導流片結構參數對四通道環形進氣先進旋渦燃燒室性能影響

張長天，劉景源

（南昌航空大學江西省微小航空發動機重點實驗室，南昌330063）

0 引 言

中心鈍體駐渦的先進旋渦燃燒室（Advanced Vortex Combustor，簡稱AVC）相對于常規旋流燃燒室具有駐渦穩定、燃燒效率高、總壓損失小及污染物排放少等優勢。AVC原理是在主流通道上前后布置兩個鈍體，氣流流過前、后鈍體時，在流動黏性剪切及逆壓梯度的作用下，在兩鈍體的凹腔內形成穩定的雙渦旋。由于AVC在凹腔內形成渦對，不易受主流燃氣流動特性的影響，因此AVC具有較強的火焰穩定性。

按照與主流流動垂直的方向上布置的鈍體個數，AVC可分為雙通道、三通道及四通道進氣先進旋渦燃燒室。

在雙通道AVC研究中，T.R.Meyer等指出凹腔雙旋渦結構最有利于駐渦燃燒室綜合性能的發揮；P.K.E.Kumar等通過實驗的方法研究了二維駐渦燃燒室的火焰穩定性，研究表明對于特定的噴射方式，為了維持雷諾數和當量比不變，燃料流量應隨著來流空氣流量增加而增加以維持凹腔火焰，軸對稱駐渦燃燒室的動量通量比對燃燒室腔內的流動和火焰結構的改變起著重要作用；鄧洋波等應用三維數值模擬，研究了橫截面為矩形的雙通道AVC的流動與燃燒特性；韓吉昂等應用數值模擬及理論分析，研究了雙通道AVC冷態流場駐渦腔有無噴射對渦系結構、駐渦腔流動參數及AVC性能的影響，結果表明，有噴射時，駐渦腔能夠形成穩定雙渦結構，降低總壓損失系數；曾卓雄等基于場協同理論，數值分析了后鈍體開口的矩形橫截面AVC的湍流流場的傳熱強化問題；K.K.Agarwal等將導流片與駐渦燃燒室相結合，部分主流經導流流入凹腔，能形成穩定的雙渦結構，其性能優于無導流葉片的AVC；王志凱等發現雙通道矩形AVC引入導流片后，有利于增強凹腔穩焰及燃氣摻混，改善了出口溫度分布，降低了NO排放；俞駿等研究了帶導流片的環形AVC，得到了燃燒室性能最佳時的導流片結構參數；Zeng Z X等分別研究了橫截面為矩形的帶導流片及渦流發生器的雙通道AVC的流動、燃燒特性及燃燒室性能，給出并分析了燃燒室性能最優的導流片結構形式及渦流發生器噴射角度。無論是雙通道AVC的預混或非預混燃燒，上述研究均未考慮燃燒室壁面冷卻問題。

在三通道AVC研究中，俞駿等對三通道的AVC進行了研究，發現三通道AVC與雙通道AVC相比，性能提升明顯；姚婷等基于正交實驗設計方法，對帶中心楔體的三通道AVC進行了數值優化分析，得到了AVC性能最優下的燃燒室幾何構型參數。三通道燃燒室通過兩側通道進入冷空氣，中間通道噴入混氣燃燒，從而考慮了燃燒室壁面冷卻。

四通道AVC除了有三通道的優點外，還可以通過在中間兩個通道的一個通道通入空氣或者預混氣體，在一定程度上，可起到貧油燃燒下的值班火焰的作用（原因是環形燃燒室中，靠近機匣的中間通道橫截面積大，貧油燃燒時，可通入空氣，而靠近燃燒室中心的中間通道通入預混氣體，由于其進氣面積較小，貧油燃燒時，充當值班火焰的作用）。

在四通道AVC研究中，王玉龍對四通道AVC的冷態流動特性展開研究，從總壓損失特性、速度分布、壓力分布以及旋渦結構等方面進行了詳細分析，確定了最優的AVC幾何結構；鄧洋波等則對橫截面為矩形的四通道AVC冷態流場特性進行了實驗研究及理論分析。

