不同旋流情況對旋轉流線渦燃燒室性能的影響

楊立山，劉國庫，張智博，鄭洪濤

（1.海軍駐沈陽地區發動機專業軍事代表室，沈陽 110015；2.哈爾濱工程大學動力與能源工程學院，哈爾濱 150001）

符號表

ρ 密度，k g·m-3

Sm連續方程源項，表示從離散相傳播給連續相的質量生成率或其他源項

P 靜壓，P a

τ 混合物黏性應力張量

Ji組元i的質量擴散通量

q 輻射換熱量，J·m-2·s-1

Ri化學反應中組元i質量生成速率

κ 湍動能，m2·s-2

ε 湍動能耗散率，m2·s-3

GK由平均速度梯度引起的湍動能變化率

Gb由浮力引起的湍動能變化率

YK由可壓縮湍流的波動擴散引起的全局耗散率

Sε、SK用戶自定義源項

C1ε、C2ε、C3ε經驗常數，分別等于1.44、1.92、0

YP生成物的質量分數

YR部分反應物的質量分數

A、B 經驗常數，分別等于4.0、0

0 引言

傳統航空發動機和燃氣輪機燃燒室主要采用壓力渦的形式，使進入燃燒室的氣體在旋流器后形成低壓區，達到火焰穩定燃燒的目的。但當主流進氣速度較大時，壓力渦容易破碎，并導致熄火等問題。最近幾十年，駐渦燃燒器得到更加廣泛地研究和發展[1-2]，并被逐漸應用于航空發動機和燃氣輪機燃燒室中，其特點是該類型的渦只與產生渦的凹腔結構有關，而與主流速度無關，因此在較大進氣速度時仍能提供穩定的點火源。另外，其在結構與穩焰原理上有較大革新，與傳統燃燒室相比，駐渦燃燒室已被證明具有結構簡單、質量輕、成本低、燃燒穩定、NOX排放少和燃料適應性強等優點[3-5]。在燃燒技術及駐渦燃燒室方面，國內外學者進行了大量研究。宋雙文等[6-7]采用凹腔駐渦燃燒室作為渦輪級間燃燒室，設計加工了全環凹腔駐渦燃燒室試驗件，進行了試驗研究；金義等[8]針對使用航空煤油的RQL工作模式的駐渦燃燒室排放性能開展了系統的試驗研究，分析總結了駐渦區余氣系數、進口空氣流量和進口空氣溫度等參數影響RQL工作模式駐渦燃燒室排放性能的變化規律；丁國玉等[9]開展了進口空氣馬赫數、駐渦區余氣系數影響渦輪級間燃燒室燃燒性能的試驗研究，獲得了燃燒室性能參數的變化規律；臧鵬等[10]設計了1種基于凹腔駐渦的無焰燃燒室，并對其進行了0維和3維數值計算；P.K.Ezhil Kumar等[11]通過使用數學上SSTk-e模型和渦耗散燃燒模型研究了3維駐渦燃燒室凹腔中的反應和無反應流動結構，并與試驗值進行了對比；Fei Xing等[12]使用數值模擬和試驗的方法研究了幾種凹腔駐渦形式對火焰穩定性的影響，并建立了預測貧油熄火極限的經驗公式；JINYi[13]等提出并討論了1種改進型的駐渦燃燒室，分析了燃燒效率與過量空氣系數、進口馬赫數的關系及進、出口溫度分布情況；ChaoukiGhenai[14]等使用數值模擬方法研究了使用氫氣或合成氣等可再生能源替代傳統天然氣時對駐渦燃燒室性能的影響；文獻[15]詳細研究了凹腔結構和位置對駐渦區旋渦的影響。

雖然上述研究取得了一定成果，但大部分研究集中于以GE公司第3代凹腔駐渦燃燒室為核心結構的傳統駐渦燃燒室上，該燃燒室雖然整體性能較好，但存在火焰長度普遍較長和燃燒效率并不理想等問題，影響了駐渦燃燒室的發展和實用化設計。張智博等[16]基于凹腔駐渦燃燒室基本結構提出了1種新的燃燒流場組織技術——旋轉流線渦技術（Revolving Streamline Vortex Technology,RSVT），并分析了該技術與傳統駐渦燃燒技術在不同進氣條件下對燃燒室渦及燃燒性能的影響。

本文以旋轉流線渦燃燒室為基礎，采用數值模擬方法研究了不同旋流器位置和數量對該燃燒室冷態流場和燃燒性能的影響，為旋轉流線渦的優化設計和改進提供了參考。

1 模型及邊界條件

1.1 物理模型及網格劃分

參照文獻[12，16]中駐渦燃燒室的結構尺寸，建立了旋轉流線渦燃燒室的幾何模型，如圖1所示。該燃燒室由主流進氣段、機匣進氣段、凹腔、蒸發管、摻混段和出口段等基本結構組成。燃燒室全長255mm，凹腔長52mm、寬65mm、高50mm。根據旋轉流線渦燃燒室的基本原理，在凹腔前設置了旋流器。

圖1 旋轉流線駐渦燃燒室幾何模型

由于旋流器和混合管等部分幾何形狀比較復雜，在進行網格劃分時，為在現有計算能力下盡可能提高計算精度，運用ICEMCFD12.0軟件采用6面體核心網格技術進行了網格劃分，并在存在局部細小結構的部分進行了網格加密。中截面網格形式如圖2所示。

