節流盤對超緊湊燃燒室性能影響的數值研究

孫明山 ，張 鑫 ，唐 豪 ，劉 禹

（1.南京航空航天大學江蘇省航空動力系統重點實驗室，南京210016；2.中國航發沈陽發動機研究所，沈陽110015）

0 引言

超緊湊燃燒室（UCC）采用二次氣流傾斜射流注入燃燒環，燃油周向旋流燃燒，可極大縮短燃燒室長度，減輕燃燒室質量，提高發動機推重比。1973年Lewis[1]首次提出離心運動加速火焰傳播速度的旋流燃燒理論；Zelina[2]試驗證實了超緊湊燃燒室的火焰長度較傳統燃燒室的可縮短50%；Siriginano[3]對超緊湊燃燒室應用于渦輪級間燃燒室以提高發動機熱力性能進行了研究。近年來美國空軍實驗室持續推進超緊湊燃燒實際應用的研究：Bohan[4]提出復合導向葉片，以期將超緊湊燃燒室應用于主燃燒室，縮短主燃燒室長度；Wilson[5-6]提出了低Rayleigh損失中心體概念；2013年Cornad[7-8]首次提出了擴壓分流器概念，實現了主次流軸向進氣，有效減小了燃燒室徑向尺寸，極大推進了超緊湊燃燒室的實際應用；Miranda[9]基于Cornad實驗裝置研究了擴壓分流器內外環面積比與內外環流量的關系，表明主次流流量受面積比影響較小；2015年Cottle[10]提出在擴壓分流器主流通道加置節流盤控制流量分配，試驗和數值分析表明節流盤可以有效控制內外環流量，進口流量對內外環分配比影響較小；同年，Cottle[11]研究了節流盤開口大小及方向對燃燒室內燃燒流動特性的影響，表明節流盤對燃燒室總壓損失的影響較小，可有效增加燃燒環內燃燒產物向主流通道徑向遷移的速度。節流盤作為有效的二次流旋流控制結構，對主次流軸向進氣超緊湊燃燒室性能的提高有重要意義。超緊湊燃燒室燃燒環內旋流渦流燃燒特性作為關鍵的性能特性受節流盤的影響未見文獻報道。

本文基于文獻[11]中Cottle提出的超緊湊燃燒室原型結構，采用計算流體力學方法分析了燃燒環內旋流渦流燃燒組織機制，并進一步探究文獻[11]未涉及的節流盤對旋流渦流燃燒特性的影響，為基于旋流渦流燃燒特性主次流軸向進氣超緊湊燃燒室的進一步結構改型設計提供理論基礎。

1 模型結構

主次流軸向進氣超緊湊燃燒室結構如圖1所示，主要由擴壓分流器、燃燒環、節流盤及中心體組成。空氣沿進口進入燃燒室，經分流器分為核心流和二次流，二次流傾斜進入燃燒環，與燃燒環上方注入的丙烷混合后旋流燃燒，核心流經節流盤進入導向葉片通道與燃燒環燃燒產物摻混，混合氣隨后沿導向器通道排出。

圖1 主次流軸向進氣超緊湊燃燒室結構

模型總長為249 mm，燃燒環直徑為159 mm，中心體長102 mm，擴壓器長127 mm。參考截面如圖2所示，D1位于擴壓器進口下游30 mm處，C1、C2分別位于距離燃燒環前后壁面5 mm處。

圖2 軸向參考截面位置

節流盤尺寸如圖3所示，節流盤的節流比例系數λ的定義及節流盤的開口面積為

式中：AJPK為節流盤開口面積；AZT為主流通道面積；AeJK為二次流進氣孔面積；AeT為二次流通道面積。

節流比例系數為5和4的節流盤對比如圖4所示。不同節流盤開口中線半徑一致，節流比例系數等于8時為無節流狀態，節流比例系數越小，節流效應越強。

圖3 節流盤尺寸標注

圖4 λ=5（左）和 λ=4（右）的節流盤

2 數值方法

2.1 計算域及網格

采用的非結構四面體計算網格如圖5所示。局部區域進行網格加密，控制壁面y+在100以內，經網格獨立性驗證確定網格數量為650萬。

圖5 計算域

2.2 計算模型及方法

采用Fluent16.1進行計算[12]。湍流模型采用realizable k-ε模型[13-14]，近壁區采用標準壁面函數。燃燒反應速率模型采用渦耗散（EDM）模型，采用丙烷單步反應，其反應方程式為

