QD128燃?xì)廨啓C(jī)渦流器組件與噴嘴磨損、燒蝕及積炭問題研究

王巍龍，李 明，牟 影，新吉勒

(中國航發(fā)沈陽黎明航空發(fā)動機(jī)有限責(zé)任公司， 沈陽 110043)

QD128燃?xì)廨啓C(jī)是我國首臺具有完全自主知識產(chǎn)權(quán)，并成功實現(xiàn)商業(yè)化運行的12 MW級燃?xì)廨啓C(jī)，經(jīng)過外場長時間運行后，存在以下問題亟待解決：

1) 渦流器的浮動環(huán)與襯套接觸磨損，襯套配合面損傷較大，噴嘴頭部外徑偏磨嚴(yán)重；

2) 浮動環(huán)后擋圈存在積炭及燒蝕嚴(yán)重情況；

3) 噴嘴頭部外圈噴孔積炭尤為嚴(yán)重。

上述問題的存在，制約了機(jī)組連續(xù)運行情況，導(dǎo)致每2 000 h需要進(jìn)行停機(jī)檢查、清理積炭，并且噴嘴損傷嚴(yán)重也會增加機(jī)組的安全隱患。

本文對此故障問題進(jìn)行研究，提出了改進(jìn)方案，分析了改進(jìn)效果，驗證了改進(jìn)方案的可行性。

1 磨損問題研究

1.1 磨損原因

1.1.1 襯套磨損

渦流器組件中浮動環(huán)作為燃燒室重要零部件之一，對噴嘴起支撐和限位作用，襯套能夠防止旋流器葉片延伸部位對浮動環(huán)產(chǎn)生磕碰傷，兩者為接觸配合。在機(jī)組運行過程中，受高頻振動影響，浮動環(huán)沿軸向、徑向往復(fù)運動，沿周向旋轉(zhuǎn)運動，以致兩部件不斷發(fā)生微動磨損，如圖1、圖2所示。

圖1 浮動環(huán)與襯套磨損情況

圖2 襯套與浮動環(huán)磨損部位

浮動環(huán)與襯套的磨損實質(zhì)是磨損抵消了浮動環(huán)運動的動能，所以浮動環(huán)運動的動能是磨損問題的源頭，影響其動能的最直接因素是浮動環(huán)往復(fù)運動的振幅和旋轉(zhuǎn)運動的幅度，即軸向串動量和旋轉(zhuǎn)角度，其值越小，浮動環(huán)動能越小。

1.1.2 噴嘴頭偏磨

浮動環(huán)插接于噴嘴頭外側(cè)，為小間隙配合，由于浮動環(huán)與襯套接觸面磨損不均勻，導(dǎo)致浮動環(huán)進(jìn)口處內(nèi)徑與噴嘴頭外徑偏心接觸，并且浮動環(huán)往復(fù)運動，從而引發(fā)噴嘴頭外徑及浮動環(huán)內(nèi)徑偏磨現(xiàn)象，磨損位置及形式如圖3所示。

圖3 噴嘴頭外徑與浮動環(huán)磨損部位

1.2 改進(jìn)方案

1.2.1 從磨損源頭解決——減小浮動環(huán)軸向串動量及旋轉(zhuǎn)角度

原始結(jié)構(gòu)浮動環(huán)基體材料為GH605，在機(jī)組運行過程的400 ℃高溫環(huán)境下，其線脹系數(shù)為13.8×10-6/℃，軸向串動量為0.58 mm，軸向串動量較大；改進(jìn)結(jié)構(gòu)將浮動環(huán)基體材料更換為GH907，其線脹系數(shù)為7.8×10-6/℃，并且在保證裝配的情況下軸向尺寸同時縮短0.2 mm，則軸向串動量為0.32 mm，相比之下動能減小約45%，則對于襯套來說，其磨損程度減小約45%，相對可將使用壽命提高至原來的2.22倍。

限制旋轉(zhuǎn)角度過大方面，將浮動環(huán)安裝邊背側(cè)開槽、襯套增加凸塊，如圖4所示，在保證浮動環(huán)的調(diào)節(jié)作用下，限制浮動環(huán)大角度旋轉(zhuǎn)，減小周向旋轉(zhuǎn)接觸磨損。