圖2 中截面網格形式

1.2 數學模型

質量守恒定律為

動量守恒定律為

能量守恒定律為

組分輸運方程為

為封閉方程組，采用Realizable湍流模型描述湍流流動，其修正了湍動黏度，考慮了旋流流動和曲率變化，并修正了光譜能量轉換并約束了時均應變率；同時采用新的湍流耗散率方程，更適于模擬本文模型及問題。該方程形式為

1.3 邊界條件

根據文獻[16]中的數據，結合實際情況分析，采用的邊界條件及參數見表1。其中計算時采用的操作壓力為2026500Pa。各進口邊界所代表的截面如圖3、4所示。

表1 邊界條件及參數

圖3 進、出口邊界

圖4 蒸發管及邊界

2 旋流器位置對性能的影響

2.1 在不同旋流器位置時冷態場對比分析

定義旋流器距離燃燒室頭部為88、106和128mm處分別為位置1、2和3。

為比較幾種燃燒室的冷態流場，圖5給出了幾種不同旋流器位置時旋轉流線渦燃燒室橫截面的冷態場渦量。從圖中可見，在燃燒室流場凹腔內均存在較大的回流區域，對穩定火焰、組織燃燒起到很大作用，符合駐渦燃燒的特點。比較分析后可見，在位置1時產生的流線渦是最好的，位置2時的則相反。表明旋流器在位置1時更易于穩定燃燒，也比后2種位置的流線渦穩定，不易脫落。

為比較幾種形式的燃燒室空氣與燃料的摻混效果，圖6給出了幾種不同旋流器位置時旋轉流線渦燃燒室縱剖面的冷態場渦量。從圖中可見，隨著旋流器位置的改變，產生的流線渦也發生了明顯變化。當旋流器在位置1時摻混效果最好，而隨著旋流器靠近凹腔，摻混效果有逐漸變好的趨勢，但總體上還是在位置1時效果最佳。旋流器在位置1時形成渦較少且分散，說明主流空氣更易于將燃料打散，更有益于燃料與空氣摻混，使燃燒性能更好。

圖5 在不同旋流器位置時的橫截面的渦量

圖6 在不同旋流器位置時的渦量

2.2 在不同旋流器位置時燃燒場對比分析

不同旋流器位置時的燃燒效率如圖7所示。從圖中可見，燃燒效率隨旋流器位置的后移先降低后提高，在位置1時最高，在位置2時則相反。

圖7 在不同旋流器位置時的燃燒效率

采用C O2摩爾分數判斷火焰長度的方法，比較了不同旋流器位置時的火焰長度，結果如圖8所示。從圖中可見，在3種旋流器位置時火焰長度分別為5 0、6 0、5 2m m。當旋流器位置向凹腔靠近時，并沒有改善燃燒情況，反而在位置2時，火焰長度最長，表明造成燃料裂解不夠完全，空氣與燃料摻混不夠充分，從而使火焰長度較長。隨著旋流器位置進一步移近凹腔，火焰長度有所縮短，但即使緊靠凹腔時，火焰長度還是比旋流器在位置1時的長些，其燃燒情況最為理想。

圖8 在不同旋流器位置時CO2的摩爾分數

3 旋流器數量對性能的影響

3.1 在不同旋流器數量時冷態場對比分析

橫截面與縱剖面渦量對比分別如圖9、1 0所示。

通過對比可見，3旋流器與雙旋流器在Z中截面產生渦的差異并不大，但前者產生的渦范圍更大。而在X中截面，3旋流器產生的流線渦比雙旋流器的更理想，空氣與燃料摻混更好，從而使燃燒性能更好。

圖9 橫截面渦量對比

圖10 縱剖面渦量對比

3.2 在不同旋流器數量時燃燒場對比分析

文獻[16]已經證實，在傳統駐渦燃燒室頭部加裝旋流器會增加壓力損失和耗油率。所以當采用不同數目旋流器時，首先計算燃燒室的壓力損失，以驗證燃燒室的性能。根據數值模型結果求出雙旋流器與3旋流器的總壓損失系數分別為13.1%和14.3%。

計算結果表明，當將旋流器數目增至3個后，壓力損失增大了1%，這是由于受燃燒室尺寸的限制，旋流器所占的總體積有限，增加1個旋流器后壓力損失增大得并不十分明顯。

不同旋流器數目時壁面溫度分布如圖11所示。

圖11 在不同旋流器數目時壁面溫度分布

從圖中可見，3旋流器的壁面溫度場比雙旋流器的更理想，局部高溫區有所消退。但2種結構下燃燒室的壁面溫度都較高，且存在局部高溫區。這是由于在數值模擬中將燃燒室壁面按照絕熱壁面進行處理，無法與燃燒室外的空氣進行導熱，從而使得壁溫偏高。

與第2.2節采用相同的CO2摩爾分數法來確定火焰長度，采用雙旋流器與3旋流器的火焰長度分別為52和50mm。二者相差較小，說明旋流器數目對燃燒室火焰長度的影響并不明顯。

4 結論

（1）旋流器距離燃燒室頭部為88mm時，流線渦效果最好，燃燒效率最高，火焰長度最短，并且燃燒效果最理想。

（2）旋流器數目的改變對壓力損失和火焰長度的影響并不明顯，但3旋流器比雙旋流器的壁面溫度場更為理想。

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