旋流器特征參數對高溫升燃燒室性能的影響

高偉偉，李 鋒，高賢智，孫佰剛，羅衛東

（北京航空航天大學能源與動力工程學院，北京100191）

0 引言

未來軍用發動機需要更高的渦輪前溫度來提高發動機熱力性能和推重比，勢必要求發動機燃燒室具有更高的溫升能力[1]，也意味著未來軍用航空發動機燃燒室將向高溫升方向發展。

遵循高推重比超高溫升燃燒室的發展趨勢，參考美國GE公司HukamMongia等關于1650℃溫升、近化學恰當比陶瓷火焰筒燃燒室研究思路[2-6]，在保證與現有單環腔燃燒室進、出口和機匣的尺寸限制不變的情況下，提出了1種中心分級燃燒室設計方案，利用燃油中心分級加3旋流的方法在不同工況下調節主燃區當量比，并對燃燒室氣量進行重新分配，取消了摻混孔，對火焰筒頭部高度、頭部帽罩高度、火焰筒冷卻孔開孔面積進行了調節，重新進行開孔面積規律設計。計算結果與采用相同數理模型，具有相同主燃室擴壓器、外機匣和燃燒室出口的尺寸的SAC數值和試驗性能進行了對比[7-9]，以驗證計算結果的可信度，重點考察了旋流器特征參數（旋向組合、旋流數）對設計模型燃燒性能的影響規律[13-14]。

1 數理模型和研究方案

1.1 幾何模型和網格劃分

中心分級燃燒室結構及計算域如圖1所示。設計燃燒室為20個頭部，為了計算簡便，選取單頭部扇形區域為計算域。設計中心分級旋流器結構如圖2所示。旋流器由2級燃油噴射及3級旋流器組成，1級燃油噴射采用離心式噴嘴，2級燃油噴射采用預膜式空氣霧化噴嘴，2級燃油噴射角度均為90°，3級旋流器均為軸向。考慮到結構化網格在精度和計算效率方面的優勢，計算中主要采用了準結構化網格。由于燃燒室內幾何模型十分復雜，劃分網格時進行了分區處理，對部分區域采用非結構網格，網格數量為240萬。文獻[8]和文獻[10]對網格獨立性進行了探討和驗證。

圖1 中心分級燃燒室結構及網格

圖2 中心分級燃燒室頭部結構

1.2 物理模型和邊界條件

使用FLUENT軟件求解雷諾平均N-S方程來模擬燃燒室全流程3維帶回流的湍流兩相反應流定常仿真計算。由于流場具有很強的旋流特性，適合采用強湍流計算用的Realizablek-ε 湍流模型：近壁處理采用標準壁面函數，輻射計算采用DO輻射模型，燃燒模型采用PDF（probabilitydensityfunction）燃燒模型，排放模型采用熱力型NOx排放模型；采用SIMPLE方法進行壓力-速度耦合計算；應用2階迎風差分格式。計算中空氣作為不可壓理想流體處理，入口設為質量入口；出口外環腔、火焰筒、內環腔1、內環腔2均設為outflow；燃料選用航空煤油。

1.3 研究方案

為了考察設計中心分級燃燒室旋流器旋向組合和各級旋流角度對燃燒室燃燒性能的影響，對以下12個方案進行了對比研究。其中，方案1~3比較了燃燒室頭部旋向組合的影響；方案1、4、5比較了第1級旋流器角度的影響；方案1、6、7比較了第2級旋流器角度的影響；方案1、8~10比較了第3級旋流器角度的影響；方案7、11、12比較了3級旋流器參數的綜合影響，從而篩選出最優方案。所有方案各級旋流器進口當量面積保持不變。具體研究方案見表1。

表1 中心分級燃燒室研究方案

2 試驗數據與仿真數據對比評估

由于尚未開展針對設計旋流器的部件試驗，對采用上述數理模型的單環腔燃燒室數值模擬結果與試驗結果進行對比研究，以驗證計算結果的可信度。

2.1 總壓恢復系數

進行單環腔燃燒室進口馬赫數對冷態總壓損失影響的計算，并與試驗結果進行了比較，如圖3所示。從圖3中可見部件試驗結果和數值計算結果的異同。二者規律接近，總壓恢復系數隨進口馬赫數的增大呈減小趨勢，計算的總壓恢復系數比試驗值偏低，在設計點相差約1.5%。

圖3 燃燒室總壓恢復系數隨進口速度系數的變化

2.2 燃燒室效率

采用燃氣分析法測量全環形燃燒室的燃燒效率ηc，給出了燃燒效率通用準則θ 對ηc的影響，如圖4所示。

圖4 燃燒效率通用特性曲線

其中，燃燒效率通用準則θ 定義為

從圖4中可見，燃燒效率隨著通用準則θ 的增大而增大，當通用準則θ>0.8時，燃燒效率已接近100%；由于燃燒室設計點θ=2.388，故其燃燒效率也近乎100%；計算得到ηc=0.998，由此說明數值計算得到的燃燒效率值與部件試驗結果相吻合。可以認為，對燃燒室進口參數較高的狀態（壓力、溫度等），采用PDF燃燒模型進行數值計算，得到的燃燒效率是可靠的。