圖4 浮動環(huán)開槽、襯套凸塊

1.2.2 提高零件自身耐磨性——增加耐磨涂層

增加耐磨涂層是減小零件磨損程度的最有效途徑之一。國內(nèi)外成熟機(jī)組應(yīng)用“高鈷-鉬-高鉻”耐磨涂層，在一個大修周期(近10 000 h)內(nèi)可有效減小磨損量。借鑒此經(jīng)驗，改進(jìn)結(jié)構(gòu)采用等離子噴涂方式在易磨損部位增加“高鈷-鉬-高鉻”耐磨涂層，底層為鎳-鋁粉末，厚度為0.03 mm～0.07 mm，總厚度0.12 mm～0.24 mm。

通過上述方案綜合作用，改進(jìn)結(jié)構(gòu)在很大程度上能夠提高零件耐磨程度。通過經(jīng)驗可預(yù)計，在機(jī)組的一個大修周期內(nèi)，浮動環(huán)、襯套及噴嘴不會因磨損產(chǎn)生故障性問題。

2 積炭及燒蝕問題研究

噴嘴及浮動環(huán)后擋圈積炭問題是阻礙機(jī)組連續(xù)正常運行的主要問題之一。大量積炭附著于金屬表面，阻礙了空氣對金屬的冷卻作用，對金屬形成粘附性炙烤，引發(fā)燒蝕情況，如圖5所示，所以對于解決該處燒蝕狀況的首要問題是解決積炭問題。

(a) 噴嘴積炭

(b) 浮動環(huán)后擋邊燒蝕

圖5 積炭與燒蝕狀況

2.1 積炭成因

金屬表面積炭成因：

1) 燃料氣在高溫氣相中發(fā)生聚合反應(yīng)，形成稠環(huán)芳烴的縮聚物，即焦油小液滴，這些焦油小液滴附著在噴嘴零部件的表面并分散開來，形成了具有硬質(zhì)膠性質(zhì)的結(jié)焦積炭。

2) 鐵和鎳是結(jié)焦積炭形成的催化劑，由于噴嘴零部件是高鈷、鐵、鎳的合金，因此噴嘴零部件對結(jié)焦積炭具有明顯的催化作用。在反應(yīng)初始階段，合金裸露在燃料氛圍中，鐵和鎳會催化燃料氣產(chǎn)生膠質(zhì)(碳化鐵和碳化鎳)，形成結(jié)焦積炭晶核，從而促進(jìn)結(jié)焦積炭的形成。

3) 積炭具有吸附特性，容易堆積。高溫下，積炭表面存在著自由基( 可能是甲基、乙基、丙基等)，其與小分子( 甲烷等) 物質(zhì)自身聚結(jié)的微粒發(fā)生反應(yīng)生成多環(huán)芳烴，多環(huán)芳烴進(jìn)一步脫氫縮合結(jié)焦，生成了更多的自由基。這些自由基再與小分子物質(zhì)反應(yīng)，使得顆粒狀焦不斷增大，形成積炭堆積狀況。

2.2 改進(jìn)方案

2.2.1 材料表面改性—磁控濺射鈦氧薄膜

方法：將噴嘴頭及浮動環(huán)后擋圈零件在鉻酐、硫酸及少量其他添加物的強(qiáng)氧化性溶液中氧化，形成氧化膜。然后以零件為陰極，鈦板為陽極，在配制的一定濃度的鉻酐溶液中電解還原處理。

原理：物理上，積炭附著力與表面粗糙度密切相關(guān)，表面粗糙，積炭附著力強(qiáng)，有利于結(jié)焦積炭的形成，而表面光滑，積炭附著力弱，有利于抑制結(jié)焦積炭的形成，經(jīng)處理后的零件表面形成一層致密的富鉻氧化層，將原零件表面強(qiáng)氧化形成的凹坑和微孔基本被填平，表面更加平整致密，降低物理吸附產(chǎn)生的結(jié)焦積炭?；瘜W(xué)上，鉻元素不與燃料發(fā)生催化反應(yīng)，富鉻氧化層可阻止碳?xì)夥张c基體元素的相互擴(kuò)散產(chǎn)生的催化結(jié)焦。