但上述對四通道AVC的研究并未考慮燃燒室燃料燃燒釋熱對其流動結構、性能特性的影響；另外單獨的多個通道AVC對預混氣體無法滿足燃燒效率的要求，而文獻［11-13，20］引入導流片后，燃燒室燃燒性能大幅度提升，其中文獻［11，13］為雙通道矩形燃燒室，而絕大多數燃氣輪機的燃燒室均為環形；文獻［12］燃燒室雖然是環形的，但是為雙通道的燃燒室；而文獻［20］的燃燒室為單通道矩形截面。

本文對帶導流片的四通道環形進氣AVC進行數值模擬，分析導流片與中間通道前鈍體端面的徑向距離、導流片伸入凹腔的長度以及導流片距離前鈍體后端面的距離變化對凹腔速度分布、旋渦結構，以及燃燒室性能的影響。

1 數值模擬模型及研究方案

1.1 幾何模型及結構參數

帶導流片的四通道環形進氣先進旋渦燃燒室幾何結構及參數如圖1所示。燃燒室軸向長度

S

=400 mm，內徑700 mm，外徑900 mm。上下兩側進氣通道徑向高度均為8 mm，中間兩個進氣通道徑向高度相等，均為

E

=12 mm；燃燒室內按三前三后對稱排列了六個鈍體，其中前鈍體軸向長度40 mm，徑向高度

H

=20 mm，后鈍體幾何尺寸10 mm×16 mm，前后鈍體之間距離

L

=14 mm，燃燒室母線關于中間鈍體上下對稱。另外，盡管導流片存在一定的厚度，但其厚度越大與流動相互作用的損失也越大，因此要求其厚度越小越好，不失一般性導流片的厚度可取為0。選擇導流片與中間通道前鈍體端面的徑向距離

a

、導流片伸入凹腔的長度

b

以及導流片距離前鈍體后端面的距離

c，

3個參數作為研究的AVC性能的導流片結構參數（如圖1（b）所示）。

圖1 帶導流片的四通道AVC幾何結構及幾何參數Fig.1 Geometry and parameters of a four-duct AVC with flow guide vanes

1.2 邊界條件及網格無關性驗證

數值模擬采用甲烷—空氣預混合的渦耗散化學反應模型，由于燃燒室的軸對稱性，數值計算中采用二維軸對稱控制方程對AVC流場進行求解。AVC入口流速均為60 m/s、溫度均為300 K；出口設定1個大氣壓強；壁面邊界采用絕熱壁；燃燒室上下兩側通道通入空氣，而中間兩通道通入的混合氣體中甲烷、氧氣的質量分數分別0.036 23、0.207 02。

為驗證本文計算結果的網格無關性，分別給出網格數為9萬、12萬和15萬時的燃燒室出口徑向溫度及徑向總壓分布，如圖2~圖3所示，可以看出：計算結果均與網格無關。因此，考慮計算效率，本文以下選用9萬網格進行數值模擬及分析。

圖2 出口徑向溫度分布Fig.2 Temperature distribution along the radial direction at the outlet

圖3 出口徑向總壓分布Fig.3 Total pressure distribution along the radial direction at the outlet

2 計算結果與分析

為了驗證在四通道環形進氣AVC中間的雙通道引入導流片后對提升其性能的可行性，對比有無導流片的甲烷質量分數分布及溫度分布，分別如圖4~圖5所示。從圖4可以看出：有無導流片時，中間雙通道的甲烷沿著流動方向上均逐漸減少，但未引入導流片時，中間通道未燃甲烷較多，由于入口較高流速混氣，在燃燒室內停留時間較短而無法點火及燃燒；引入導流片后，導流片將中間通道混合氣的一部分引入了上下凹腔內的低速高溫區，增強了中間通道混合氣與上下兩側通道空氣的摻混燃燒，因此甲烷燃燒的更加充分。從圖5可以看出：未引入導流片時，燃燒室內只有中間凹腔，其后方溫度較高，因此燃燒效率不高；加入導流片后，一方面導流片把主流氣體導入低速高溫的凹腔內，便于未燃氣體的點火燃燒，另一方面，后方的駐渦使得主流與凹腔之間的熱質交換增強，上下凹腔及其后方溫度明顯升高，因此燃燒效率高。

