期：年月日 学位论文使用授权书 本人完全同意中国石油大学( 华东) 有权使用本学位论文( 包括但不限于其e i j ) 吊l j 版 和电子版) ，使用方式包括但不限于：保留学位论文，按规定向国家有关部门( 机构) 送交学位论文，以学术交流为目的赠送和交换学位论文，允许学位论文被查阅、借阅和 复印，将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，采用影印、缩印或其他 复制手段保存学位论文。 学位论文作者签名：垩堑 指导教师签名：拿纽雅 日期： 日期： 年月日 年月日 摘要 论文选用一种流量可调且雾化质量随燃料流量变化较小的液体燃料喷嘴，以液体燃 料雾化和扩散燃烧为理论依据，研究了此型喷嘴在一体化炉灶中的燃烧性能与喷嘴供油 压力、喷雾锥角的具体关系，为此型喷嘴在一体化炉灶中的应用设计提供了重要的理论 数据。 论文首先以轻柴油单液滴为研究对象，由计算结果分析了轻柴油液滴燃烧过程中的 影响因素，包括喷嘴供油压力、喷雾锥角等。通过分析得到如下结论：与相对静止时的 液滴燃烧对比，一体化炉灶内不同粒径液滴的燃烧速率相差较小，且受喷雾锥角的影响 微弱，而随着喷嘴供油压力的增加而增大。当燃料油液滴和周围气体之间存在相对运动 时，可大幅提高液滴燃烧速率，且喷嘴供油压力是影响液滴燃烧速率的关键因素。 其次，论文通过f l u e n t 6 2 软件，选用r s m 湍流模型、压力一旋流雾化模型、非预 混燃烧模型以及d o 辐射模型对一体化炉灶内的轻柴油液滴群的燃烧进行了数值模拟， 并对单液滴燃烧计算结果进行修正，得到了不同供油压力、喷雾锥角等条件下，喷嘴 最大雾化粒径关系式。通过多液滴燃烧数值模拟分析得到如下结论：为保证副食锅体 和水套的传热效果，喷嘴喷雾锥角的适宜选取范围为6 0 0 8 0 0 ，喷嘴供油压力的适宜选 取范围为o 9 m p a - 1 2 m p a 。 最后，论文对喷嘴内流场特性进行了模拟分析，得到了不同结构尺寸旋流锥对喷嘴 出口液膜厚度的影响规律。并根据前述分析结果和液膜厚度与雾化质量的关系，提出了 一套适用于一体化炉灶喷嘴结构的设计流程，并在此基础上开发了相关的喷嘴结构设计 软件，为后续工程应用提供程序支持。 关键词：可调式机械雾化喷嘴，液滴燃烧，一体化炉灶，f l u e n t 数值模拟 目录 第一章绪论1 1 1 课题背景1 1 2 研究意义2 1 3 研究现状2 1 3 1 液体燃料雾化技术进展2 1 3 2 液体燃料扩散燃烧研究现状4 1 3 3 旋流喷嘴应用现状5 1 4 研究内容7 1 5 研究方法8 第二章液体燃料雾化燃烧机理1 0 2 1 压力旋流雾化机理1 0 2 1 1 压力旋流雾化特点1 0 2 1 2 压力旋流雾化机理1 0 2 2 液体燃料扩散燃烧机理一1 0 2 2 1 喷雾火焰构造1o 2 2 2 喷雾火焰长度11 第三章单液滴燃烧计算分析1 3 3 1 气体状态1 3 3 2 物性参数：1 3 3 2 1 空气导热系数1 3 3 2 2 燃料油蒸汽导热系数1 4 3 2 3 燃料油蒸汽定压比热15 3 2 4 燃料油汽化潜热15 3 2 5 扩散系数1 6 3 3 单液滴燃烧模型17 3 3 1 液滴粒径变化1 7 3 3 。2 公式验证2 0 3 4 轻柴油液滴燃烧分析2 2 3 4 1 相对静止的单液滴燃烧2 2 3 4 2 一体化炉灶内的单液滴燃烧2 3 3 5 液滴粒径与压力差、喷雾锥角的关系3l 3 5 1 液滴路径3 1 3 5 2 最大雾化粒径3 2 3 6 小结3 6 第四章多液滴燃烧数值模拟3 8 4 1 模型建立及网格划分3 8 4 1 1 一体化炉灶几何模型3 8 4 1 2 积分区域网格化3 8 4 2 湍流模型3 9 4 2 1 基本湍流模型3 9 4 2 2 湍流模型选择4 0 4 3 雾化模型4 0 4 3 1 基本雾化模型4 0 4 3 2 雾化模型选择4 1 4 4 非预混湍流扩散燃烧模型4 1 4 4 1 混合分数4 1 4 4 2 化学反应基本组分及中间组分4 2 4 4 3 湍流一化学反应相互作用的p d f 模拟结果4 2 4 5 辐射模型4 5 4 5 1 基本辐射模型：4 5 4 5 2 辐射模型选择4 7 4 6 边界条件4 7 4 6 1 离散相边界条件4 7 4 6 2 辐射模型边界条件4 9 4 6 3 入口边界条件。