效果：材料表面的化學(xué)鍵趨于飽和，化學(xué)性質(zhì)穩(wěn)定，脆性CrxCy難以形成，保護(hù)膜不會被破壞。通過試驗驗證，靜態(tài)抑制積炭率可達(dá)12.5%，動態(tài)抑制積炭率達(dá)100%。

2.2.2 噴嘴結(jié)構(gòu)改進(jìn)

通過在噴嘴頭部周向開槽以及噴嘴頭部端面前移2 mm的結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案來實現(xiàn)防止積炭，結(jié)構(gòu)如圖6、圖7所示。

(a) 原始結(jié)構(gòu)

(b) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)

(a) 原始結(jié)構(gòu)

(b) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)

改進(jìn)結(jié)構(gòu)防積炭作用如下：

1) 吹掃作用：對旋渦處燃?xì)膺M(jìn)行吹掃，防止燃料氣聚合反應(yīng)后的焦油小液滴附著在金屬表面；結(jié)合材料表面改性處理，動態(tài)較靜態(tài)抑制結(jié)焦速率提高很多，所以開槽能夠?qū)娮祛^部表面進(jìn)行吹掃，可以進(jìn)一步降低積炭在噴嘴頭部表面附著率。

2) 氣膜作用：空氣經(jīng)槽引至噴嘴頭部，在流至小端附近處開始發(fā)散，在金屬表面形成氣膜，隔絕燃料氣與零件中鐵和鎳，抑制金屬對積炭生成的催化作用。

3) 消除燃料渦流：在原結(jié)構(gòu)的噴嘴中，燃料經(jīng)噴孔噴出后，受噴孔軸線位置及角度位置影響，燃料流邊緣部分在浮動環(huán)與噴嘴頭部前段形成渦流，導(dǎo)致燃料在該區(qū)域集中，形成濃度較高的燃料氛圍，容易誘發(fā)積炭狀況。在改進(jìn)結(jié)構(gòu)中，將噴嘴頭部前段前移2 mm，避免上述狀況發(fā)生。

3 仿真計算模型

考慮到開槽引入的清吹空氣，是否會成為噴嘴頭部端面附近燃料燃燒的助燃?xì)怏w，造成頭部燒蝕，需要進(jìn)行模擬仿真計算，并針對結(jié)構(gòu)改進(jìn)情況，來對比及評估原始/改進(jìn)結(jié)構(gòu)的燃燒室頭部流場、壁溫、總壓恢復(fù)系數(shù)、燃燒效率及出口溫度分布。

仿真計算的簡化模型總體是具有單噴嘴的燃燒室結(jié)構(gòu)，即整體燃燒室結(jié)構(gòu)的1/15，結(jié)構(gòu)如圖8所示。

(a) 原始整體模型及噴嘴頭部視圖

(b) 改進(jìn)整體模型及噴嘴頭部視圖圖8 仿真模型

采用Ansys18.1 mesh軟件進(jìn)行原始、改進(jìn)模型流場域網(wǎng)格劃分，對火焰筒內(nèi)流場域進(jìn)行了局部加密，以滿足對火焰筒內(nèi)流場分析對比的需要，最終網(wǎng)格數(shù)量約為560萬。

計算中采用了FLUENT 軟件中標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型、離散坐標(biāo)輻射模型(DO模型)、有限速率燃燒模型及能量守恒方程。

仿真計算參數(shù)按表1進(jìn)行邊界條件設(shè)置，進(jìn)行兩工況、兩種模型的仿真計算。

表1 邊界條件參數(shù)

注：由于天然氣燃料中CH4占比80%以上，其余組分含量較少，為計算簡便，仿真計算中燃料按純CH4進(jìn)行。

4 計算結(jié)果及分析

4.1 頭部流場

在75%、100%工況下，原始結(jié)構(gòu)及改進(jìn)結(jié)構(gòu)模型的火焰筒頭部流場計算結(jié)果如圖9所示。

通過頭部流場對比來看：

1) 各工況下，噴嘴端面中心存在局部高溫區(qū)，貼近壁面存在小范圍冷區(qū)。

(a) 原始結(jié)構(gòu)—中心截面(75%負(fù)荷)

(b) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)—中心截面(75%負(fù)荷)

(c) 原始結(jié)構(gòu)—中心截面(100%負(fù)荷)

(d) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)—中心截面(100%負(fù)荷)