圖4 有、無導流片時燃燒室甲烷質量分數分布Fig.4 Mass fraction distribution of CH 4 in the AVC with and without flow guide vanes

圖5 有、無導流片時燃燒室溫度分布Fig.5 Temperature distribution of combustor

綜上，導流片的引入對四通道環形AVC的燃燒性能提升明顯。因此，需要進一步深入研究導流片位置及幾何結構參數對燃燒室性能的影響。

選取如圖1（b）所示的導流片參數

a

、

b

、

c

，研究其對四通道AVC性能的影響。參數

a

是導流片與中間通道前鈍體端面的徑向距離，直接決定著由導流片導入凹腔的流量大小，當

a

/

E

<0.1時，經導流片導入凹腔的混合氣較小，對燃燒效率的提升不明顯；當

a

/

E

>0.9時，導流片導入凹腔過大，并且對流動阻礙過大，造成AVC總壓損失增大。參數

b

是導流片伸入凹腔的長度，其大小決定著導流片后方駐渦的高度，

b

/

H<

0.1時，導流片伸入上下兩側凹腔的長度較短，其背風區較小，因此導流片引入凹腔的流量很難在凹腔內形成穩定的駐渦；

b

/

H>

0.6時，導流片縱向長度過大，對流動的阻礙作用增大。參數

c

決定導流片與前鈍體后端面之間流動通道的寬度，并影響著導流片后駐渦的特性，

c

/

L

<0.1時，凹腔內速度分布均勻性變差，燃燒效率較高的同時總壓損失也較大；

c

/

L

>0.5時，導流片與后鈍體前端面距離過小，導流片后方駐渦過小，不利于火焰穩定。本文分別研究

a/E

、

b

/

H

和

c/L

對AVC性能的影響，導流片幾何結構參數取值范圍如表1所示。

表1 導流片結構參數Table 1 Structure parameters of flow guide vanes

2.1 a/E對燃燒室性能的影響

在研究

a/E

取值對AVC性能影響時，參考了文獻［8-9］中導流片結構參數的取值，并基于理論分析及先期計算，確定

b

/

H

、

c

/

L

的取值。先期計算及分析表明

b

/

H

取值過小時，由于導流片伸入凹腔的長度較短，凹腔內駐渦的穩定性變弱，而

b

/

H

過大時，流阻較大；

c

/

L

取值較小時，凹腔內速度分布不均勻性變大，從而損失較大，而

c

/

L

較大時壓縮了導流片后端面駐渦的軸向寬度，減弱了駐渦穩定性。因此，取

b

/

H

=0.5、

c

/

L

=0.4，研究

a/E

取值對AVC性能影響。

2.1.1 凹腔速度云圖及旋渦結構分布

不同

a

/

E

時AVC內凹腔速度云圖及旋渦結構圖如圖6所示，可以看出：

a

/

E

逐漸增大時，一方面AVC內速度分布不均勻性更劇烈，導流片后渦變大，中間鈍體內渦變化較大，速度分布較為不均勻；另一方面，中間鈍體后及導流片后方均能形成穩定的雙渦對結構。中間鈍體后形成的穩定駐渦有利于與主流氣體進行熱量及熱質交換，也有利于火焰穩定；導流片后方的小渦為副渦，其作用是加強主流和凹腔內熱流的摻混，增強了熱質及熱量傳遞，提高燃燒效率；大渦為主渦，其隨

a

/

E

的增大而增大，提供更加充分的點火源。當

a

/

E

變大時，經導流片分流及導流，凹腔的流量不斷增大，一方面，有利于燃氣摻混，增強主流與凹腔內部的熱質交換，提高燃燒效率；另一方面，上下兩邊前鈍體后端面與導流片的距離不變，因此流速快速增加，導致流場速度分布極不均勻。

a

/

E

的增大，低速區的面積逐漸增大，主流流速迅速增加，流場速度分布變得極不均勻，從而使得總壓損失系數增加。

圖6 不同a/E時凹腔速度云圖及旋渦結構Fig.6 Velocity contours and vortex structure of cavity with different a/E