4 9 4 6 4 出口边界条件5 0 4 6 5 壁面边界条件5 0 4 7 点火过程5 1 4 8 模拟结果分析5 1 4 8 1 速度场模拟结果5 1 4 8 2 温度场模拟结果5 3 4 8 3 组分模拟结果5 8 4 8 4 液滴分布模拟结果6 0 4 8 5 考虑液滴相互作用的最大雾化粒径6 3 4 9 j 、结6 5 第五章喷嘴内流场特性分析6 6 5 1 模型建立及网格划分6 6 5 1 1 涡流室几何模型6 6 5 1 2 积分区域网格划分6 6 5 2 湍流模型6 7 5 3 多相流模型6 7 5 4 边界条件6 8 5 4 1 入口边界条件6 8 5 4 2 出口边界条件6 8 5 4 3 壁面边界条件6 8 5 5 方程离散及求解6 8 5 6 模拟结果分析6 8 5 7 小结7 3 第六章可调式机械雾化喷嘴设计流程7 4 6 1 设计思路- 7 4 6 2 设计流程总结7 5 6 3 喷嘴结构图7 8 6 4 喷嘴设计软件研发7 9 第七章结论与展望8 l 7 1 结论8 1 7 2 展望8 2 参考文献- 8 3 附录8 6 攻读硕士学位期间取得的学术成果8 9 致谢9 0 主要符号表 p 一气体的总压力，p a 瓦一液滴表面饱和蒸汽温度，k m 爿，m 占一气体a 、b 的分子量，g m o l 疋一周围环境温度，k t 一液滴表面温度，k 丁周围介质温度，k 月l 单位质量液滴的汽化潜热，k j k g 以气相导热系数，w ( m k ) 胡。一燃料的低热值，k j k g u 一化学恰当比 疋环境温度，k r 液滴表面温度，k g h 一液滴热，k j k g h g 一燃料油汽化潜热，k j k g 口一空气过剩系数 彳一为空气的流通面积，m 2 r 一液滴所受曳力，n 依空气密度，k g m 3 驴气体相对于液滴的速度，m s 扛液滴直径，m m 一单位时间液滴表面汽化量，k g s c 腭一燃料油蒸汽的定压比热容，k j k g k 妒曳力系数 f 一体积分数；f ，一张量符号 p 一流体密度，k g m 3 ，。一喷口表面上的液膜厚度，i n 仃一液体表面张力，k g m 甩一切向孔数 三d ，一喷口长径比 枉理论空调系数，捂厶饵 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 第一章绪论 1 1 课题背景 能源是国民经济的基础，其合理高效利用对人民生活水平提高和社会经济发展都具 有非常重要的意义。后勤单位作为学校、企业、军队等部门的饮食供给保障，其能源消 耗在社会总消耗中占有相当重要的份额。某研发中心为提高后勤单位的能源利用率，特 此设计了一体化炉灶。它的基本原理是：在炒灶炉膛内设置环形水套，用同一热源在炒 菜的同时加热水套为蒸箱提供蒸汽，从而实现主食和副食一体化加工。它区别于一般炉 灶的最突出特点是用一个加热设备，同时完成主食、副食的加热加工。 一体化炉灶的炉膛结构如图1 1 所示。i 为一体化炉灶的供能装置燃烧器。燃 料油在燃烧器的喷嘴内经过旋转加速后被雾化，以液滴群的形式喷射到炉膛中，并与助 燃空气混合燃烧。燃烧所产生的热量一方面用于加热副食锅中的食材；另一方面用于加 热水套中的水( 图中i i 区域) 。炉膛内燃烧产生的烟气通过扰流板( 图中i i i 区域) 的扰 流作用达到强化传热的目的。烟气进入烟道( 图中区域) 后，再对水箱中的水进行加 热，从而对烟气余热进行回收利用。 i 一燃烧器i i 一水套i i i 一扰流板一烟道 图1 - 1 一体化炉灶的炉膛结构 f i g l 一1 f u r n a c es t r u c t u r eo fai n c o r p o r a t ec o o k e r 第一章绪论 燃烧器作为一体化炉灶的供能设备，其雾化效果直接影响到燃料油燃烧效率和炉内 传热效果。喷嘴作为将燃料雾化供给燃烧的装置，其主要功能是将连续的燃料油雾化成 离散的液滴群，以便更快蒸发与空气混合。因此喷嘴的雾化质量将直接影响到燃油的燃 烧效率。目前一体化炉灶大多采用国外进口的燃烧器，其价格昂贵，且零配件的来源渠 道不稳定，维护和维修不便。因而实现一体化炉灶燃烧器的国产化不仅可以降低制造成 本，提高后勤保障，而且可以提高能源的利用效率，减少污染物的排放。 本文选用一种流量可调且雾化质量随燃料流量变化较小的液体燃料喷嘴，研究此型 喷嘴在一体化炉灶中的燃烧性能与各参数间的具体关系，为以后此型喷嘴在一体化炉灶 中的应用设计提供重要的理论数据。 