空氣經(jīng)中心旋流器結(jié)構(gòu)流出，速度降低，與頭部富油狀態(tài)形成燃燒的必要條件，即該處的空氣起到了助燃作用。但從圖中可以看出，噴嘴壁面與高溫區(qū)存在小范圍冷區(qū)，證明旋流空氣對噴嘴端面進(jìn)行不斷吹掃，抑制積炭，同時也起到隔絕熱空氣的作用。

2) 同工況下，改進(jìn)結(jié)構(gòu)的主燃區(qū)高溫區(qū)較原始結(jié)構(gòu)有擴(kuò)展?fàn)顩r，即原始結(jié)構(gòu)上部為平直區(qū)域，而改進(jìn)結(jié)構(gòu)出現(xiàn)凸起區(qū)域。

原始結(jié)構(gòu)的燃料與空氣混合位置處，空氣軸向動量較強(qiáng)，為主導(dǎo)因素，所以高溫區(qū)出現(xiàn)平直段。改進(jìn)結(jié)構(gòu)的噴嘴頭部前段前移2 mm，即燃料噴射矢量方向沿軸向前移2 mm，空氣在與燃料混合位置處動量衰減，燃料噴射動量為主導(dǎo)因素，所以出現(xiàn)凸起段，但此混合氣團(tuán)動量不足以沖破氣膜結(jié)構(gòu)，后半部分均沿壁面流動，對該部分壁面未造成超溫?zé)g狀況。

3) 同工況下，改進(jìn)結(jié)構(gòu)主燃區(qū)前邊界略有前移，末端邊界位置不變。

受主燃孔射流限制，改進(jìn)結(jié)構(gòu)主燃區(qū)體積略有壓縮，強(qiáng)化燃燒，提高了燃燒強(qiáng)度，通過數(shù)據(jù)采點，最高溫度約提升2 K，不足以對流場及NOx排放問題產(chǎn)生較大變化。

4) 同工況下，改進(jìn)結(jié)構(gòu)的核心高溫區(qū)前移。

噴嘴端面前移2 mm后，該區(qū)域在旋流及湍流燃燒擾動綜合作用下，噴嘴頭部前端中心位置的逆向壓力差較原始結(jié)構(gòu)增大，回流作用增強(qiáng)，所以核心高溫區(qū)前移，但并未引起噴嘴頭部近壁面處溫度升高情況，所以不會引發(fā)燒蝕情況發(fā)生。

4.2 改進(jìn)結(jié)構(gòu)槽區(qū)域流場

在100%工況下，改進(jìn)結(jié)構(gòu)模型槽位置(頭部中心沿主視方向偏移4 mm)的火焰筒頭部流場與原始結(jié)構(gòu)相同位置如圖10所示，噴嘴端面流場如圖11所示。

通過圖10、圖11頭部及噴嘴端面溫度場來看：

1) 各結(jié)構(gòu)噴嘴頭部貼近端面存在溫度較高區(qū)域。

該情況說明中心吹掃空氣無法對噴嘴頭部整個端面實現(xiàn)較好的冷卻效果，但從圖4、圖5來看，該處未存在燒蝕情況，說明實際工作中該處溫度未達(dá)到噴嘴頭材料(GH605)長期工作許用溫度極限，能夠?qū)崿F(xiàn)噴嘴頭部長期工作。

(a) 原始結(jié)構(gòu)—中心偏移4 mm

(b) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)—中心偏移4 mm

圖10 槽位置流場圖

(a) 原始結(jié)構(gòu)噴嘴端面

(b) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)噴嘴端面

2) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)高溫面積較原始結(jié)構(gòu)略有增加，對槽結(jié)構(gòu)清吹空氣出口略有逼近。

槽結(jié)構(gòu)空氣前鋒位置對高溫蔓延起到增強(qiáng)作用，但溫度與熱來流臨近位置相同，并未有所突破，而且高溫在槽結(jié)構(gòu)出口停止，說明空氣的持續(xù)流出速度與高溫蔓延速度在出口處達(dá)到平衡狀態(tài)，阻礙了高溫蔓延。兩種結(jié)構(gòu)的溫度場高溫位置及形狀基本一致，說明改進(jìn)的槽結(jié)構(gòu)不足以對該處起到危害性影響。

