渦輪機壅塞式燃燒室燃燒數值仿真

喬 宏, 趙衛兵, 馬曉勵, 師海潮

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渦輪機壅塞式燃燒室燃燒數值仿真

喬 宏, 趙衛兵, 馬曉勵, 師海潮

(中國船舶重工集團第705研究所, 陜西 西安, 710075)

為了研究渦輪機燃燒室的實現形式并通過仿真驗證其工作性能, 提出了一種既能實現三組元推進劑穩定燃燒, 又能滿足渦輪機在低工況時較低進氣壓力要求的新型壅塞式燃燒室方案, 并基于計算燃燒動力學方法對該燃燒室方案的工作特性進行了數值仿真。仿真結果表明, 在多種工況條件下, 燃燒室三組元推進劑燃燒完全, 三組元中的水完全蒸發, 燃燒室流場分布合理, 噴嘴環前壓力滿足渦輪機進氣要求。該方案及仿真結果可供三組元推進劑渦輪機燃燒室工程研制參考。

渦輪機; 燃燒室; 計算燃燒動力學; 三組元推進劑; 數值仿真

0 引言

與活塞發動機相比, 渦輪發動機具有功率潛力大, 結構簡單, 便于加工、裝拆和維修, 以及良好的工作可靠性等優點。據報道, 采用開式渦輪熱力系統的英國533口徑重型“旗魚”魚雷淺水最大航速超過70 kn, 潛深超過900 m, 航程達40 km,推算得到其渦輪發動機最大功率超過920 kW, 這是活塞發動機難以實現的, 因此, 渦輪發動機代表著未來魚雷動力系統的發展趨勢[1]。

作為發動機的“心臟”, 燃燒室是發動機中承受熱負荷最大的部件, 也是最易出現故障的部件, 燃燒室中的能量轉換在很大程度上決定了發動機的可靠性、經濟性和壽命[2]。近年來, 由于能源和動力系統性能不斷提高, 對燃燒室的要求也日益苛刻, 現有的經驗、半經驗設計方法已不能完全滿足現代先進燃燒室的設計要求, 同時, 燃燒室的加工和試驗費用也日益昂貴, 在這種背景下出現了一種以計算燃燒動力學(Computational Combustion Dynamic, CCD)為核心的新型設計方法[3]。本文針對壅塞式渦輪機燃燒室內氣動熱化學動力學過程及性能進行了多工況數值仿真。

OTTO-II單組元推進劑從上世紀60年代開始使用, 能量較高, 使用安全, 但缺點是貧氧, 熱分解時有大量的化學能量未能釋放, 而且燃燒產物中可溶于水的成分僅為13%, 魚雷航行時航跡較大, 隱蔽性差[3]。在OTTO-II中按一定比例加入氧化劑HAP和冷卻水很好地解決了這個問題, 最大體積能量密度提高60%, 質量能量密度提高40%, 并且在OTTO-II、HAP和H2O配比恰當的情況下, 80%以上的燃燒產物可溶于水, 減小了魚雷航跡, 提高了魚雷的隱蔽性。

使用三組元推進劑的難點之一是維持推進劑穩定燃燒的燃燒室壓力下限很高, 但渦輪工作壓力卻較低, 兩者較難匹配。

1 壅塞式渦輪發動機燃燒室結構

壅塞的概念來自固體火箭發動機氣體動力學, 當噴管出口速度達到音速時,背壓降低產生的擾動波不能在音速氣流中向噴管上游傳播,因而影響不到噴管入口處的氣流參數,氣流的流速和流量均不再增加[4]。

為了使燃燒室穩定燃燒壓力和渦輪工作壓力能夠實現匹配, 本文將壅塞的概念引入渦輪機燃燒室, 提出一種在燃燒室中央設置節流隔板的壅塞式結構, 如圖1所示。

圖1 壅塞式燃燒室結構示意圖

2 仿真模型

壅塞式渦輪機采用三組元推進劑, OTTO-II、HAP和H2O按照一定的質量流量使用旋流式噴嘴供應至燃燒室, 推進劑在燃燒室隔板前充分燃燒, 通過節流降壓噴管進入隔板后腔, 最后排出燃燒室供應至噴管盒。從燃燒室中提取計算域并劃分網格, 為提高網格質量, 在結構規則處劃分結構網格, 結構復雜處劃分非結構T-GRID網格, 并對流動參數變化劇烈的噴管處網格進行加密, 結果如圖2所示。