1 2 研究意义 一体化炉灶的研发是从基础设施节能改造的角度，致力在全社会范围内推广的节约 能源新技术、新设备，从而改善以往炉灶燃料热能利用率低、消耗大、污染环境、费用 高的旧局面。 喷嘴作为一体化炉灶燃烧器的关键部件，其燃烧性能受喷嘴供油压力、喷雾锥角等 多方面因素的影响。研究喷嘴结构和环境等因素对喷嘴燃烧性能的影响，对于提高燃料 的燃烧效率，强化炉灶的传热效果，减少污染物的排放等方面具有重要的指导意义。同 时可为一体化炉灶燃烧器的国产化提供重要的理论数据。因此，对喷嘴的燃烧性能进行 系统的理论研究和应用研究具有科学的理论意义和实际意义。 1 3 研究现状 1 3 1 液体燃料雾化技术进展 目前的液体燃料雾化方法主要包括机械雾化，介质雾化和特殊雾化等。 1 机械雾化技术【1 】 按照其工作原理，机械雾化技术又可按下图1 2 所示分类。 机械雾化 r 一直射式 压力式一l 离心式 ，一转杯式 旋转式+ 转盘式 l 一甩油盘式 图1 2 机械雾化分类 f i g l - 2 a s s o r t m e n to fm e c h a n i c a la t o m i z a t i o n 2 中国石油人学( 华东) 硕士学位论文 机械雾化的工作原理如下图1 3 所示。直射式雾化主要依靠将液体的压能转化为动 能，在空气阻力和液体粘性、表面张力的作用下破碎成雾滴从而达到雾化效果，因此直 射式雾化技术的雾化质量对喷嘴压力的要求较高。而离心式压力雾化和旋转式雾化均借 助了离心力的作用，但转杯式雾化装置还借助了少量雾化空气，可对液滴进一步进行雾 化。 囡 囡 r 泌 瓣 t 、t 盔：- 量矗 i ： 看i 转盘边缘 ( b ) 离心式雾化( c ) 旋转式雾化 图l - 3 机械雾化原理 f i 9 1 - 3t h e o r yo fm e c h a n i c a la t o m i z a t i o n 2 介质雾化技术 介质雾化技术按照介质种类可分为空气雾化和蒸汽雾化，按照雾化原理的不同又可 以分为气泡式雾化和气动式雾化。其中气泡式雾化原理如下图1 4 所示。由于其耗气量 少，雾化质量高，因此常用于工业重、渣油的雾化。 藏相气相藏相 图l - 4 气泡雾化原理 f i g l - 4t h e o r yo fe f f e r v e s c e n ta t o m i z a t i o n 3 特殊雾化技术 特殊喷嘴雾化技术主要包括超声波雾化和静电雾化等。它一般依靠电磁场、超声波 和静电作用等原理进行雾化。 3 第一章绪论 1 液滴燃烧模型 液滴燃烧模型由液滴蒸发模型扩展而来，其液滴质量燃烧速率根据不同的研究主要 ( 1 ) 戈德萨夫( g o d s a v e ) 法【2 】 戈德萨夫首先做了一系列假定，并考虑从火焰到燃料蒸汽和液滴径向扩散相反方向 的稳态传热，得到质量燃烧速率公式如式1 - 1 所示。 南2 等初1 n 1 + 掣 ( 1 _ 1 ) 式中， o 和_ 分别为液滴半径和球形火焰锋面半径；以和c 昭为液滴表面和火焰锋面之 间区域内的导热系数和定压比热容的平均值；日为液体燃料在其沸点温度下的 蒸发潜热；。正和五分别为液滴表面和球形火焰封面的温度；r = a ，m ，a ，是液滴吸收 该方法中没有假定氧扩散方面的条件，因而该方法无法确定火焰锋面相对于液滴的 位置。 可由试验方法或者其他方法来确定。 ( 2 ) 斯波尔丁( s p a l d i n g ) 法【3 】 斯波尔丁假定燃烧发生于粘附在液滴表面的气体层中，并建立了氧的扩散方程和从 火焰前锋向液滴及向周围介质的传热方程。其液滴质量燃烧速率可以通过下式1 - 2 所示 o ，2 ：2 z r d 二篁- l n f l + b ) ( 1 2 ) b = 万o 了m 0 2 + c p g 盟h ( 1 3 ) ht 式中，q 代表燃烧热；m d ，表示周围气体混合物中氧的质量分数，毛代表周围气体 2 液滴间的相互作用【4 1 在燃料油的实际燃烧中，油滴之间的间距较小，因此必须考虑液滴间的相互作用。 4 中图石油大学( 华东) 硕上学位论文 这可通过交换数的变化体现出液滴间的相互作用。 b = - - i s ：竽 ( 1 - 4 ) 卜。f ，s 对于单个液滴燃烧，( o f ：0 - - - d o ；对于液滴群燃烧，c o 加 0 ，b 。) 时的极 限状态。对于一般气体，在温度不太低、压力不太高时均远离液态，接近理想气体条件。 