另外，仿真過程中，改進(jìn)槽結(jié)構(gòu)的進(jìn)口壓力點設(shè)置在了槽結(jié)構(gòu)入口處，而實際位置應(yīng)位于浮動環(huán)端面處，相差47 mm，沿程損失相對減小18%，壓力損失減少21%，氣流速度提高約1.65倍。槽結(jié)構(gòu)出口氣流速度提高，有利于該處的高溫蔓延作用減弱，高溫位置后移，所以實際過程噴嘴頭部端面處溫度分布情況更好，不會引起高溫?zé)g情況。

4.3 火焰筒壁溫

火焰筒壁溫是衡量火焰筒在工作環(huán)境下能否長期持續(xù)工作的關(guān)鍵參數(shù)，100%工況下顯示壁溫的流場如圖12所示。

Ⅰ 原始結(jié)構(gòu)

Ⅱ 改進(jìn)結(jié)構(gòu)

圖12 壁溫顯示圖

由圖12溫度場圖可以看出：火焰筒前段壁溫情況良好；火焰筒后段近壁面處壁溫較高；火焰筒氣膜孔射流深度較高。

火焰筒前段受頭部錐段氣膜環(huán)影響，壁溫情況較為良好。對于火焰筒后段來說，構(gòu)建仿真模型過程中，氣膜孔軸線垂直于仿真模型中心線，氣膜孔氣流方向與主流方向垂直，而實際火焰筒的氣膜孔氣流方向與主流方向成57°夾角，相比之下仿真模型加深了氣膜孔的射流深度，使氣流沿火焰筒壁面流動性減弱，喪失了氣膜冷卻作用，從而導(dǎo)致火焰筒后段近壁面處壁溫較高。

實際上，改進(jìn)結(jié)構(gòu)對壁溫的影響主要集中在火焰筒前段，其噴嘴端面前移及增加槽結(jié)構(gòu)，使燃料與新鮮空氣混合狀況發(fā)生變化，但其摻混作用主要集中在頭部區(qū)域，并且從圖中可以看出頭部區(qū)域壁溫情況良好，說明摻混作用的變化不足以影響氣膜冷卻作用；受主燃孔及摻混孔的強(qiáng)制混合影響，對于后段來說，改進(jìn)結(jié)構(gòu)引起的混合狀況變化微乎其微，不能作為影響后段壁溫的因素。

4.4 總壓恢復(fù)系數(shù)

總壓恢復(fù)系數(shù)是影響機(jī)組性能的重要參數(shù)，總壓的降低將影響機(jī)組熱效率的下降，一般比例關(guān)系為1：2，總壓恢復(fù)系數(shù)按下式進(jìn)行計算：

式中：Pin為進(jìn)口壓力，Pout為出口壓力，Φ為總壓恢復(fù)系數(shù)。

相比于原始結(jié)構(gòu)來說，改進(jìn)結(jié)構(gòu)增加的壓力損失包括：槽結(jié)構(gòu)的壓力損失；受噴嘴端面前移2 mm影響，主燃孔射流與主燃區(qū)尾部發(fā)生更為強(qiáng)烈的摻混，具體表現(xiàn)在質(zhì)量與動量交換方面，以至于增加了壓力損失。

原始與改進(jìn)結(jié)構(gòu)在兩種工況下的進(jìn)、出口壓力及計算后的總壓恢復(fù)系數(shù)如表2所示，仿真計算過程中，出口壓力為設(shè)置的邊界條件參數(shù)。

表2 進(jìn)出口壓力及計算總壓恢復(fù)系數(shù)

通過表2數(shù)據(jù)對比可知，改進(jìn)結(jié)構(gòu)在75%工況總壓恢復(fù)系數(shù)相比之下降低了0.66%，100%工況總壓恢復(fù)系數(shù)降低了0.6%，按此結(jié)果相較之下，機(jī)組熱效率將至少下降1%，但在仿真計算過程中，還存在其它增大改進(jìn)結(jié)構(gòu)壓力損失的因素，影響計算結(jié)果：

1) 槽結(jié)構(gòu)的壓力邊界取點位置前移47 mm，增大了壓力損失。

2) 由頭部流場可以看出，主燃孔射流深度相對加深，由于流動引發(fā)的壓力損失增大。

3) 仿真計算過程中，簡化了燃燒室結(jié)構(gòu)，忽略了3個卸荷腔通氣管、1個軸承腔通氣管、1個密封腔通氣管引發(fā)的流阻損失，所以在實際的總壓損失中，改進(jìn)結(jié)構(gòu)的壓力損失系數(shù)相比之下會更低。