圖2 燃燒室計算域網格劃分

2.1 流動模型

連續方程

動量方程

能量方程

組分方程

標準-控制方程

湍流模型中經驗常數的取值見表1[5]。

表1 k-e模型中的系數

2.2 離散相模型

2.2.1 軌道方程

推進劑噴射入燃燒室后需要一定時間才能蒸發, 因此蒸發之前的流動屬于氣液兩相流動。

液滴軌道方程是在離散時間步長上逐步進行積分來求解的。液滴軌道為

對每個坐標方向求解, 可得液滴軌跡。

2.2.2 連續相與離散相的耦合

連續相與離散相之間存在質量、動量和能量的耦合。

液滴質量變化

液滴動量變化

液滴熱量交換

2.3 燃燒模型

三組元推進劑燃燒時會生成微量Cl和NH3, 為加快收斂速度, 略去這些微量產物, 反應方程式為

0.189 8C27.45H52.48O30.45N9.29+2.544 9NH4OHClO4+ 26.116H2O(l)→

0.168 84CO+5.041 37CO2+2.544 94HCl+0.545 11H2+ 34.369 05H2O(g)+2.154 12N2

當燃燒為湍流燃燒時, 需要考慮湍流作用對反應速率的影響, 因此采用渦耗散模型: 氣流渦團因耗散而變小時, 分子之間的碰撞機會增多, 反應容易進行并迅速完成, 因此化學反應速率在很大程度上受湍流的影響, 反應速率取決于渦團中包含燃料、氧化劑和產物中濃度最小的一個。該模型的表達式為

3 數值仿真結果與分析

本文的仿真基于4種工況, 計算條件見表2。

表2 壅塞式渦輪機燃燒室計算工況

3.1 溫度分布

運用成熟的Fluent商業軟件對燃燒室內流場的燃燒流動進行數值仿真, 得到燃燒室內部的溫度分布, 結果如圖3所示。

燃燒室內的溫度分布顯示燃料的燃燒主要集中在燃燒室的前腔, 工況1和工況2的高溫區位于燃燒室燃料噴嘴附近區域, 而工況3和工況4的高溫區則位于前腔的中后段; 后腔的溫度則比較均勻, 沒有明顯的高溫區。

選取隔板上距離出口較遠的噴管的中心線, 位置如圖4所示, 各種工況下中心線上的溫度曲線如圖5所示, 從結果分析如下。

1) 從最高燃燒溫度看, 工況2的最高燃燒溫度最高, 超過1 800 K, 工況3的最高燃燒溫度最低, 低于1 600 K, 從高到低4種工況依次為: 工況2＞工況1＞工況4＞工況3, 最高燃燒溫度的排列與燃料流量的大小排列具有一致性;

2) 工況1和工況2的最高燃燒溫度出現位置先于工況3和工況4, 工況1和工況2的燃燒溫度在軸向40 mm處達到最高, 工況3和工況4則要到軸向80 mm才能達到;

3) 4種工況下, 燃氣到達燃燒室后腔的溫度相差不大, 均在1 400 K左右。

圖3 y=0截面, z=0截面和軸向橫截面上不同工況的燃氣靜溫分布

圖4 中心線位置示意圖

圖5 中心線上溫度曲線

當前燃燒室面臨的關鍵技術難點在于三組元燃料的穩定燃燒問題, 要實現三組元燃料的高效穩定燃燒, 需要一定的壓力和溫度條件。一般來說, 燃燒溫度越高, 越有利于燃料的穩定燃燒, 從仿真結果看, 燃燒室的設計首先應該滿足工況3的穩定燃燒。