2.3 出口溫度分布

通過部件試驗得到的徑向溫度分布曲線與數值計算結果如圖5所示。從圖中可見，二者的變化規律一致，壁面附近偏差較大，由試驗時熱電偶受側壁輻射及熱傳導的影響所致，總體指標較試驗值偏大。計算與試驗的溫度場指標比較見表2，燃燒室出口溫度分布系數（OF）指標符合較好，而計算給出的燃燒室出口徑向溫度分布系數（RF）指標偏大。此外，計算得到的出口截面的燃燒效率為99.2%，與試驗值相當接近。

上述試驗數據與仿真數據的對比說明仿真結果有一定可信度，所選數理模型可有效用于燃燒室燃燒性能的預測和方案篩選。文獻[11-12]驗證了采用熱力型和瞬時型NOx排放模型，可預測燃燒室NOx排放，比較不同燃燒室類型和工況條件下NOx排放的大小。

圖5 單環腔燃燒室出口徑向溫度分布系數

表2 數值計算與部件試驗給出的溫度場數據比較

3 計算結果和分析

3.1 旋向組合的影響

首先比較3級旋流器不同旋流組合方案對燃燒室流場及燃燒性能的影響，從而選取可行方案進行深入研究。對應代號分別為A、B-1和B-2。3種方案的回流區如圖6所示。3種方案的中心截面速度、溫度分布和出口截面溫度分布系數如圖7~9所示。

圖6 中心截面回流區輪廓

圖7 方案A、B-1、B-2中心截面速度分布

圖8 方案A、B-1、B-2中心截面溫度分布

從3種旋向組合所形成的中心截面速度分布和回流區來看，方案A流場更為理想，其回流區比方案B-1的對稱，比方案B-2的尺寸大。三者主燃區溫度場分布基本相同，由于受火焰筒限制的影響，方案A和B-1在主燃孔后火焰筒內壁區域出現了局部高溫區，方案B-1高溫區徑向尺度較小，但長度較長，使這一部分高溫區域影響到出口溫度的分布；方案B-2則沒有出現這一局部高溫區。從3種旋向組合的出口溫度分布來看，方案A出口溫度分布系數最小，說明其出口溫度分布最為均勻。

圖9 方案A、B-1、B-2出口溫度分布系數

產生這一現象實質是由于噴嘴噴射時形成的油膜在第1、2級旋流器（部分氣量）流通的2股氣流的剪切力作用下破碎，若第1、2級旋流器反向，2股氣流的剪切作用將會大大加強，強剪切力有利于油膜破碎成細小液滴，預期霧化效果好。相反，若這2級旋流器同向，2股氣流的剪切作用相對較弱，顯然，霧化效果不如前者。第3級旋流器對燃燒起穩定作用，當第2級旋流器（其余氣量）與第3級旋流器同向時，將會加強主燃區的流場，提高燃燒穩定性。

由此可得，3級旋流器的最佳出口角旋向組合：第2級和第1級反向；第3級與第2級同向；具有上述旋向組合的3級旋流器使設計燃燒室穩定性更為優越，出口溫度場分布更好。

3.2 旋流器旋流角度的影響

旋流器的旋流數是燃燒室設計的關鍵參數之一，直接影響燃燒性能。軸向葉片式旋流器的旋流數為

通過調節旋流葉片安裝角α 可獲得不同旋流數。分別將各級旋流器葉片安裝角比基準型（方案A）的增大和減小5°，對比研究二者燃燒性能的差異。

圖10 方案C-1、A、C-2中心截面速度分布

圖11 方案C-1、A、C-2中心截面溫度分布

改變第1級旋流器旋流角度時3種方案C-1、A和C-2的中心截面速度、溫度分布和出口截面溫度分布系數分別如圖10~12所示。從圖中可見，第1級旋流器旋流數的變化對火焰筒頭部速度分布的影響不太明顯，對燃燒場的分布則有顯著影響。旋流數較小時，氣流旋轉較弱，氣流流動的軸向氣流相對較強，部分燃料被氣流轉移到主燃孔后的區域，燃燒反應較為劇烈的高溫區拖得較長。而當旋流數增加以后，氣流旋轉作用的增強有利于主燃區內燃燒的完成，主燃孔后的高溫區域范圍較少。但是當第1級旋流器的旋流數偏離基準型時，出口溫度場品質惡化，出口溫度分布系數變化為基準型的1.07～1.13倍。

