雙軸向旋流器設計參數對燃燒特性的影響研究

李春野，趙傳亮，柴 昕，李 鑫

（中航工業沈陽發動機設計研究所，沈陽110015）

0 引言

燃燒效率高、流動損失小、工作狀態穩定、點火可靠、壽命長、低污染排放、出口溫度高且分布合理的高熱容、高性能燃燒室的研制是當今航空發動機研制中1項重要任務[1-2]。而旋流器是發動機燃燒室內組織燃燒的重要部件，為了適應現代先進發動機要求而設計的高溫升、大熱負荷燃燒室，一般采用雙級或3級旋流器結構[3]。雙級旋流器能保證良好的燃油霧化質量及燃燒室的火焰穩定性能[4-5]。國內外不少學者對旋流器進行了大量試驗和數值研究，揭示了不同類型旋流器的功用及其對燃燒性能的影響。Grinstein等采用PIV和LDV測量3級旋流器燃燒室流場，研究旋流器幾何參數對燃燒室內部流場的影響[6-8]；Dodds等對3級旋流器燃燒室貧油熄火性能進行了試驗研究，表明頭部油氣比和旋流器幾何參數對貧油熄火范圍都有影響[9]；Mehta等通過研究發現反向旋轉時產生的回流區比同向旋轉時產生的回流區直徑要小，長度要短[10-11]；韓啟祥等利用PIV對雙軸向反旋旋流器單頭部燃燒室內的冷態流場進行測試，表明減少1級旋流器的流通面積和旋流數，或增大2級旋流器的旋流數，可增大回流區的尺寸，而增大2級旋流器的流通面積和回流區尺寸會減小[12]。

為了進一步研究雙級旋流器的工作原理，了解其設計參數對燃燒性能的影響，本文以雙軸向旋流器為研究對象，選擇了10種雙軸向旋流器匹配方案，采用數值模擬方法對不同雙旋流設計參數對燃燒室特性的影響，為燃燒室設計提供相關的設計基礎。

1 研究對象

雙軸向旋流器（如圖1所示）的工作性能將直接影響燃燒室的起動點火、工作穩定以及熄火邊界等，雙軸向旋流器的設計參數直接影響旋流器的性能。本文選定了10種雙軸向旋流器匹配結構，研究不同的設計參數對燃燒室流動特性及燃燒性能的影響。5種方案的設計準則如圖2所示。10種雙軸向旋流器的匹配方案見表1，內、外旋流器及套筒的設計參數分別見表2～4。

圖1 雙軸向旋流器結構

圖2 5種方案設計準則

表1 10種雙軸向旋流器匹配方案

表2 內軸向旋流器設計參數

表3 外軸向旋流器設計參數

表4 套筒設計參數

其中葉片流通面積定義[13]為

出口通道面積為

旋流數為

式中：D 為葉片外徑；d 為葉片內徑；n 為葉片數量；β為葉片角；d'為葉片厚度；D'為套筒內徑。

2 邊界條件

對單頭部矩形燃燒室進行全流動域計算，采用結構化網格為主的網格形式，燃燒模型采用非預混PDF燃燒模型、P1輻射模型、Realizableκ-ε 湍流模型，微分方程離散采用Simple方法，燃料選用JET-A型噴氣燃料(相當于RP3)，中空的錐形噴霧，在文氏管出口設置燃油噴射點，給定噴油參數，噴霧粒度為40μm，燃燒室入口選為Mass-flowInlet。

3 網格生成

正交的結構化六面體網格具有較高的數值精度，但航空發動機主燃燒室的幾何結構復雜，獲得完全正交的結構化六面體網格幾乎不可能；四面體網格可以在較少人工干預的情況下較為迅速的獲得，但存在計算精度低以及網格對計算域的填充效率下降等問題。為了解決計算精度、效率和硬件資源限制等因素的矛盾，采用分區混合網格的形式對計算模型進行網格劃分，網格數量約為210萬，具體劃分形式如圖3所示。

圖3 燃燒室的網格劃分形式

4 計算結果分析

4.1 流場特性

10種雙軸向旋流器匹配結構對應的中心截面回流區輪廓如圖4所示。其中方案3對應的J3186-801C的回流區輪廓較其他9種方案更大一些，J3186-801C中心截面流場矢量如圖5所示。從圖中可見，回流區的對稱性較好。J3186-801C產生了比較好的回流區，有利于燃燒室的穩定燃燒。