所以工程中常用的氧气、氮气、氢气、一氧化碳等及其混合空气、燃气、烟气等工质， 在通常使用的温度、压力下都可以作为理想气体处理，误差一般都在工程计算允许的精 度范围之内。如空气在室温、压力达1 0 m p a 时，按理想气体状态方程计算的比体积误差 在1 左右。 在一体化炉灶的炉膛内，空气和液滴蒸汽均可看作理想气体。 3 2 物性参数 3 2 1 空气导热系数 表3 - 1l a t m 下空气的导热系数 t a b l e 3 - 1t h e r m a lc o n d u c t i v i t yo fa i ra t1a t m 1 3 第三章单液滴燃烧计算分析 表3 - 1l a t m 下空气的导热系数( 续) t a b l e 3 - 1t h e r m a lc o n d u c t i v i t yo fa i ra t1a t m ( c o n t ) 由表3 1 可以得到空气导热系数随温度的变化规律【1 3 】，经过多项式高次拟合得到的 关系式如下图3 1 所示。从图中可以看出，该关系式的相关系数r 2 = o 9 9 8 1 0 9 9 ，即说 明该拟合曲线能够以9 9 8 1 地解释、涵盖了实测数据，具有很好的一般性，可以作为 空气导热系数与温度的关系式导入到程序中使用。 图3 - 1 空气导热系数随温度变化 f i 9 3 - 1 v a r i a t i o no ft h e r m a lc o n d u c t i v i t yo fa i rw i t ht e m p e r a t u r e 3 2 2 燃料油蒸汽导热系数 本文研究的喷嘴所用燃料油为轻质油，以柴油为主。其蒸汽的导热系数随温度的变 化规律可以根据石油化工工艺计算图表【1 4 】中的石油馏分及烃类气体导热系数图得到， 如表3 - 2 所示。 表3 2 燃料油蒸汽的导热系数 t a b l e 3 2t h e r m a lc o n d u c t i v i t yo ff u e lo i l 1 4 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 由表3 2 可以得到燃料油蒸汽导热系数与温度的变化规律，经过多项式高次拟合得 到的关系式如下图3 2 所示。从图中可以看出，该关系式的相关系数r 2 = 0 9 9 9 7 。 图3 - 2 燃料油蒸汽导热系数随温度变化 f i 9 3 2 v a r i a t i o no ft h e r m a lc o n d u c t i v i t yo ff u e lo i lw i t ht e m p e r a t u r e 3 2 3 燃料油蒸汽定压比热 燃料油蒸汽的定压比热1 5 1 可以通过h e y w o o d ，j b 拟合的定压比热随温度变化的关 系式得到，如式3 1 。 c 。= 2 8 1 6 x 1 0 2 ( 口1 + a 2 0 + a 3 0 2 + 口4 乡3 + 口5 臼一2 ) ( 3 1 ) 式中，0 三t 1 0 0 0 k ； c ，燃料油在温度t 时的定压比热，k j k g k ； a l ，a 2 ，a 3 ，a 4 ，a 5 定压比热拟合系数( 见下表3 - 3 ) 。 表3 3 燃料油蒸汽定压比热拟合系数 t a b l e 3 3c o e f f i c i e n to f s p e c i f i ch e a ta tc o n s t a n tp r e s s u r e 3 2 4 燃料油汽化潜热 燃料油汽化潜热可以根据其特性指数查取不同温度下的气焓和液焓，通过计算差值 得到。燃料油按照轻柴油计算，中平均沸点t = 4 5 3 1 5 k ，轻柴油密度p l = 8 1 0 k g m 3 。 彳= 1 4 1 5 d 1 5 6 - 1 3 1 5 其中d 1 5 6 为15 6 时燃料油的相对密度，则4 = 4 3 9 1 。 1 5 ( 3 2 ) 第三章单液滴燃烧计算分析 由表3 4 可以得到燃料油汽化潜热与温度的变化规律，经过多项式高次拟合得到的 关系式如下图3 3 所示。从图中可以看出，该关系式的相关系数r 2 = 0 9 9 8 6 。 图3 3 燃料油汽化潜热随温度变化 f i 9 3 - 3v a r i a t i o no fl a t e n th e a to f v a p o r i z a t i o no ff u e lo i lw i t ht e m p e r a t u r e 3 2 5 扩散系数 气体中的扩散系数【1 7 】与系统、温度和压力有关，其量级为1 0 一m 2 s 。