3.2 化學反應速率分布

燃燒室內部的化學反應速率結果如圖6所示。化學反應速率即燃料的燃燒速率, 從結果分析, 工況2的燃料燃燒最為劇烈, 最高反應速率達到24 kmol/(m3?s), 工況3的燃燒最緩慢, 最高僅10 kmol/(m3?s)左右。4種工況下的最高反應速率的排列與最高燃燒溫度的排列一致, 說明燃料燃燒越劇烈, 燃燒溫度就越高。

沿燃料噴射方向選取一條直線, 直線位置如圖7所示, 各種工況下該直線上的反應速率曲線如圖8所示, 從結果分析如下。

1) 在燃料噴嘴出口, 4種工況下的反應速率均不高, 約3~5 kmol/(m3?s), 但在噴射行程達到15 mm左右時, 反應速率達到最大, 4種工況最大反應速率從高到低依次為: 工況2＞工況1＞工況4＞工況3;

圖6 y=0截面上不同工況的反應速率

圖7 直線位置示意圖

2) 工況1和工況2的最高反應速率出現位置略早于工況3和工況4, 但提前程度不如溫度曲線明顯。

3.3 組分質量分數的分布

由于三組元反應較為復雜, 反應物和生成物眾多, 因此選擇OTTO-II、H2O和CO2作為典型組分討論其組分質量分數, OTTO-II作為反應物的典型, 其濃度可以表示反應物的質量分數分布狀況, CO2代表反應生成物的質量分數分布情況, H2O的質量分數分布反應了自身的摻混蒸發狀況。

4種工況下燃燒室內部的OTTO-II質量分數分布如圖9所示。仿真結果顯示4種工況下燃料均能夠在燃燒室前腔完全反應, 工況1和工況2的反應物質量分數差別較小, 工況3和工況4的反應物質量分數分布同樣較為相似。

選用圖4所示的噴管中心線, 分析該直線上的OTTO-II的質量分數分布, 如圖10所示。從結果看出:

1) 在前腔頭部, 工況1情況下的OTTO-II質量分數最高, 工況3和工況4的OTTO-II質量分數曲線差別不大;

2) 4種工況下, 在中心線150 mm之前均反應完全。

4種工況下燃燒室內部的H2O質量分數分布如圖11所示。結果顯示, 在燃燒室出口處H2O質量分數可以達到0.62左右, 4種工況下燃燒室出口處H2O質量分數相近。

噴管中心線上H2O質量分數見圖12。結果顯示在該中心線上H2O的質量分數具有相同的上升趨勢, 在中心線末端H2O的質量分數量值上趨同, 表明4種工況具有相同的蒸發效率。

圖10 噴管中心線上OTTO-II的質量分數曲線

圖11 y=0截面上不同工況的H2O的質量分數分布

圖12 噴管中心線上H2O的質量分數曲線

4種工況下燃燒室內部的CO2質量分數分布如圖13所示。結果顯示, 燃燒室內部的CO2質量分數與溫度分布相近, 燃燒反應在放出熱量的同時產生生成物。

噴管中心線上CO2質量分數見圖14。從結果看出, 在中心線上有2個明顯的凸起, 表明在該中心線上存在2個反應區, 之后隨著摻混水的蒸發效應CO2質量下降, 最終CO2質量分數約0.22。

圖13 y=0截面上不同工況的CO2的質量分數分布

圖14 噴管中心線上CO2的質量分數曲線

3.4 速度矢量的分布

由于燃燒室結構形狀固定不變, 因此, 4種情況下燃燒室內部的流動特征差別較小, 本文僅給出工況1情況下的馬赫數分布和流線圖, 如圖15和圖16所示。

圖15 燃燒室內部馬赫數分布

圖16 燃燒室內部流線圖

從圖15可以看出, 高溫燃氣在噴喉達到音速并在擴張段持續加速, 最終馬赫數達到1.3以上。由于高溫燃氣對隔板的燒蝕比較嚴重, 工況2下的燃燒最劇烈。因此, 要特別注意工況2下隔板節流孔的燒蝕, 節流孔噴喉的燒蝕可能造成燃燒室工作壓力偏離設計工況, 使壓力不穩定。

