高溫升燃燒室流動與貧油熄火過程的影響規律

陳 堅，李建中，胡 閣，陳霖周廷

（1.貴州理工學院航空航天工程學院，貴陽 550003；2.江蘇省航空動力系統重點實驗室，南京 210016）

0 引言

作為航空發動機3大核心部件之一的燃燒室，是把燃料化學能轉化為熱能的熱端部件，其性能直接反映了航空技術的發展水平。因此在航空技術發展過程中備受關注，其性能也有了質的飛躍。現今，各類航空器為了追求更高的動力性能，對發動機推重比的要求持續提高，燃燒室朝著高溫升方向發展。盡管對高溫升燃燒室在大狀態下的油氣比要求越來越高，但對其設計要求并沒有降低：可靠的點火性能、拓寬穩定工作范圍、降低出口溫度分布系數、提高燃燒室壽命、減少污染物排放。這些要求之間往往相互矛盾，折中協調非常困難。

貧油熄火被列為發動機的重要性能指標，其性能優劣將直接影響發動機的可靠性和穩定工作范圍。由于航空發動機燃燒室內的氣流根據其流量分配分別由射流孔和頭部旋流器進入，是包含旋流和橫向射流的復雜流動。旋流和射流之間存在相互作用，對燃燒室的貧油熄火性能、穩定工作范圍、出口溫度分布及污染物排放等具有至關重要的影響。Muruganandam等對燃燒室的貧油熄火極限進行了試驗研究，當燃燒室在貧油熄火極限附近工作時，一些熄火的先兆狀況會反復出現，如果出現OH基團突然減少，那么預示著即將熄火；Ateshkadi等在對燃燒室火焰穩定和貧油熄火極限的研究過程中發現，燃燒室主燃區的形狀對貧油熄火極限起關鍵作用，并由此提出了一種新的預測燃燒室貧油熄火極限的模型；Richards等研究發現主燃孔的位置對燃燒過程至關重要，并提出實現與主流最佳匹配主燃孔軸向位置應位于燃燒室高度的1/2處；Gogineni等研究了不同主燃孔位置及孔徑對燃燒室主燃區特征的影響，獲得了主燃孔射流對燃燒室貧油熄火極限和污染物排放的影響規律；王曉峰等結合數值模擬和試驗結果，獲得了主燃孔位置變化對燃燒室流動和點熄火性能的影響規律；王成軍等采用特征截面特征參數法，對中心分級燃燒室貧油熄火極限進行了預測，并對熄火過程中火焰結構變化的內因進行了分析。

本文將富油燃燒-淬熄-貧油燃燒（Rich-burn/Quick-quench/Lean-burn,RQL）燃燒技術與高溫升燃燒室設計相結合，設計基于RQL的高溫升燃燒室，并以RP-3液態航空煤油為燃料，分別在冷態和燃燒狀態下，采用粒子圖像測速法（Particle Image Velocimetry，PIV）對燃燒室流場結構進行測量。另外，采用高速攝影機對燃燒室的貧油熄火過程進行拍攝，并將熄火過程的火焰圖像與燃燒狀態的流場結構進行疊加，分析流動與熄火過程的耦合特性。

1 燃燒室結構及試驗系統

1.1 燃燒室結構

本文研究的燃燒室為基于RQL燃燒技術的環形燃燒室單個頭部，如圖1所示。

圖1 基于RQL燃燒技術的環形燃燒室結構

將單頭部扇形結構簡化成長、寬、高分別為300、100和65 mm的矩形結構。為了便于對氣動和結構參數的孤立研究，燃燒室不設置冷卻結構，頭部、主燃孔和摻混孔均采用獨立進氣方式，其流量分配為32%、22%和46%。為了保證頭部進氣的均勻性，頭部氣流首先流經多孔板后，再由旋流器進入燃燒室。同理，氣流在進入主燃孔和摻混孔前均需流經進氣腔體，進氣腔體的長度為腔體水力直徑的10倍，主燃孔和摻混孔的開孔板厚1 mm。主燃孔中心距離旋流器出口32.5 mm，摻混孔中心距離旋流器出口63.5 mm。為了便于試驗中主燃孔和摻混孔的位置可調，在燃燒室上、下壁面均采用多個距離調節塊相互搭接的形式并與燃燒室進行密封。采用雙級反旋的斜孔式旋流器和離心噴嘴，噴霧錐角為77°，噴口位于旋流器中心，距離出口19.8 mm。