对于理想气体 二元系扩散系数，其计算方法可由下式确定： 式中 d = 1 6 ( 3 4 ) 中国石油大学( 华东) 硕上学位论文 t = ( t + 瓦) 2 p 气体的总压力，p a 。 z 液滴表面饱和蒸汽温度，k ； ( 3 5 ) m 月，m b 气体a 、b 的分子量，g m o l ； 瓦周围环境温度，k ； 圪，分别为气体a 、b 的扩散体积，c m 3 m o l ； 按照上式3 5 所示，一般有机化合物可按分子式由表3 5 查取相应的原子扩散体积 求和得到。 表3 5 原子、分子扩散体积 t a b l e 3 5v o l u m ed i f f u s i o no fa t o mo rm o l e c u l e 3 3 单液滴燃烧模型 3 3 1 液滴粒径变化 燃烧剂液滴在气态氧化剂内用电火花点火，使液滴表面逐渐蒸发，燃烧剂蒸汽和氧 气的混合气被点燃，形成包围液滴的一层高温燃烧区【1 8 】一火焰前锋( 如图3 - 4 所示) 。 液滴在着火和燃烧之前，会经历低温和高温蒸发两个过程。在蒸发期间，液滴被火 焰前锋包围着，所以，蒸发过程是在高温状况下进行的。此时，蒸发不仅被分子扩散控 制，而且还决定于液滴表面和周围介质之间的温差，设有一个半径为珞的液滴，它与周 围气体介质没有相对运动。假设液滴表面温度为瓦( 近似等于该压力下的饱和温度) ， 扩散火焰前锋面上的温度等于燃烧温度乃。高温蒸发过程是比较复杂的，所以对液滴 高温蒸发的理论计算作如下简化假设【1 9 】： ( 1 ) 蒸发是稳态过程； ( 2 ) 蒸发过程是等压的； ( 3 ) 液滴由一高温球面所包围，且自身呈球形； ( 4 ) 导热系数不随温度改变； ( 5 ) 不考虑辐射和对流热损失； ( 6 ) 燃料油液滴温度通过传热达到稍低于其沸点的温度； 1 7 ( 7 ) 在液滴附近，燃料油蒸汽浓度和温度与液滴中心距离呈正比； ( 8 ) 燃料油蒸汽和周围介质气体满足理想气体定律； ( 9 ) 蒸发率取决于液滴的加热速率； ( 1 0 ) 蒸发率的大小能满足液滴表面蒸汽和液体处于平衡状态的条件。 l 1 图3 4 液滴高温蒸发筒图 f i 9 3 4 s c h e m a t i cd i a g r a mo fd r o p l e te v a p o r a t i o n 于是，在稳态条件下可以写出【2 0 】： 4 砌g 警叫oc 一吲删 ( 3 - 6 ) 式中，m 单位时间液滴表面汽化量，k g s ； z 液滴表面温度，k ； 丁周围介质温度，k ； 卜单位质量液滴的汽化潜热，k j k g ； 五。气相导热系数，w ( m k ) ； c p g 燃料油蒸汽的定压比热容，k j k g 。k 。 即通过导热单位时间内传给液滴的热量等于通过扩散离开液滴表面的蒸汽所带走 的热量。 在液滴表面，_ = 名、丁= 瓦到火焰前锋r = _ 、丁= 正之间对上式积分可得 鲁”驴咄，2 乳呻2 轨， 7 ， 1 8 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 从另外角度看，通过导热单位时间内传给液滴的热量被用作蒸发热源，则有 聊。日= 4 批2 务 ( 3 8 ) 即 酱却2 务 为在液滴温度瓦下的导热系数。将上式代入3 - 5 式中。 t = 五间积分，则有 ( 3 9 ) 并在，= 、t = 五至0 ，= _ 、 疡= 等兰l n 1 + 石 见s 百c p g ( 正吲】 ( 3 - 1 0 ) l 腭_ 一0以g 月 由式3 1 0 可以看出，当， 0 或者0 _ = 常数时，汽化蒸发率取决于周围介质的温度， 液气的物质性质和液滴半径。 掖滴的质量由下式3 - 1 1 表示 一 朋。= 孚岛 m 。和m 有如下关系： 拈一面高2,cpgcpgp f ( 1 一手) 以 c p，r,dr,lpgp t r s a r s 拈一面丽 五gl n 1 + 孚吾( 互一t ) 】 在f = 0 、0 = ( ，| ) 瑚和，- ，_ = ( 0 ) 例= 厂之间对上式3 1 4 积分，则得 1 9 ( 3 1 2 ) ( 3 1 3 ) ( 3 1 4 ) 第三章单液滴燃烧计算分析 即 式中，k 。为蒸发常数， 扛一 2 以l n 1 + 争罟( 互一t ) 】 l 。