另外，在最上方及最下方的前鈍體后端面黏性力的作用下，其后方形成兩對小的駐渦，使燃燒室性能存在一定的損失。

2.1.2

a

/

E

對燃燒效率的影響不同

a

/

E

對燃燒室燃燒效率的影響如圖7所示，從圖7可以看出：隨著

a

/

E

增大，燃燒效率先迅速升高，而后趨于基本不變。當

a

/

E

由0.1增長到0.3時，燃燒效率從76%增加到了96%以上，增幅明顯；在

a

/

E

=0.4時，

η

接近100%。隨著

a

/

E

的增大，通過導流片導入上下凹腔內低速區的混合氣流量增大，因此燃燒效率增大。另外，燃燒室上下凹腔內形成了穩定的雙渦結構，其中主渦作為燃燒室的固定點火源，隨著

a

/

E

的增大而增大，起穩定燃燒的作用，副渦吸卷未燃混氣，增強了摻混，使燃燒更加充分。因此，基于燃燒效率角度，

a

/

E

取值不能小于0.3。

圖7 不同a/E對燃燒室燃燒效率的影響Fig.7 Effect of different a/E on combustion efficiency of combustor

2.1.3

a

/

E

對總壓損失系數的影響不同

a

/

E

對燃燒室總壓損失系數

σ

的影響如圖8所示，可以看出：隨著

a

/

E

的增大，

σ

呈非線性增長。由圖6及對其的分析可知，隨著

a

/

E

增大，AVC內速度分布不均勻性急劇增加；混氣的流動阻力增大，總壓損失系數增加。另外，進入凹腔的通道變寬，導流片對混合氣的阻力增大，因此總壓損失系數也增大。在

a

/

E

=0.1時，

σ

取得最小值2.156%；在

a

/

E

=0.9時，

σ

達到最大15.830%。

圖8 不同a/E對燃燒室的總壓損失系數的影響Fig.8 Effect of different a/E on total pressure loss coefficient of combustor

a

/

E

取0.3~0.7時，帶導流片的四通道環形AVC均能形成理想的雙旋渦結構，

η

可以達到96%以上，

σ

隨著

a

/

E

的增大急劇變大。總壓損失系數增加會導致發動機性能下降，通過加入導流片可以大幅提高燃燒效率，同時總壓損失系數可以保證在適宜的范圍。綜合考慮，當

a/E

=0.3時，燃燒效率較高，

η

=96.320%，而總壓損失較小，

σ

=2.930%。

2.2 b/H對燃燒室性能的影響

基于2.1節

a/E

取值范圍內燃燒室性能的分析研究結論，在研究

b/H

對燃燒室性能影響時，取

a/E

=0.3；同時根據2.1節

b/H

及

c

/

L

取值的分析結果，取

c

/

L

=0.4。

2.2.1 凹腔速度云圖及旋渦結構分布

不同

b

/

H

對應的凹腔速度云圖及旋渦結構如圖9所示，可以看出：上下凹腔內均能形成雙渦結構。當

b

/

H

=0.1時，導流片伸入凹腔長度低于凹腔中線高度，由導流片進入凹腔的流體在前鈍體后壁面分離，在逆壓梯度及流體黏性剪切力的作用下，一方面在上下兩側的前鈍體后端面形成較大的駐渦，另一方面在導流片后端面形成較小的雙渦結構。隨著

b

/

H

的增大，導流片伸入凹腔的長度增加，流場高速區上移，擠壓了前鈍體后端面的低速區，其駐渦面積越來越小；導流片后方的低速區面積增大，旋渦也變大。另外，凹腔內的副渦大小基本一致，發揮穩定點火源作用的主渦逐漸增大。