1.2 試驗系統

試驗系統（如圖2所示）主要包括：矩形燃燒室、供氣系統、供油系統、點火系統、高速相機、同步器、激光發射器、示蹤粒子發生器、控制系統及2維PIV等。

圖2 試驗系統

燃燒室氣流由1臺羅茨風機供給，通過主氣路后分為5路分別由頭部和上、下主燃孔以及上、下摻混孔進入燃燒室，每條支路上均安裝渦街流量計和閥門對總壓進行測量。試驗是以燃燒室頭部進口總壓作為基準，上、下主燃孔和摻混孔的進口總壓與頭部保持一致。為了進行光學測量，在燃燒室側壁面設置觀察窗，其長和高分別為150和65 mm，長度方向的起點與旋流器出口平齊。為了便于燃燒室在PIV測量中尾氣的排出，設計了分支型排氣段，激光由平行于燃燒室通道的觀察窗口射入，尾氣則通過排氣段側開的支管排出。

在PIV測量中，為了保證具有足夠高的測量精度，必須確保示蹤粒子在氣流中具有很好的跟隨性和分布的均勻性。在燃燒狀態下的測量中，還需要保證在高溫下具有化學穩定性。Mgo的熔點為2852℃，具有較好的耐溫性和跟隨性，因此在測量中使用平均直徑為10μm的MgO作為示蹤粒子。示蹤粒子由粒子發生器發出，噴注在進氣總管內，噴注位置距離燃燒室各進口均達到3 m以上，從而保證在試驗過程中示蹤粒子的均勻性。試驗采用的激光器為Nd：YAG雙脈沖激光器，單脈沖最大能量為200 mJ，激光波長為532 nm，最大工作頻率為15 Hz。數字相機為Imperx公司的Bobcat B2041型，最大分辨率為2048像素×2048像素，最小跨幀時間為200 ns，最高拍攝頻率為20 Hz。同步控制器為Micro Pulse 725型，通過多個延時通道同時產生多個延時的觸發信號來控制激光器、數字相機和圖像采集板，保證在嚴格同步的信號基礎上協調工作。在測量燃燒狀態下的流場時，為了減弱火焰對測量結果的影響，在相機鏡頭前安裝機械快門和濾光鏡片。濾光鏡片通光波長為532 nm，帶寬為1 nm；機械快門的最高工作頻率為2 Hz，拍攝圖像200張。另外，為了盡量減小測量誤差，PIV的拍攝時間間隔應小于預估時間。在試驗中參考最高速度估算出時間間隔為18μs，設置的實際時間間隔為5μs。數據詢問窗口的設置尺寸為32 pixels×32 pixels，放大倍數為2.604 pixels/mm。另外，使用高速相機拍攝燃燒室的熄火過程，焦距調節至燃燒室中心截面，相機分辨率設置為1280 pixels×1088 pixels拍攝頻率為1000 Hz，像素放大率為16.74 pixels/mm。