门 ，：鱼丝 ( 3 1 5 ) ( 3 1 6 ) k ：一8 a gl n 1 - t 垒2 s c ! p g 一( t i - l ) ：立 。3 川， l c p g p t z r d 。p t 质量燃烧速率2 1 】疡可以用s p a l d i n g 的方法来确定。他假设燃烧发生于粘附在液滴 表面的气体层中，并建立了氧的扩散方程和从火焰前锋向液滴及向周围介质的传热方 程。s p a l d i n g 用下式3 1 8 给出了解这些方程式所得到的液滴燃烧速率。 疡：4 7 ，c 2 9 r 一1 n ( 1 + b o7 ) 。p g 式中，b o t 代表交换数【2 2 】，可以下式来确定： ：一 q i 一| 七h f 葚 式中，胡。燃料的低热值，k j k g ； d 化学恰当比； 兄环境温度，k ； z 液滴表面温度，k ； g j - 液滴热，k j k g ； h a g 燃料油汽化潜热，k j k g 。 3 3 2 公式验证 将上文得到的式( 3 1 4 ) ( 3 1 7 ) 及3 2 节得到的物性参数关系式， 程，计算高温空气流中柴油液滴的蒸发过程，各初始条件如下表所示。 2 0 ( 3 - 1 8 ) ( 3 1 9 ) 用c + + 进行编 3 0 0 6 4 3 1 5 8 7 3 1 52 0 以表3 - 6 中的参数为初始条件，由上文推导的液滴粒径变化公式计算得到的曲线如 下图3 5 和图3 - 6 所示。 图3 - 5 妒1 0 m 时液滴蒸发的体积百分比与蒸发时间的关系 f i 9 3 - 5r e l a t i o n s h i pb e t w e e np e r c e n tb yv o l u m ea n dt h et i m eo fd r o p l e te v a p o r a t i o n 图3 - 6 d s = 2 0 且m 时液滴蒸发的体积百分比与蒸发时间的关系 f i 9 3 _ 6r e l a t i o n s h i pb e t w e e np e r c e n tb yv o l u m ea n dt h et i m eo fd r o p l e te v a p o r a t i o n 由文献所得的实验测量曲线与本文的计算得到的曲线对比可以发现，所得实测数据 和计算结果有略微差别，但应用现有理论可以进行很好的解释，且总体上看两曲线趋势 基本一致。因此采用该计算模型分析此类问题是可行的。 2 1 第三章单液滴燃烧计算分析 3 4 轻柴油液滴燃烧分析 3 4 1 相对静止的单液滴燃烧 轻柴油是多种烃的混合物，主要为c 1 0 c 2 4 的烷烃、芳香烃。为计算简便，采用 平均分子式c 1 2 h 2 3 ，空气作为氧化剂。 轻柴油的密度p l = 8 1 0 k g m 3 ，低热值胡。= 4 4 0 0 0 k j k g ，化学恰当比 d = ( x + y 4 ) x4 7 6 m 佃mr ，= 1 4 5 6 9 5 。火焰温度大约在2 2 0 0 k ，所以定性温度 t = 0 5 ( t + t ) = o 5 x ( 2 2 0 0 + 4 5 3 1 5 ) = 1 3 2 6 5 8k 。轻柴油液滴燃烧初始条件如下表所示。 表3 7 轻柴油液滴燃烧初始条件 t a b l e 3 - 7i n i t i a lc o n d i t i o no f c o m b u s t i o no f d i e s e lo i ld r o p l e t 当轻柴油液滴与周围空气之间保持相对静止时，根据式( 3 1 4 ) ( 3 1 7 ) 及3 2 节 得到的物性参数关系式，用c + + 进行编程计算。根据不同的初始粒径，得到如下图3 7 所示的燃烧规律。 图3 - 7 不同粒径的液滴燃烧曲线 f i 9 3 7g r a p ho fc o m b u s t i o no f d i f f e r e n td i a m e t e rd r o p l e t s 由上图可以看出，对于初始参数相同的轻柴油液滴，直径越大，燃烧曲线的斜率越 小，其燃烧速率越慢，相同直径差的燃烧耗时越长，直径显著变化时刻来得越晚。这说 明直径较大液滴进入气体介质一段时间后开始快速燃烧，而直径较小液滴进入气体介质 即开始快速燃烧。 