圖4 10種雙軸向旋流器對應的中心回流區輪廓

圖5 J3186-801C中心截面流場矢量

4.2 燃燒特性

5種方案燃燒室中心線處溫度分布曲線分別如圖6～9所示。從圖6中可見，方案1和2相比，其中心線處主燃區的平均溫度較低；比較圖7中基準型J3186-801B和方案3中的3種旋流器方案可見，保證總面積不變，隨著副旋流器葉片角和旋流數的增大，主燃區中心線處的平均溫度逐漸降低；比較圖8中基準型J3186-801B和方案4中的3種旋流器方案可見，保證總面積不變，隨著主旋流器葉片角和旋流數的增大，主燃區中心線處的平均溫度逐漸降低；比較圖9中基準型J3186-801B和方案5中的2種旋流器方案可見，保證總面積不變，隨著面積比的增大，主燃區中心線處的平均溫度逐漸升高。

圖6 方案1、2燃燒室中心溫度場分布曲線

圖7 方案2、3燃燒室中心溫度場分布曲線

圖8 方案2、4燃燒室中心溫度場分布曲線

圖9 方案2、5燃燒室中心溫度場分布曲線

4.3 壓力分布特性

基準型（J3186-801B）及方案3~5所對應的總壓恢復系數分布曲線分別如圖10~12所示。比較圖10中基準性（J3186-801B）及方案3中的3種旋流器方案可見，保證總面積不變，隨著副旋流器SN 的增大，總壓恢復系數逐漸減小；比較圖11中基準性（J3186-801B）及方案4中的3種旋流器方案可見，保證總面積不變，隨著主旋流器SN的增大，總壓恢復系數先減小后增大再減小；比較圖12中基準性（J3186-801B）及方案2中的2種旋流器方案可見，保證總面積不變，隨著面積比的增大，總壓恢復系數逐漸降低。總體來看，隨著方案改變，總壓恢復系數的變化只在小數點后第5位，可認為上述方案總壓損失系數基本不變，總壓恢復系數都達到了0.954。其中總壓恢復系數[14]為

圖10 方案2、3總壓恢復系數分布曲線

圖11 方案2、4總壓恢復系數分布曲線

圖12 方案2、5總壓恢復系數分布曲線

4.4 燃燒效率特性

圖13 方案2、3燃燒效率分布曲線

圖14 方案2、4燃燒效率分布曲線

圖15 方案2、5燃燒效率分布曲線

基準型（J3186－801B）及方案3～5所對應的燃燒效率分布曲線分別如圖13～15所示。比較圖13中J3186-801B及方案3中3種旋流器方案可見，保證總面積不變，隨著副旋流器SN 的增大，燃燒效率先降低后提高；比較圖14中J3186-801B及方案4中3種旋流器方案可見，保證總面積不變，隨著主旋流器SN 的增大，燃燒效率先降低后提高；比較圖15中基準性J3186-801B及方案5中2種旋流器方案可見，隨著面積比的增大，燃燒效率先降低后提高。總體來看，隨著方案的改變，燃燒效率變化只在小數點后第4位，認為上述方案燃燒效率基本不變，都達到了0.998。燃燒效率[15]為

5 結論

本文選定5種方案10種雙軸向旋流器匹配結構，通過數值模擬研究得到燃燒室的流動特性及燃燒性能。給出了不同方案的燃燒室流場和溫度場分布、壓力損失和燃燒效率等性能變化情況，得到如下結論：

（1）保證總面積不變，隨著副旋流器葉片角和旋流數的增大，回流區相應變大，主燃區中心線處的平均溫度逐漸降低，總壓恢復系數和燃燒效率基本不變；

（2）保證總面積不變，隨著主旋流器葉片角和旋流數的增大，回流區的大小和形態基本不變，主燃區中心線處的平均溫度逐漸降低，總壓恢復系數0.954和燃燒效率0.998基本不變；

（3）保證總面積不變，隨著面積比的增大，回流區相應變小，主燃區中心線處的平均溫度逐漸升高，總壓恢復系數0.954和燃燒效率0.998基本不變。

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