由此可以歸納出，第1級旋流葉片安裝角按照基準型方案設計較為合理，大于或小于基準型方案安裝角均會使燃燒室溫度場分布變差。

圖12 方案C-1、A、C-2出口溫度分布系數

圖13 方案D-1、A、D-2中心截面速度分布

圖14 方案D-1、A、D-2中心截面溫度分布

改變第2級旋流器旋流角度時3種方案D-1、A和D-2的中心截面速度、溫度分布和出口截面溫度分布系數分別如圖13~15所示。從圖中可見，旋流數較小時，氣流旋轉較弱，氣流流動的軸向氣流相對較強，部分被氣流轉移到主燃孔后區域的燃料在主燃孔后繼續燃燒，燃燒反應較為劇烈的高溫區拖得較長。而當旋流數增加后，氣流旋轉作用的增強有利于主燃區內燃燒的完成，主燃孔后的高溫區域范圍較小。當第2級旋流器的旋流數偏離基準型時，隨著第2級旋流器旋流數的增加，出口溫度分布有所改善。但第2級葉片安裝角相對增大時對燃燒室出口溫度分布系數的改善沒有其相對減小時對出口溫度分布系數的惡化帶來的影響劇烈。繼續增大第2級旋流葉片角度對出口溫度分布的改善甚微。因此，第2級旋流器旋流角度按45°設計較為合理。

改變第3級旋流器旋流角度后3種方案E-1、A和E-2的中心截面速度、溫度分布和出口截面溫度分布系數分別如圖16~18所示。從圖中可見，第3級旋流器旋流數的變化對火焰筒頭部速度分布和燃燒場的分布均有顯著影響。隨著葉片安裝角的增大，旋流數增加，回流區徑向寬度稍有增大，軸向長度稍有減小；回流區內低速區域逐漸減小。旋流數較小時，主燃孔后燃燒反應較為劇烈的高溫區拖得較長。而當旋流數增加后，氣流旋轉作用的增強有利于主燃區內燃燒的完成，主燃孔后的高溫區域幾乎消失。另外，當第3級旋流器的旋流數偏離基準型時，出口溫度場品質惡化，出口溫度分布系數可能變化為基準型的1.094～1.130倍。

圖15 方案D-1、A、D-2出口溫度分布系數

圖16 方案E-1、A、E-2中心截面速度分布

圖17 方案E-1、A、E-2中心截面溫度分布

由此可以歸納出，第3級旋流葉片安裝角按照基準型方案設計較為合理，大于或小于基準型方案安裝角均會使燃燒室溫度場分布變差。

由以上分析可知，第1、3級旋流器葉片安裝角保持與基準型一致，第2級葉片安裝角由基準型的40°增大到45°時有利于出口溫度分布品質的改善，最優方案為D-2。為了考察1～3級旋流器葉片安裝角對燃燒穩定性和出口溫度分布品質的綜合影響，還考察了第1、2級葉片安裝角分別為40°、45°時，第3級旋流角度在45°～55°之間變化時的燃燒性能。對應代號分別為D-2、F-1和F-2，此時將方案D-2作為基準型，以對比研究第1、2級旋流葉片按最優安裝角設置時，增大第3級葉片安裝角對出口溫度品質的影響。3種方案D-2、F-1和F-2的中心截面速度、溫度分布和出口截面溫度分布系數分別如圖19~21所示。從圖中可見，隨著第3級旋流器旋流數的增加，回流區尺寸變寬變短，回流區內低速區有所減小。與方案D-2相比，方案F-1、F-2主燃孔后燃燒反應較為劇烈的高溫區均拖得更長，但這一高溫區域隨第3級旋流器旋流數的增加呈現出先擴大后變小的趨勢。當第3級旋流器的旋流數偏離基準型方案D-2的時，出口溫度場品質均發生了惡化，這與對表6的分析結果一致。說明第1、2級旋流葉片按最優安裝角設置時，增大第3級葉片安裝角對燃燒穩定性和出口溫度品質起不到改善作用，反而使這2項性能變差。

圖18 方案E-1、A、E-2出口溫度分布系數

圖19 方案D-2、F-1、F-2中心截面速度分布

圖20 方案D-2、F-1、F-2中心截面溫度分布

綜合以上分析可知，3級旋流器的旋向組合和旋流角度對燃燒室燃燒性能有很大影響。在設計3級旋流器時應充分考慮這2方面因素的影響。

圖21 方案D-2、F-1、F-2出口溫度分布系數

4 結論

應用3維數值模擬方法，研究了3級旋流器的幾何參數（旋向組合、旋流數）對所提出的中心分級燃燒室設計方案的燃燒性能的影響，并選出了最優化的旋流器設計方案。結果表明：3級旋流器的旋向組合對燃燒室流場和出口溫度分布都有一定影響，其最佳旋向組合為第1級與第2級反向，第2級與第3級同向；3級旋流器的旋流數也是影響燃燒室燃燒性能的重要因素，對模型而言3級旋流器的最佳旋流角度組合為第1級40°，第2級、3級均為45°。最優化的3級旋流器設計方案為方案D-2。

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