2 2 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 3 4 2 一体化炉灶内的单液滴燃烧 当轻柴油液滴在一体化炉灶内燃烧时，由于液滴与周围的空气之间存在着相对运 动，两者之间的传热势必会受到影响。因此本节通过修正式3 1 7 中的蒸发常数k ，和分 析液滴在运动过程中所受曳力随喷雾锥角、供油压力的变化规律，得到轻柴油液滴在一 体化炉灶内的燃烧规律。 1 液滴速度 本文所研究的喷嘴属于压力旋流雾化喷嘴。燃料油由进液口进入，沿流道进入 喷嘴内腔，然后经导流锥的加速旋流作用后进入涡流室，再由喷口旋转喷出。由于液体 的离心运动，造成喷口中心空气芯的形成，从而导致燃料油以液膜的形式喷出，最终实 现雾化。 喷嘴内液体的离心运动造成了液体薄膜包裹空气柱的形状。用h a n 等人例的近似 方法，可以得到总速度u 与喷口压力的关系为： 睢k 辟 一限2 式中，卸为喷嘴上下游的压力差，p a ；岛为喷嘴内流体的密度，k e m 3 ：七，为喷口型式 及喷口压力的函数。 l e f e b v r e 指出，0 7 8 看作的上界值。考虑到喷嘴内部的其余动量损失，把降 低1 0 就可得到的近似值为0 7 ，考虑到能量守恒，必须小于l ，并且要大到足以 保证有足够的质量流率。为确保中心空气柱非负，表达式为： 啦一阻7 ，磊匆刍， b 2 d 式中，m 为质量流率，k g s ；d 。为喷1 5 1 直径，m ；0 为喷射角度。 喷嘴压力差与喷雾锥角的取值如下表3 8 所示。 表3 - 8 压力差和喷雾锥角的取值 t a b l e 3 8c h a r to fd i f f e r e n t i a lp r e s s u r ea n da t o m i z a t i o na n g l e 压力差p ( x 1 0 6 p a ) 0 7 0 80 9 11 11 21 3 1 4 喷雾锥角口( 。)3 04 05 06 07 08 09 01 0 0 已知m = 3 8 5 k g h ，由表3 8 和式3 - 2 1 可计算得出，在不同压力差和喷雾锥角的条 件下，k ，均取值为0 7 。 第三章单液滴燃烧计算分析 由式3 2 0 ，得到喷嘴不同的压力差与总速度的关系如下表3 - 9 所示。 表3 - 9 不同压力差与总速度关系 t a b l e 3 - 9c h a r to fd i f f e r e n t i a lp r e s s u r ea n dv e l o c i t y 2 蒸发常数 当液滴和周围介质之间存在相对运动速度时，蒸发常数可写为 。 碍= k 1 ( 1 + o i l s c “r e ”) ( 3 2 2 ) 式中4 为施密特数，尺p 为液滴的雷诺数：a = 1 3 ，n = l 2 ，口1 = 0 3 。 ( 1 ) 液滴雷诺数 一体化炉灶内液滴的运动特点是其运动方向与气体介质流动方向存在一定的夹角， 其雷诺数根据液滴自身中心对称的特征，相当于气体以合成速度【2 4 】u 芦( 表示气体相对 液滴的速度) 绕流静止液滴，其表达式如下： = 厄二再瓦i f 而 ( 3 2 3 ) 式中，甜譬、v g 、彩g t 体的轴向、径向和切向速度，i s ； “，、v ，、缈，液滴的轴向、径向和切向速度，m s 。 对于液体燃料，其单位质量燃烧所需的理论空气用量可由经验公式求得。 厶：堕胡。+ 2 ( 3 2 4 ) 。 1 0 0 0 。 式中，厶单位质量液体燃料燃烧所需的理论空气用量，m 3 k g ； a h 。燃料的低热值，k c a l k g 。 空气总速度通过下式计算： u g - t t y , l o m ( 3 2 5 ) 其中，口空气过剩系数； 彳为空气的流通面积，m 2 。 取空气过剩系数口= 1 2 ，空气旋流数为l ，空气旋流方向与喷嘴旋流方向一致，计 算得空气总速度u 9 2 4 2 1 m s 。初始合成速度如下表3 - 1 0 所示。 