旋流器結構參數對TAPS燃燒室性能的影響

苗 淼，陸景賀，楊家龍

(1. 海軍裝備部，北京 100000；2. 哈爾濱工程大學 動力與能源工程學院，哈爾濱 150001)

燃燒室的性能參數對航空發動機整體性能影響巨大，隨著日益嚴苛的污染物排放標準的實施，如何保證燃燒室綜合性能參數優越的同時降低污染物排放，對低污染燃燒室的研發提出了新的挑戰。TAPS燃燒室利用貧油燃燒技術，其值班級燃油由兩級同軸旋流空氣霧化，主燃級燃油與徑向進氣進行混合以實現貧油燃燒[1]。在GEnx-1推力排放測試中，TAPS燃燒室已經達到并超過了國際民航組織在寬體飛機應用中確定的未來發展目標，其中單引擎LTO循環中 NOx，CO，HC和碳煙顆粒特征排放值僅占CEAP/6的52%，77.8%，94.6%和55.7%[2]。TAPS燃燒室中燃油在值班級旋流器下游回流區進行富油燃燒，新鮮預混氣在主燃級回流區及剪切層與燃燒產物發生強烈的化學反應，不僅提高了燃燒效率，而且降低了污染物排放量[3]，因此引起了國內外學者的廣泛關注。SK Dhanuka等人[4-6]采用激光診斷技術研究了TAPS燃燒室內的瞬時流場結構、火焰間相互作用和周期性回火現象等，研究表明回流區是實現火焰穩定的重要保證，軸向速度梯度小時火焰更容易受到噴嘴處擾動的影響。Lee C M等人[7]對裝有7種不同結構的主燃級旋流器和噴嘴的燃燒室進行了聲學測試、高溫高壓火焰筒試驗和點火熄火邊界測試，結果發現有3種結構的污染物排放僅為CAEP/6所要求的25%，其中最優結構在燃燒效率達99.9%以上時污染物排放僅為CAEP/6所要求的20%～30%。北京航空航天大學的李鋒[8-10]等人通過數值模擬方法對比研究了TAPS燃燒室、SAC燃燒室和DAC燃燒室的燃燒性能參數，發現TAPS燃燒室的燃燒性能參數最佳。劉殿春等人[11]通過改變各級旋流器葉片角度，數值模擬研究了SAC燃燒室冷態場特性，發現三級旋流器旋流角對冷態場變化影響很大。徐榕[12]等人使用PIV試驗研究了不同燃油噴射方式下燃燒室內的油霧特性，研究表明值班級單獨供油，燃油霧化質量與燃油流量呈負相關；在主燃級單獨供油時小幅度改善；二者共同供油時，燃油霧化質量與燃油分級比例基本無關。顏應文[13]等人利用PIV研究了值班級旋流器葉片角改變時，TAPS燃燒室氣流結構的變化，發現中心回流區的徑向和軸向尺寸與葉片角度成正比關系。鄧遠灝等人[14]試驗研究了進口參數對燃燒室出口截面參數的影響，研究表明，污染物排放量與進口空氣量呈負相關，與進口空氣溫度呈正相關。

綜上，葉片角度變化對燃燒室性能的影響尚未深入開展。因此，本文選取較多葉片角，系統探究其變化對燃燒室流場結構的影響，并建立不同葉片角度下的燃燒性能參數預測模型。

1 數學與物理模型

TAPS燃燒室如圖1(a)所示，由某環形燃燒室改進而來。將斜切徑向旋流器改為三級旋流器，如圖1(b)所示；并且消除了主燃孔、摻混孔等結構。為提高計算效率，在不影響計算結果準確性的前提下，選取了環形燃燒室扇形區域的1/20作為研究對象。

(a) 整體結構

(b) 旋流器剖面圖圖1 TAPS燃燒室

1.1 計算方法

通過FLUENT中的壓力基求解器，采用SIMPLE算法，求解燃燒室湍流燃燒方程。湍流模型使用standard k-ε模型，默認壁面絕熱無滑移；以C7H16代替柴油，通過離散相模型追蹤油滴運動軌跡；燃燒模型選擇快速化學反應模型；壓力方程、能量方程、組分輸運方程和動量方程等均采用二階迎風格式進行離散，各參數收斂殘差設為1e-6，監測的出口質量流量不變時即視為收斂。

1.2 數值計算驗證

圖2為某型燃燒室計算所得出口參數分布與試驗數據[15]對比，燃燒室出口溫度、氧氣的徑向分布趨勢均與試驗數據吻合良好，從而驗證所選數值計算模型具有較高的準確度。

圖2 燃燒室出口溫度與氧氣質量分數徑向分布

1.3 網格無關性驗證

在ICEM CFD中對燃燒室進行四面體網格劃分，在冷卻孔、旋流器葉片等位置進行局部加密，對網格數分別為188萬、276萬、434萬和621萬的結構進行了計算。相同邊界條件下，由不同網格數計算的燃燒室中軸線的軸向速度和溫度分布如圖3所示。速度和溫度分布在網格數目超過434萬時不再受其影響。因此，采用網格數目為434萬。

(a) 溫度

2 TAPS燃燒室性能研究

僅值班級供油情況下，分別研究一級葉片角φ1和二級葉片角φ2改變時燃燒室中軸線和Z=65 mm(燃燒室回流區中心)參考線上各參數的變化規律。在主燃級和值班級供油比例為90%～10%時，研究燃燒性能參數隨φ3的變化趨勢。

