燃燒環長寬比對渦輪葉間燃燒室的影響

徐興亞，唐 豪，鄭海飛

(南京航空航天大學能源與動力學院，南京 210016)

1 引言

渦輪葉間燃燒室(TIB)是利用美國空軍研究實驗室(AFRL)研究的超緊湊燃燒室(UCC)技術，通過在渦輪導向器葉片間安裝噴嘴，在渦輪葉片間的通道內進行燃燒的一種新型燃燒室[1～3]。基于Lewis提出的高旋流產生的離心加速度提高火焰傳播速度的實驗研究，利用周向旋流燃燒代替傳統的軸向組織燃燒，通過在渦輪通道外圍布置一圈燃燒環周向腔，將高速氣流以一定角度射入周向腔內從而產生高旋流，使噴入的霧化燃料迅速蒸發并與空氣摻混，形成可燃混氣，發生燃燒。高溫燃氣離開燃燒環后，進入下游葉間通道，未燃盡燃料及其它可燃成分在通道內繼續燃燒。高溫燃氣在通道內與主流空氣摻混，發生動量、能量交換，組分擴散，最后排出通道[4]。由于利用了高離心過載提高火焰傳播速度，同時延長火焰在燃燒室的滯留時間，不僅實現了在很短軸向長度內火焰穩定、高效燃燒，而且燃燒性能基本達到設計要求[5，6]。

目前，國外對TIB方案已進行了多項數值模擬及實驗研究。其中Anisko等[7]研究了3種燃燒環結構分別在兩種工況下的流場及燃燒性能；Greenwood[8，9]設計了帶徑向槽結構的TIB模型，即在每個噴油點下方的葉片上設計一個徑向槽，并發現徑向槽能提高氣流混合、改善出口溫度分布。國內對TIB方案的研究，主要是數值模擬了不同渦輪導向器葉片凹槽結構、二次氣入射角及當量比等對渦輪葉間燃燒室的影響[10，11]。在燃燒環結構方面，僅國外對幾種特定類型進行了研究，但缺乏系統、幾何參數化的討論。本文在Anisko研究的基礎上，保持燃燒環軸向寬度一定，僅改變徑向長度，通過數值模擬的方法，比較分析了不同長寬比燃燒環結構對TIB模型內部流場和總體性能參數的影響。

2 物理模型

圖1 TIB基本結構示意Fig.1 Sketch of the turbine inter-vane burner structure

渦輪葉間燃燒室的幾何結構如圖1所示。中心體模擬發動機軸，其與前后管組成一個環形通道，主氣流流動方向如圖1(a)中的箭頭所示。通道內有6個周向均布的葉片，每個葉片的同側都開有徑向槽，葉片頂部是個由前后法蘭和環形蓋圍成的環形空腔，即燃燒環周向腔。環形蓋上均布6個燃油噴口和6×4個二次氣入射孔，每個燃油噴口底部都開有軸向槽。液體燃料垂直噴入燃燒環內，二次氣45°傾斜射入燃燒環，做高速向心運動[4]。圖1(b)示出了TIB幾何結構的剖面圖。設定燃燒環軸向寬度W為25 mm，燃燒環徑向長度L按如下變化：L/W=0.4、0.6、0.8、1.0、1.2、1.4。

3 計算方法

3.1 網格劃分

考慮到TIB幾何結構的對稱性，為節省計算時間，選取1/6模型即只對60°的扇形域進行計算，如圖2所示。利用ANSYS ICEM CFD軟件劃分網格，模型網格數約為60萬。為保證網格質量，在葉片周圍及二次氣入射孔進行O-grid網格劃分，還根據壓力、溫度、速度、近壁網格的y+，采用網格自適應方法局部加密，最終網格數約為100萬。

圖2 TIB計算網格Fig.2 Computational grid for the turbine inter-vane burner

3.2 數值方法

數值計算采用Realizable k-ε湍流模型。液體燃料使用煤油(C12H23)，燃燒過程考慮C12H23、CH4、CO、CO2、H2、H2O、H2O(液)、O2、OH、N2及 C(s)等 11 種組分，其中CH4、C(s)只在富油燃燒時考慮。在TIB內，空氣和燃油分別從不同入口進入，因此選擇非預混燃燒模型(平衡混合分數/PDF模型)。油氣混合燃燒為多相流流動，采用離散相模型(DPM)，通過隨機顆粒軌道模型模擬兩相的相互作用，相間采用耦合計算。通過SIMPLEC算法處理壓力-速度耦合項。

3.3 邊界條件

如圖2所示，主流和燃燒環上二次氣進口均為質量流量進口，兩側壁面為旋轉式周期性邊界條件，出口為壓力出口。燃料、壓力、溫度的設置參考文獻[7]，燃油流量 0.053 kg/min，油滴直徑 55 μm，初速度30.5 m/s，工況具體參數如表1所示。