從圖16可以看出, 這種形式的燃燒室能夠在燃燒室前腔形成明顯的漩渦區, 液滴噴入燃燒室后迅速蒸發、燃燒, 生成燃氣, 燃氣再往前流動, 受到隔板的作用氣體分叉, 然后沿著壁面流向燃燒室頭部的拐角區域, 從而形成2個主要的漩渦區, 還有一小部分氣體在燃燒室頭部靠近壁面區域小范圍內形成漩渦區, 漩渦區的存在能夠卷吸大量的高溫燃氣, 進行強烈的熱質交換, 漩渦區內的燃氣保持相對較低的流動速度, 對推進劑蒸發和燃燒穩定十分有利。結果顯示, 在燃燒室后腔也有2個明顯的漩渦區存在。

4 結論

通過對渦輪機燃燒室燃燒流動過程的仿真, 得到如下結論。

1) 4種工況下, 在燃燒室出口處H2O質量分數達到0.62左右, CO2質量分數約為0.22, 用化學方程式計算, 當反應進行完全時, H2O質量分數為61.86%, CO2質量分數為22.18%, 經過對比可證明燃料已完全反應。

2) 4種工況下, 在燃燒室后腔的溫度場、組分濃度場分布均勻, 燃燒室出口燃氣速度較低, 能夠持續穩定地為噴管環供應燃氣。

經過仿真分析可證明, 使用壅塞式燃燒室方案, 燃料的燃燒和水的摻混蒸發較好, 該方案既能實現三組元推進劑的高效燃燒, 又能滿足渦輪機在低工況時的較低進氣壓力要求, 為解決三組元推進劑渦輪機燃燒室的工程研制提供了技術參考。

[1] 趙寅生. 魚雷渦輪機原理[M].西安:西北工業大學出版社, 2002.

[2] 劉長福, 鄧明. 航空發動機結構分析[M].西安:西北工

業大學出版社, 2006.

[3] 米鎮濤, 邱立勤. 魚雷用雙元化學推進劑[J]. 火炸藥學報, 1998, 21(2):36-38. Mi Zhen-tao, Qiu Li-qin. Recent Progress of Biprope- sllants for Torpedo[J]. Chinese Journal of Explosives & Propellants, 1998, 21(2): 36-38.

[4] 李強, 馮明霞, 鄒宗樹, 等. 壅塞現象法測量氣粉兩相流音速[J]. 東北大學學報(自然科學版), 2007, 28(10): 1417-1420. Li Qiang, Feng Ming-xia, Zou Zong-shu, et al. Choking Phenomenon Used as an Approach to Measure Somic Velocity of Air-Powder Two-Phase Flow[J]. Journal of Northeastern University (Natural Science), 2007, 28(10): 1417-1420.

[5] 陶文銓. 數值傳熱學[M]. 2版.西安:西安交通大學出版社, 2001: 347-353.

Numerical Simulation about Combustion Performance of Choked Combustor of Turbine

QIAO Hong, ZHAO Wei-bing, MA Xiao-li, SHI Hai-chao

(The 705 Research Institute, China Shipbuilding Industry Corporation, Xi′an 710075, China)

In order to study the form of turbine combustor and verify its performance, a new choked combustor scheme which is suitable for tri-propellant and matches the lower gas inlet pressure of a turbine under low operating condition was proposed. The combustion characteristics of scheme under multi-operating conditions were simulated based on computational combustion dynamics. Simulation results show that the tri-propellant burns completely, the water vaporizes entirely, the flow field in the combustor is satisfactory, and the front pressure of the nozzle ring meets the requirement of the turbo-pressure. This new choked combustor with its simulation results may benefit the design of turbine combustors with tri-propellant.

turbine; combustor; computational combustion dynamics(CCD); tri-propellant; numerical simulation

TJ630.32

A

1673-1948(2011)01-0048-07

2010-05-07;

2010-07-09.

喬 宏(1982-), 男, 工程師, 主要從事動力技術及仿真方面的研究.

(責任編輯: 陳 曦)