2.3 邊界條件及計算工況

進口邊界條件為質量進口，出口邊界條件為壓力出口，部分進口邊界條件見表1。

分別選取富油和貧油2個工況，計算工況見表2。

表1 進、出口邊界條件

表2 計算工況

2.4 網格獨立性驗證

以出口截面（x/L=0.77）沿y軸的溫度分布作為比較參數，λ=5、φ=1.37條件下的計算結果如圖6所示。對比發現，309萬網格模型在截面上方溫度明顯較高，部分區域溫度值較902萬網格模型高達300 K，而502萬、650萬及902萬網格模型溫度分布基本一致，選取650萬網格進行計算分析。

2.5 計算結果的有效性驗證及分析

核心流流量的本文計算結果與文獻[11]試驗及仿真結果對比如圖7所示。文獻的數值計算結果與本文的計算結果與試驗結果相比均偏高，本文計算結果與試驗結果的最大誤差在15%左右，與文獻[11]的計算結果基本一致。燃燒環參考截面C1處溫度場分布本文計算結果與文獻[11]計算結果的對比如圖8所示。從圖中可見，高溫區分布基本一致，驗證了本文數值仿真的有效性與準確性。

圖6 網格獨立性驗證結果

圖7 核心流流量對比

圖8 C1位置溫度場比較

3 計算結果與分析

對3種不同節流比例系數模型采用以上方法進行仿真計算，得到超緊湊燃燒室速度、溫度、壓力及燃燒流動特性。

3.1 擴壓分流器流場分析

節流比例系數分別為8、5時擴壓分流器及燃燒環內壓力場的分布分別如圖9、10所示。從圖中可見，加置節流盤引起燃燒環下部主流形成低壓區，增加了擴壓器外環通道與燃燒環的壓差，實現了內外環空氣流量的有效控制。此外，節流盤同時還增加了燃燒環與主流通道的壓力梯度。

圖9 λ=8時擴壓器及燃燒環的壓力分布

圖10 λ=5時擴壓器及燃燒環的壓力分布

參考截面D1處燃燒環當量比φ=1.37條件下軸向速度分布曲線如圖11所示。擴壓器中環分流面（圖2）下方為核心流通道速度分布，分流面上方為二次流通道速度分布。從圖中可見，隨著節流比例系數λ的減小，節流效應增強，核心流流速減小，二次流流速增加，相應地核心流流量減小，二次流流量增加。

圖11 擴壓器D1處氣流軸向速度分布

由于節流盤后方會形成低壓區，節流效應會引起整個燃燒室壓力損失性能的變化。燃燒室總壓恢復系數隨節流比例系數的變化曲線如圖12所示，分別對貧油燃燒及富油燃燒2種燃燒狀態進行分析和計算。從圖中可見，隨著節流比例系數的減小，節流效應增強，燃燒室進出口總壓恢復系數呈下降趨勢，但下降幅度較小，λ=4較λ=8總壓恢復系數降低僅1.2%，整個燃燒室總壓恢復系數仍保持在0.97以上，滿足燃燒室總壓恢復系數在0.90～0.96的一般設計要求[15]。

圖12 總壓恢復系數隨節流比例系數的變化

3.2 燃燒環燃燒流動分析

燃油與二次流混合后在燃燒環內完成富油旋流燃燒，燃燒產物在壓力梯度的作用下由燃燒環向內環遷移并與主流摻混。節流盤的設計由于在主流通道形成低壓區，因此可以有效地促進燃燒環內的高溫燃氣向核心流遷移。不同節流比例系數條件下參考截面C2導向葉片通道內葉中位置燃燒環內氣流徑向遷移速度分布如圖13所示，徑向速度指向燃燒室軸線，速度值為負值。隨著節流比例系數λ的減小，節流效應增強，高溫燃氣徑向遷移速度較無節流情況（λ=8）明顯增加，極大促進了高溫燃氣與主流的摻混。