4) 由于氣膜孔氣流方向與主流方向垂直，從而引發(fā)射流損失增強(qiáng)、壓力損失增大、總壓恢復(fù)系數(shù)變小。

總之，改進(jìn)結(jié)構(gòu)存在增大壓力損失、降低總壓恢復(fù)系數(shù)的趨勢，但由于上述因素導(dǎo)致改進(jìn)結(jié)構(gòu)總壓恢復(fù)系數(shù)的仿真計算結(jié)果存在較大誤差，其總壓恢復(fù)系數(shù)相對來說不足以下降0.6%，并且仿真計算結(jié)果與機(jī)組實際運行總壓恢復(fù)系數(shù)92%相去甚遠(yuǎn)，所以改進(jìn)結(jié)構(gòu)的總壓恢復(fù)系數(shù)需要在實際運行過程中進(jìn)一步考察。

4.5 燃燒效率

按溫升燃燒效率方法進(jìn)行計算：

式中:η為燃燒效率，T實際out為仿真計算出口平均溫度，T理論out為燃料燃燒理論出口溫度，Tin為仿真計算后進(jìn)口溫度(設(shè)置的邊界參數(shù)進(jìn)口溫度經(jīng)仿真計算反饋后略有改變，取計算值)。

利用上述公式進(jìn)行計算，進(jìn)、出口仿真參數(shù)及計算后的燃燒效率結(jié)果如表3所示。

表3 相關(guān)參數(shù)及計算燃燒效率

通過表3數(shù)據(jù)對比可知，改進(jìn)結(jié)構(gòu)的燃燒效率值稍大于原始結(jié)構(gòu)，說明改進(jìn)結(jié)構(gòu)對燃燒效率的提高具有促進(jìn)作用，分析原因體現(xiàn)在：

1) 噴嘴頭部端面前移2 mm，削弱了原結(jié)構(gòu)噴嘴頭部與浮動環(huán)形成的燃料渦流，使該部分燃料進(jìn)入主燃區(qū)得到充分燃燒，從而提高了燃燒效率。

2) 噴嘴頭部端面前移2 mm，促使主燃區(qū)體積相對壓縮，強(qiáng)化燃燒，提高燃燒強(qiáng)度，同時主燃孔射流與主燃區(qū)尾部發(fā)生的強(qiáng)烈摻混作用，使燃料與空氣的混合和燃燒相對增強(qiáng)，燃燒效果提升，促進(jìn)了燃燒效率的提高。

4.6 出口溫度場

出口溫度場是燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的重要安全性指標(biāo)，主要是指在保證機(jī)組效率所要求的平均溫度水平的前提下，所形成的一種溫度分布，它取決于透平葉片材料對強(qiáng)度和溫度限制的要求。一般通過熱點指標(biāo)(OTDF)、平均徑向溫度分布系數(shù)(RTDF)衡量出口溫度場質(zhì)量，大幅度降低出口溫度分布系數(shù)可以使渦輪在極高溫度的惡劣情況下正常工作。本次仿真計算過程中主要研究了改進(jìn)結(jié)構(gòu)熱點指標(biāo)(OTDF)的變化情況。

式中：Toutmax為出口溫度場溫度最高值。

仿真計算各狀態(tài)的出口溫度場如圖13所示。

各工況及狀態(tài)下相關(guān)參數(shù)及計算后的OTDF如表4所示。

(a) 原始狀態(tài)出口溫度場—75%

(b) 改進(jìn)狀態(tài)出口溫度場—75%

(c) 原始狀態(tài)出口溫度場—100%

(d) 改進(jìn)狀態(tài)出口溫度場—100%

圖13 出口溫度場

從出口溫度場分布圖12及數(shù)據(jù)表4可以看出：

1) 高溫區(qū)集中在中上部，上下兩端溫度相對較低，符合分布規(guī)律。

2) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)較原始結(jié)構(gòu)出口溫度分布更加均勻。

3) 原始結(jié)構(gòu)的熱點指標(biāo)較燃燒室試驗數(shù)據(jù)(0.15～0.3)高。

4) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)的熱點指標(biāo)較原始結(jié)構(gòu)更低。