圖9 不同b/H時凹腔速度云圖及旋渦結構Fig.9 Velocity contours and vortex structure at different b/H

2.2.2

b

/

H

對燃燒效率的影響

b

/

H

隨AVC燃燒效率的變化曲線如圖10所示，可以看出：

b

/

H

<0.5時，

η

均大于97.5%。結合圖9，由于前鈍體后端面駐渦面積較大，與主流流動有較強的相互作用，并且其與上下流道的接觸面積大，因此燃燒效率高。當

b

/

H

從0.1向0.3變化時，導流片深入凹腔的長度增大，流線彎曲變大，流動能力下降，因此由導流片導入凹腔的混合氣略微減少，凹腔內有效駐渦面積減小，燃燒效率小幅下降。當

b

/

H

超過0.4時，導流片深入凹腔的距離超過了凹腔寬度的一半，前鈍體后端面低速區面積減小，靠近上下主流的駐渦消失，渦的吸卷效應降低，凹腔的高溫區與上下主流的摻混減弱，使得燃燒效率降低顯著。

圖10 不同b/H時燃燒室的燃燒效率Fig.10 Effect of different b/H on combustion

2.2.3

b

/

H

對總壓損失系數的影響不同

b

/

H

對燃燒室的總壓損失系數的影響如圖11所示。

圖11 不同b/H對燃燒室的總壓損失系數的影響Fig.11 Effect of different b/H on total pressure loss coefficient of combustor

從圖11可以看出：隨著

b

/

H

的增大，帶導流片的四通道環形進氣AVC總壓損失系數

σ

逐漸較小，但總體變化較小。在

b

/

H

=0.1時，

σ

為3.189%，在

b

/

H

=0.6時，

σ

為2.827%。根據圖9所示，

b

/

H

=0.1時，上下兩側前鈍體后端面處形成的駐渦較大，阻塞了流道，因此能量損失較大，

σ

亦較大。隨著

b

/

H

增大，前鈍體后端面的低速區面積減小，駐渦逐漸減小，

σ

減小。另外，雖然上下兩側前鈍體后端面的低速區面積減小且形成的駐渦變小，但導流片后方的低速區面積逐漸增大且形成的雙駐渦也變大，兩者對總壓損失造成的影響相互抵消了一部分，因此

σ

隨

b

/

H

的增大變化并不大。綜上，

b

/

H

的變化對

σ

的影響較小，在

b

/

H

取值范圍內，

σ

變化小于0.4%。在研究的參數范圍內，導流片伸入凹腔的長度越大，其遮擋能力越高，凹腔內形成的駐渦面積越大，有利于形成穩定的點火源；

σ

隨

b

/

H

的增大呈現下降趨勢。取

b

/

H

=0.4時，燃燒效率較高為97.938%，同時總壓損失為2.999%。

2.3 c/L對燃燒室性能的影響

根據2.1節及2.2節對

a/E

及

b

/

H

取值范圍內燃燒室性能的分析研究結論，在研究

c/L

對燃燒室性能影響時，取

a/E

=0.3、

b

/

H

=0.4。

2.3.1 凹腔速度云圖及旋渦結構分布

c

/

L

的變化對凹腔速度分布以及旋渦結構的影響如圖12所示。當

c

/

L

=0.1時，導流片與前鈍體后端面距離較近，通道較窄，因此通道前的流體流速低，在通道內開始加速，與凹腔內高溫流體接觸后，溫度升高，膨脹后密度減小，流速劇增。

c

/

L

從0.1向0.3變化過程中，由于導流片前流動速度較大，因此凹腔低速區面積減小。當

c

/

L

=0.3時，上下兩邊的前鈍體后端面開始出現分離渦，并隨著

c/L

的增大而增大，與此同時導流片在凹腔的位置后移，其后面的雙渦面積呈減小趨勢，導流片與前鈍體后端面之間的通道變寬，流速降低，因此流動損失減小，總壓損失系數

σ

降低。當

c

/

L

=0.1時，副渦較大，主流與凹腔內高溫流體間的摻混強，燃燒效率

η

較高。

c

/

L

從0.1增大到0.5時，凹腔內的副渦逐漸減小，

η

有減小的趨勢。當

c

/

L=

0.5時，由于副渦過小，隔離主流與凹腔內的大渦、穩定火焰的作用減弱，另外由于凹腔內有效旋渦區面積減小，

σ

呈下降趨勢。

圖12 不同c/L時凹腔速度云圖及旋渦結構Fig.12 Velocity contours and vortex structure distributions of the cavity under different c/L