表1 工況參數Table 1 Operating conditions

4 計算結果與分析

4.1 速度場

圖3給出了6種長寬比下燃油噴射口截面(x=72.5 mm)的速度矢量分布。對比發現，在長寬比較小時(如L/W=0.4)，燃燒環內的速度場較紊亂，這是由于較小的燃燒環徑向長度會導致二次氣流在徑向更易打穿主流氣流，但在徑向槽處，具有較大徑向動量的二次氣流與進入徑向槽的主流氣流碰撞，主流氣流阻礙了二次氣流的下潛，從而導致部分氣流在燃燒環周向速度的引導下重新上行，上行氣流沖擊至燃燒環上部壁面后折返，隨后沿周向繼續流動。L/W=0.6時，由于徑向長度增加，燃燒環內的速度場紊亂程度較L/W=0.4時有了明顯改善，燃燒環上部僅有周向流動，主流與二次氣流的相互擴散滲透主要在燃燒環中部與下部進行，上行氣流在流至燃燒中部時即在上部氣流的引導下周向流動。

在長寬比較大(如L/W=0.8、1.0、1.2、1.4)時，燃燒環內部為周向流動，僅底部與主流有擴散滲透發生。但在徑向槽處，燃燒環底部氣流與主流相互作用形成一回流旋渦(圖中圓環位置)，隨著長寬比的增大，旋渦強度越來越大，渦也越來越飽滿，這增加了可燃混氣的駐留時間并有利于燃燒產物與主流的摻混。

4.2 溫度場

燃燒環內的溫度分布如圖4所示。可見，不同長寬比的燃燒環內部溫度分布存在明顯差異。L/W=0.4時，高溫區主要分布在燃油噴射口的軸向腔內和主流通道下游帶徑向槽一側。這是由于斜射的二次氣流無法在具有極短徑向長度的燃燒環內促成旋流燃燒，反而阻礙了燃油順利進入燃燒環內燃燒，導致燃油在軸向腔內富油燃燒，進而形成腔內的高溫區；同時，未燃盡油滴與大量可燃氣體通過徑向槽引導進入主流通道下游后，繼續燃燒釋放熱量再次形成高溫區。L/W=0.6時，主要燃燒區域出現在燃燒環中部，軸向腔內的高溫區已消失，主流下游帶徑向槽一側雖有高溫現象，但沒有出現大面積的極高溫度，溫度分布較均勻。

在長寬比較大(如L/W=0.8、1.0、1.2、1.4)時，由于燃燒環周向腔容積增大，旋流燃燒形成，燃料在環內充分燃燒，且燃燒區域都在環的中部及下部，避免了燃燒環壁面出現高溫區；葉片兩側都出現了局部高溫，但面積較小且溫度分布均勻。

圖3 不同長寬比下燃油進口截面的速度矢量分布Fig.3 Velocity vectors of fuel inlet for turbine inter-vane burner with different length-width ratio

圖4 不同長寬比下TIB內部的溫度分布Fig.4 Contours of static temperature along the turbine inter-vane burner flow path with different length-width ratio

燃燒室出口截面(y=170 mm)徑向平均溫度隨葉片無量綱高度的變化如圖5所示。在L/W=0.8、1.0、1.2、1.4時，溫度分布趨勢類似，都是隨著高度的增加溫度逐漸升高，并在頂層達到最高溫。這是由于燃燒環內的燃燒主要發生在燃燒環底部，二次氣沒有起到充分摻混的作用，導致高溫燃氣在主流頂層聚集。在L/W=0.4、0.6時，燃燒室出口溫度分布與理想的拋物線型出口溫度曲線(中間高、兩端低)相似，且L/W=0.6對應的曲線更理想，曲線變化平滑，高低溫差較低。這是由于燃燒發生在整個燃燒環內(圖4(b))且燃燒充分，在主流下游并未形成集中的局部高溫區。

圖5 不同長寬比下出口截面的徑向平均溫度Fig.5 Radial temperature profile at outlet of TIB with different length-width ratio

4.3 總體性能對比

表2定量給出了6種TIB模型的燃燒效率ηb、總壓損失dp/p、CO污染物及未燃碳氫化合物(UHC)排放量與長寬比的關系。可見，不同長寬比的燃燒環的總壓損失和燃燒效率相差不大，但污染物排放量相差巨大。這是由于長寬比不同帶來不同的燃燒區域及燃燒充分程度，從而導致污染物排放量差異巨大。L/W=0.6時，CO排放量最低。UHC排放量隨著長寬比的增加而減少，這是由于富油狀態下燃燒環體積增加使得UHC的燃燒更加充分。

表2 不同長寬比下燃燒環的總體性能參數Table 2 Performance parameters of TIB with different length-width ratio

5 結論

對比文中6種模型的速度場、溫度場及總體性能參數發現，不同長寬比的燃燒環對渦輪葉間燃燒室性能有很大影響：當燃燒環長寬比為0.6時，出口徑向溫度分布呈拋物線型，CO排放量最低，總壓損失低，燃燒效率高，最適合渦輪葉間燃燒室設計；長寬比為0.4時，燃燒環內摻混充分，但溫度場內易出現局部高溫區，導致燃燒效率降低；長寬比為0.8、1.0、1.2、1.4時，燃燒環溫度分布平均，但燃燒都發生在燃燒環底部且與主流摻混不劇烈，從而導致出口溫度分布不理想且CO排放量較高。

另外，由于TIB燃燒室屬于超緊湊燃燒室，因此為避免徑向長度過大，應優先考慮較低長寬比的燃燒環。同時，不同工況(如當量比)在同一長寬比燃燒環下對TIB的影響也必不相同，因此在實際的燃燒環長寬比設計中還需綜合考慮，使TIB性能達到最優。

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