2 試驗結果及分析

在=0測量截面（子午面）上，燃燒室在不同壓損下的冷態流場如圖3所示。圖中黑色實線代表零速度線，即回流區邊界。從圖中可見，主燃孔射流深度達到燃燒室高度的一半，將中心回流區截斷，并在主燃孔射流交匯處下游形成低速尾跡區，尾跡區延伸到摻混孔射流處截止。在射流交匯處上游的上、下兩側，形成旋向相反的局部回流。這說明主燃孔射流與頭部旋流存在相互作用，部分射流將進入頭部富油區強化中心回流。在主燃孔射流交匯處下游上、下兩側，同樣形成旋向相反的局部回流。局部回流區的形成強化了主燃孔氣流與周圍氣流的動量和質量交換，有利于淬熄區的快速混合。摻混孔射流深度同樣達到燃燒室高度的一半，在射流交匯處上游的上、下兩側，形成旋向相反的局部回流。在富油區和淬熄區內形成的局部回流雖然是成對出現的，但其位置和大小并不是嚴格對稱的。這說明雖然射流孔的結構是對稱的，但是單孔射流與頭部旋流之間的作用力是有差異的。在下摻混孔后緣形成了低速尾跡區，而在上摻混孔處卻沒有出現。正因如此，貧油區內上、下兩側的流動方向是不對稱的，上摻混孔射流在一定程度上主導了貧油區內的氣流方向。另外，在不同壓損下的中心回流區結構、局部回流區形成位置、射流孔射流軌跡、尾跡區位置及結構基本保持一致。可以說明，主燃孔和摻混孔射流與頭部旋流相互作用，提高了燃燒室內湍流強度，燃燒室的流動處于自模化狀態（雷諾數達到一定值后，雷諾數的改變幾乎不影響流場性質），其流場結構與壓損無關。

圖3 燃燒室在不同壓損下的冷態流場

燃燒室在不同壓損狀態下，=0截面上不同軸向位置的軸向速度和徑向速度分布如圖4所示。圖中速度均進行歸一化處理，其參照量為4%壓損狀態下僅頭部進氣時的最大軸向和徑向速度。從圖中可見，在不同壓損狀態下，各軸向位置的速度分布趨勢保持一致，即流場的結構特征不會改變，但速度隨著壓損的增加而提高。這說明壓損的改變不會影響燃燒室內的速度分布，但是對沿程速度產生影響。增加燃燒室壓損有利于增強富油區燃油摻混以及淬熄區內氣流的快速混合，從而強化富油區的燃燒性能和提高淬熄區的快速混合效果。在=10 mm處，軸向速度分布呈現類似“M”型分布，即中間范圍為負向速度，兩側為正向速度。通過兩零速度點之間的高度計算其中心回流區高度約為51 mm。徑向速度則呈現上側正向速度，下側負向速度的雙峰結構。在=25 mm處，軸向速度在高度為20~40 mm時出現負向速度值大幅度提高。結合流場圖不難說明，主燃孔射流交匯處前緣形成的局部回流區能有效加強中心回流區內局部的氣流混合。因此，其徑向速度在靠近燃燒室高度的中心出現了明顯的雙峰分布。在=50 mm處，結合流場圖發現，軸向速度在低速尾跡區出現明顯的負速度區域。同時，由于存在旋向相反的一對局部回流區，因此徑向速度在燃燒室高度兩側形成雙峰的結構特征，且上側的速度峰值較高。說明上、下兩側的局部回流區并不是嚴格對稱的，上側的局部回流具有更高的回流強度。在=100 mm處，軸向速度分布均為正值，而徑向速度分布均為負值，且軸向速度和徑向速度的分布呈不均勻狀態，整體來看下側的速度值略高。說明貧油區的流動特征受摻混孔射流的影響明顯，從而影響燃燒室出口溫度分布。