2.3.2

c

/

L

對燃燒效率的影響

c

/

L

隨燃燒效率

η

變化曲線圖如圖13所示。當

c

/

L

=0.1時，根據圖12的速度云圖，此時燃燒室內低速區面積較大，主渦與副渦亦較大，有利于點火及燃燒效率的提高。雖然導流片與前鈍體后壁面之間的通道較窄，導致流入凹腔的混合氣較少，但副渦吸卷未燃燒的混氣效應增強，且副渦與主流的接觸面積大，增強了摻混，因此燃燒效果較好。當

c

/

L

在0.2~0.4變化時，燃燒室內低速區面積減小，主副渦有效面積也隨之減小，副渦與主流的接觸面積下降，副渦的吸卷主流作用變小，主流與凹腔內熱質交換減弱，因此

η

下降，但均高于96%。

c

/

L

從0.4增大到0.5時，通過導流片導入凹腔的主流流體增多，凹腔內有效駐渦增大，同時前鈍體后端面形成了雙渦，使得上下主流與凹腔高溫燃氣間的摻混增強，因此

η

略有升高。

圖13 不同c/L對燃燒室的燃燒效率的影響Fig.13 Effect of different c/L on combustion efficiency

2.3.3

c

/

L

對總壓損失系數的影響參數

c

/

L

對總壓損失系數

σ

的影響如圖14所示，可以看出：隨

c

/

L

的增大，

σ

先減小后緩慢增加。當

c

/

L=

0.1時，低速區占據了整個凹腔，并且流速較大、流動不均勻性增強，導致

σ

較大。

c

/

L

從0.1變化到0.2時，導流片與上下兩邊前鈍體后端面的距離增大，凹腔內低速區面積顯著減小，因此

σ

降低較明顯。當

c

/

L

從0.2變為0.4時，導流片后方形成的低速區面積逐漸增大，使流動損失增加，因此

σ

降低緩慢。當

c

/

L

從0.4變為0.5時，上下兩側前鈍體后端面的低速區面積增大，而凹腔內駐渦變化不大，因此低速區面積增大，導致

σ

略有升高。當

c

/

L

=0.4時，

σ

數值最小，為2.930%。

圖14 不同c/L時燃燒室的總壓損失系數的影響Fig.14 Effect of different c/L on total pressure loss coefficient of the combustor

在研究的參數范圍內，

c

/

L

在0.2~0.5變化時，雖然對燃燒效率

η

有一定影響，但對總壓損失系數

σ

的影響較小。從優化燃燒室性能的角度，應選擇

η

較高而

σ

偏小的幾何結構參數，即

c

/

L

=0.2，此時

η=

98.560%，

σ=

3.194%。

3 結 論

（1）導流片結構參數

a

/

E

對燃燒室燃燒效率、總壓損失系數影響較大，對

b

/

H

、

c

/

L

影響較小。上述三個結構參數對燃燒室的低速區、渦結構均有一定影響。

（2）帶導流片的四通道AVC凹腔結構顯著增強了未燃與已燃高溫燃氣的摻混，并能形成穩定的雙駐渦結構，增強了火焰穩定性。

（3）由于導流片的導流及分流作用，可使燃燒效率大幅度提高的同時，經結構參數優化，可避免總壓損失過大，從而提高燃燒室的整體性能。

（4）在選定的研究參數范圍內，導流片最佳結構參數為

a

/

E

=0.3、

b

/

H

=0.4、

c

/

L

=0.2，此時燃燒效率98.560%，總壓損失系數3.194%。