圖13 不同節流比例系數下氣流徑向遷移速度對比

由第3.1節擴壓器內流場分析可知，節流盤可以增加擴壓器外環通道空氣流量，相應的進入燃燒環的二次流流速會增加，由此可增加二次流切向速度Vtan和離心力。Zelina[3]定義無量綱數g-loading描述離心加速度的大小

式中：gc為重力加速度。

不同節流比例系數下燃燒環C2處g-loading沿徑向的分布曲線如圖14所示。從圖中可見，隨著節流比例系數的減小，節流效應增強，燃燒環內旋流強度增加。此外，依據Lewis[2]提出的離心加速度可增加火焰傳播速度的理論，節流盤的設置可進一步增加燃燒火焰的傳播速率，縮短燃料完全燃燒所需的滯留時間，有利于較小空間內的高效燃燒。

圖14 不同節流比例系數g-loading對比

3.3 出口溫度分布

第3.2節的分析表明，節流設計可以有效增加燃燒環內高溫燃氣的徑向遷移速度，徑向速度的增加會極大地促進高溫燃氣與主流空氣在導向葉片通道內實現深度摻混，使混氣溫度場趨于均勻，從而實現合理的出口徑向溫度分布。

貧油燃燒與富油燃燒狀態下不同節流比例系數燃燒室的出口徑向溫度分布曲線如圖15所示。從圖中可見，燃燒室出口分布呈上部徑向平均溫度高，下部徑向平均溫度低的分布特性，隨著節流比例系數λ的降低，節流效應增強，燃燒室出口上部徑向平均溫度降低，下部徑向平均溫度分布升高，λ=4和λ=8時出口徑向溫度分布系數RTDF分別為0.32和0.61，前者較后者的RTDF降低49%，出口溫度分布明顯改善。

圖15 出口徑向平均溫度分布曲線

3.4 節流盤對燃燒環內渦流的影響

主次流軸向進氣超緊湊燃燒室燃燒環內燃燒組織的原理如圖16所示。燃燒環內主要有2種燃燒組織的方式，一種是離心力作用下的旋流燃燒，另一種是高湍流度的渦流燃燒。2種燃燒機制共同作用，保證了燃燒環極小空間內的快速穩定燃燒。

圖16 燃燒環內的燃燒組織

燃燒環D1處λ=8和λ=5的壓力分布如圖17所示；不同節流比例系數下C1、C2速度矢量對比如圖18所示。對比圖 17（a）、圖 18（a）-C1和圖 17（b）、圖 18（b）-C1可以發現，燃燒環內該圓形低壓區與渦流燃燒位置一致，可認為該圓形低壓區引起燃燒環內渦團的形成，進而形成渦流燃燒區。對比圖17（a）、（b）可以發現，節流盤的設置引起圓形低壓區向燃燒環外部及導向葉片上方遷移，從圖18（a）、（b）可以看出相應的渦流燃燒渦團位置也向著相同方向遷移。進一步對比圖 18（a）、（b）、（c）可以發現，燃燒渦的尺寸由于節流盤的設置而明顯擴展，有利于火焰穩定和高效燃燒。此外，對比C1和C2截面矢量圖可以發現，燃燒渦主要在燃燒環前部作用較強，在燃燒環后部燃燒渦逐步減弱甚至消失。

圖17 燃燒環D1處λ=8和λ=5的壓力分布

圖18 不同節流比例系數下C1、C2速度矢量對比

4 結論

基于Cottle超緊湊燃燒室原型模型，探究了主次流軸向超緊湊燃燒室燃燒環內旋流渦流燃燒組織機制以及節流盤對超緊湊燃燒室旋流渦流燃燒特性的影響，得到如下結論：

（1）節流盤設計可以增加進入燃燒環的二次流流速，提高混氣的切向速度分量，進而增大燃燒環內離心加速度，提高旋流燃燒強度，從而加快燃燒環內火焰傳播速度。

（2）節流盤形成的主流低壓區增加了燃燒環內高溫燃氣徑向遷移速度，增強了高溫燃氣與導向葉片通道主流的摻混能力，可以有效地改善燃燒室出口溫度分布。

（3）燃燒環內存在旋流燃燒與渦流燃燒2種燃燒機制，節流盤可擴展燃燒渦的尺寸，提高燃燒的穩定性。

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