2.1 一級葉片角對燃燒室性能的影響

本文選取φ1分別為15°、20°、25°、30°和35°，二三級葉片角φ2、φ3分別固定為45°和60°。其中速度分布主要選用20°、25°和30°進行分析。 圖4是不同φ1下參考線(圖4(a)(b))和中軸線(圖4(c))上的速度分布，φ1增大時，旋流數提高，參考線上切向速度在Y=±40 mm處增大趨勢明顯，而軸向速度基本無變化。圖4(c)中軸向速度有兩個極小值，表明了值班級和主燃級回流區所在的軸向位置。φ1增大使切向動量提高，導致回流區的軸向長度和徑向長度稍稍增加。

(a) 切向速度

(b) 軸向速度

(c) 軸向速度

圖4 不同φ1下燃燒室速度分布

圖5為φ1改變時燃燒室性能參數的變化趨勢。φ1增大，回流區體積增大導致較多的壓力能轉化為氣流動能，因而壓力損失增大；油滴受到的切向速度隨φ1增大而升高，氣動力增大使燃油霧化質量提高，燃燒更充分，所以燃燒效率在15°～25°間迅速增長；但是由于φ1繼續增大對燃油霧化的促進作用已經達到極限，對燃燒效率促進作用不再明顯，因而燃燒效率上升趨勢較為平緩。

圖5 不同φ1下燃燒性能參數

2.2 二級葉片角對燃燒室性能的影響

本文選定φ2分別為30°、40°、45°、50°和60°，φ1、φ3分別固定為30°和60°，并且選用φ2為30°、45°和60°進行速度分布分析。圖6是不同φ2下參考線(圖6(a)(b))和中軸線(圖6(c))上的速度分布。增加φ2時，在中軸線和參考線上軸向速度為0的兩點之間間距增大，說明回流區軸向長度和徑向長度變大。火焰筒中心位置Y∈(-30 mm，30 mm)和外側氣流的切向速度明顯升高，而軸向速度浮動不大。中軸線上軸向速度在文氏管出口處(Z=26 mm)逐漸增大，但是由于φ2增大對氣流運動有阻礙作用，使火焰筒內氣流的軸向速度逐漸減小。

(a) 切向速度

(b) 軸向速度

(c) 軸向速度

圖6 不同φ2下燃燒室速度分布

圖7為燃燒室性能參數隨φ2的變化趨勢。φ2增大時，對流經旋流器的空氣阻礙作用增強，使得流動阻力損失增大，從而總壓損失逐漸增大；但是由燃燒室內部壓力能轉化而來的氣流動能可以顯著提升燃油霧化水平，而且回流區體積增大使得燃油駐留時間增加，燃料燃燒的更完全，從而燃燒效率逐漸增加。

圖7 不同φ2下燃燒性能參數

2.3 三級葉片角對燃燒室性能的影響

在主值兩級供油比例為90%～10%，φ1和φ2分別為30°和45°時，研究了燃燒性能參數隨φ3的變化趨勢。圖8是不同φ3下參考線(Z=55 mm，圖8(a)(b))和中軸線(圖8(c))上的速度分布。圖8(a)中φ3為30°和45°時，由于徑向旋流器旋向與第二級旋流器旋向相反，而且其形成的切向動量小于后者所形成的切向動量，因而火焰筒中心氣流的旋向與后者的氣流流向相同，進而表現出火焰筒中心位置的氣體旋向與其壁面兩側氣流旋向相反。φ3繼續增大時，氣流切向動量增加使得火焰筒內氣流旋向與徑向旋流器中的氣流旋向一致，圖8(a)中火焰筒兩側切向速度的極值越發靠近壁面，圖8(b)中回流區徑向尺寸增大。圖8(c)中，φ3為30°和45°時，主回流區位置靠近旋流器出口且尺寸較小，與值班級回流區重合，因而在旋流器出口存在負速度較大的區域；φ3為60°和75°時，回流區尺寸增大，但軸向負速度的值較小。

(a) 切向速度

(b) 軸向速度

(c) 軸向速度

圖8 不同φ3下燃燒室速度分布

圖9為不同φ3下燃燒室的總壓損失和燃燒效率變化趨勢，可見二者隨φ3增大均呈現上升趨勢。根據不同φ3下的壓力損失和燃燒效率變化趨勢擬合出如下線性關系式，

y=0.063 17×x+3.313 96

(1)

z=0.026 11×x+97.821 39

(2)

式中：y為壓力損失，z為燃燒效率，x為φ3。該公式適用范圍為三級旋流器，其中一二級為軸向旋流器(角度分別為30°和45°)，第三級為徑向旋流器。

(a) 壓力損失

(b) 燃燒效率

3 結論

針對本文研究的特定結構及工況，結論如下：

1)φ1增大，燃燒室內參考線上切向速度僅在峰值處存在差異，軸向速度分布曲線基本一致，回流區體積稍稍增大。壓力損失持續上升，燃燒效率上升趨勢先快速后平緩。

2)φ2增大，火焰筒中心和外側氣流的切向速度明顯升高，軸向速度變化較小，回流區軸向長度稍微增加。燃燒室的壓力損失和燃燒效率均呈上升趨勢。

3)φ3增大，火焰筒中心氣流的旋向發生變化，兩側切向速度的極值逐漸靠近壁面，回流區體積顯著增大。燃燒室的壓力損失和燃燒效率隨φ3增大而升高，二者與φ3的擬合關系式分別為y=0.063 17×x+3.313 96、z=0.026 11×x+97.821 39。