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 表3 1 0 初始合成速度与压力差、喷雾锥角的关系 t a b l e 3 1 0 r e l a t i o n s h i pb e t w e e nr e s u l t a n tv e l o c i t ya n dd i f f e r e n t i a lp r e s s u r e ，a t o m i z a t i o na n g l e 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 1 0 0 2 6 2 9 2 6 3 7 2 6 4 8 2 6 6 1 2 6 7 7 2 6 9 4 2 7 1 3 2 7 3 3 2 8 2 9 2 8 3 8 2 8 4 9 2 8 6 2 2 8 7 7 2 8 9 4 2 9 1 3 2 9 3 3 3 0 1 7 3 0 2 6 3 0 3 7 3 0 5 0 3 0 6 5 3 0 8 2 3 1 0 1 3 1 2 1 3 1 9 6 3 2 0 4 3 2 1 5 3 2 2 8 3 2 4 3 3 2 6 0 3 2 7 9 3 2 9 9 3 3 6 5 3 3 7 4 3 3 8 4 3 3 9 7 3 4 1 2 3 4 2 9 3 4 4 8 3 4 6 8 3 5 2 7 3 5 3 6 3 5 4 6 3 5 5 9 3 5 7 4 3 5 9 1 3 6 1 0 3 6 3 0 3 6 8 3 3 6 9 l 3 7 0 2 3 7 1 4 3 7 2 9 3 7 4 6 3 7 6 5 3 7 8 5 3 8 3 2 3 8 4 0 3 8 5 l 3 8 6 4 3 8 7 9 3 8 9 6 3 9 1 4 3 9 3 4 液滴雷诺数由r e ：之计算得到，其中为空气的运动粘度，1 6 1 1 0 - 6 m 2 s 。 d g 。 ( 2 ) 施密特数 施密特数由s c = u g d 计算得到， 其中d 为扩散系数。将式3 - 4 导入程序中，即 可实现对扩散系数的计算。 3 液滴曳力 液滴在一体化炉灶内受到的曳力可以通过下式计算： r = b 晤蒯2 c 。 式中，r 液滴所受曳力，n ； 以空气密度，k g m 3 ； ( 3 2 6 ) ( 名广一气体相对于液滴的速度，州s ； d 液滴直径，m ； c 广曳力系数。 曳力系数c o 是液滴雷诺数r e 的函数，随r e 的变化，可分为三个区域： a c t ) = 2 4 r e ，斯托克斯区域( r e 1 ) ； b q ) _ 1 8 5 r e o 一，过渡区( 1 g e 5 0 0 ) ； c c d 0 4 4 ，牛顿区域( 5 0 0 r e 2 x 1 0 5 ) 。 液滴运动加速度a 与液滴所受曳力r 有如下关系： 2 5 第三章单液滴燃烧计算分析 r 口= 一 m ( 3 2 7 ) 式中聊为液滴质量，k g 。将聊= 岛；万( 罟) 3 、3 - 2 6 代入式3 2 7 得到下式： j z 口= 三鱼堡2 4 p l d c 。u ( 3 2 8 ) ( 1 ) 不同粒径液滴的曳力变化规律 以喷雾锥角6 0 。和压力差1 m p a 为例，计算得到不同粒径液滴在燃烧过程中的曳力 变化规律如下图所示。 图3 - 8 不同粒径液滴的曳力变化规律 f i 9 3 8g r a p ho fd r a gf o r c ef o rd i f f e r e n td r o p l e ts i z e s 由式3 2 9 和图3 8 可知，在初始合成速度相同的条件下，液滴所受曳力与液滴粒 径的平方成正比，且不同粒径的液滴所受曳力的变化趋势一致。因此，以粒径d ，= 8 0 a m 的液滴为例，分析在相同压力差、不同喷雾锥角及相同喷雾锥角、不同压力差下的曳力 变化规律，从而找到影响液滴曳力变化的关键因素。 ( 2 ) 相同压力差不同喷雾锥角下的曳力变化规律 粒径d 。= 8 0 l m 的液滴在相同压力差( a p = i m p a ) ，不同喷雾锥角下的曳力变化规律 如下图所示。 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 图3 - 9 相同压力差不同喷雾锥角下的曳力变化规律 f i 9 3 9g r a p ho fd r a gf o r c ef o rd i f f e r e n ta t o m i z a t i o na n g l e 如图所示，在相同压力差、不同喷雾锥角的条件下，曳力变化规律几乎相同。这说 明液滴曳力变化受喷雾锥角影响较小。由式3 2 9 可知，初始液滴粒径相同时，曳力变 化主要受气体合成速度的影响。液滴总速度与压力差的平方根成正比，当压力差不变时， 液滴总速度保持一致，同时由于空气流速随喷雾锥角的变化对合成速度的影响较小，因 此