對于上述結(jié)果，雖然原始結(jié)構(gòu)的熱點指標(biāo)與試驗數(shù)據(jù)相差較大，但在總體分布趨勢上可以看出，原始結(jié)構(gòu)與改進(jìn)結(jié)構(gòu)的溫度分布滿足一般性規(guī)律，不影響對比效果，改進(jìn)結(jié)構(gòu)的出口溫度分布更加均勻、熱點指標(biāo)值更低，造成此種結(jié)果的原因是：

1) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)使主燃區(qū)相對后移，主燃孔射流與主燃區(qū)尾部發(fā)生的更為強(qiáng)烈的摻混作用，使燃燒溫度分布更加趨于均勻。

2) 從整體速度場剖面圖14可以看出，改進(jìn)結(jié)構(gòu)主燃孔與摻混孔的射流深度更深，摻混氣流速度更高，摻混作用更強(qiáng)，從而獲得更好的出口溫度分布。

(a) 整體速度場—原始結(jié)構(gòu)100%

(b) 整體速度場—改進(jìn)結(jié)構(gòu)100%

圖14 整體速度場

4.7 仿真計算總結(jié)

1) 原狀態(tài)的中心清吹空氣對燃燒起到了助燃作用，但同時對噴嘴端面不斷吹掃，起到隔絕熱空氣作用。

2) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)使主燃區(qū)形狀及位置發(fā)生變化，但不會造成壁溫超溫及噴嘴燒蝕情況發(fā)生，同時對NOx排放問題不會產(chǎn)生較大影響。

3) 改進(jìn)槽結(jié)構(gòu)出流空氣前鋒位置對高溫蔓延起到助燃作用，受持續(xù)空氣流出影響，其溫度不足以燒蝕噴嘴，并且實際過程槽結(jié)構(gòu)出流空氣速度更高，不會引起高溫?zé)g情況。

4) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)的火焰筒頭部壁溫情況良好，對火焰筒后段壁溫?zé)o影響。

5) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)存在降低總壓恢復(fù)系數(shù)的趨勢，按實際對比情況不足以下降0.6%，有待進(jìn)一步考察。

6) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)削弱了原結(jié)構(gòu)噴嘴頭部與浮動環(huán)形成的燃料渦流，強(qiáng)化燃燒，促進(jìn)摻混，提高了燃燒效率。

7) 改進(jìn)結(jié)構(gòu)摻混作用更強(qiáng)，使出口溫度分布更均勻、熱點指標(biāo)值更低。

5 結(jié)論

1) 減輕磨損方面，改進(jìn)結(jié)構(gòu)在從磨損源頭—動能入手，通過改進(jìn)材料、縮小尺寸，減小了浮動環(huán)軸向串動量，減小浮動環(huán)往復(fù)運動的動能，從而減小磨損程度，并且增加浮動環(huán)與襯套接觸配合的限位機(jī)構(gòu)，限制旋轉(zhuǎn)運動，減少周向旋轉(zhuǎn)磨損。另外，在易磨損位置增加耐磨涂層，保證在機(jī)組一個大修周期內(nèi)，浮動環(huán)、襯套及噴嘴不會發(fā)生磨損故障性問題。

2) 改善積炭及燒蝕方面，改進(jìn)狀態(tài)在材料表面通過磁控濺射鈦氧薄膜提高防止積炭的能力，改進(jìn)結(jié)構(gòu)方面增加了空氣吹掃作用、防積炭氣膜作用及消除燃料渦流，在兩種方式的綜合作用下，保證在機(jī)組一個大修周期內(nèi)，不會發(fā)生積炭嚴(yán)重以致噴嘴頭部燒蝕情況，出于安全運行考慮，仍需每4 000h(原狀態(tài)為每2 000h)進(jìn)行一次停機(jī)檢查、維護(hù)。

3) 通過仿真計算結(jié)果，驗證了槽結(jié)構(gòu)不會引發(fā)噴嘴燒蝕，對燃燒效率、出口溫度分布具有改善作用，對火焰筒壁溫?zé)o影響，對總壓恢復(fù)系數(shù)有減小趨勢，但不超過0.6%，需要實際運行進(jìn)一步考察。