圖4 燃燒室在Z=0截面上不同軸向位置的速度分布

燃燒室在1%壓損下的不同當量比燃燒狀態下的速度矢量和軸向速度如圖5所示。從圖中可見，在不同當量比狀態下，燃燒室內的速度矢量方向、局部回流區形成位置及旋向基本沒有變化。說明在燃燒狀態下，當量比的變化不會改變燃燒狀態下的流場結構。另外，在燃燒狀態下，由于液態燃料是以離散液滴形式噴入燃燒室，部分示蹤粒子會附著在液滴上。同時，在旋流器出口附近，液滴的噴射速度較氣流速度高，較大尺寸的液滴由于慣性力大，穿透深度增加，且與氣流的跟隨性變差。因此距旋流器出口較近的軸向距離內，PIV測量出的主要是液滴的運動軌跡。但隨著軸向距離的增大，燃油顆粒逐漸蒸發成燃油蒸汽并與氣流混合，PIV相機才能準確捕捉到示蹤粒子，從而反映出流場的真實狀態。與圖3的冷態流場對比可以明顯發現，由于燃油從離心噴嘴噴出具有一定的噴霧錐角，因此在旋流器出口沒有表現為冷態時的貼壁流動，而是表現為具有一定擴張角的高速流動區域，且在該區域內具有較高的速度梯度。同時由于液滴相對氣流具有更高的速度，因此在其迅速擴張以及與氣流的相互剪切作用下，在旋流器出口上、下兩側的角落出現局部回流（角回流區），且2個角回流區的旋向相反。說明燃油噴射與氣流的相對運動對燃燒室頭部的流場結構造成影響。另外，由于在燃燒狀態下，一方面，燃燒室內的溫度升高，氣流密度減小，使得燃燒室內氣流的氣動阻力減小，導致燃燒室內的氣流速度提高；另一方面，燃燒引起更大能量耗散，使得燃燒室內的正向速度梯度增大。因此，主燃孔和摻混孔射流上游的局部回流區雖然存在，并與冷態時的旋向相同。但回流區有所減小，尤其富油區內的局部回流（主燃孔射流上游）減小尤為明顯；同時主燃孔射流下游的局部回流區消失。說明燃燒狀態對燃燒室富油區和淬熄區內的流場結構具有一定影響；同時淬熄區內的駐留時間將被縮短。在貧油區內，下摻混孔射流下游的局部回流區消失，整體上的流動方向與冷態時的相同，但速度梯度明顯增大，且隨著當量比的增大，其速度梯度進一步增大。說明燃燒狀態對貧油區內的氣流流動方向影響較小，但是高溫導致速度及速度梯度的增大。

圖5 燃燒室在1%壓損下的不同當量比燃燒狀態下的速度矢量和軸向速度

燃燒室在改變當量比條件下不同軸向位置的軸向速度和徑向速度分布與冷態時的對比曲線如圖6所示。

圖6 燃燒室在冷態與燃燒狀態下的流動速度分布

從圖6（a）的軸向速度分布曲線中可見，在富油區和淬熄區內（=10、25、50 mm），雖然在燃燒狀態下的軸向速度基本為正向速度分布，且在相同軸向位置處的正向速度平均值比冷態時的提高5~7倍，但其分布曲線變化趨勢與冷態時的幾乎相同。說明雖然在富油區受燃油液滴的影響，沒有反映出中心回流的流動特征，但液滴的運動軌跡是由燃燒室的氣流流動決定的，即氣流的流動特征決定了燃油的分布特征。富油區內正向速度的提高，有利于增強其剪切作用，從而強化富油區的燃燒性能。淬熄區內正向速度的提高，有利于縮短其駐留時間，從而有效抑制淬熄區內熱力型NO的大量生成。另外，在相同壓損、不同當量狀態下的軸向速度分布曲線基本重合。說明相比于當量比的改變，燃燒室壓損的變化對軸向速度分布中的速度影響更為明顯。在貧油區（=100 mm），在燃燒狀態和冷態下的軸向速度雖然均為正向速度分布，但是在燃燒狀態下的軸向速度明顯提高，且速度分布的不均勻性增大。同時在相同壓損下，隨著當量比的增大，軸向速度提高。說明貧油區內的溫度分布不均勻導致軸向速度分布不均勻，同時燃燒溫度的提高加速了氣流的流動。

從圖6（b）的徑向速度分布曲線中可見，在=10 mm位置處，在燃燒狀態下的徑向速度分布趨勢與冷態的相同，均呈現上正下負的雙峰結構，但速度峰值較冷態的提高約10倍，且在相同壓損、不同當量比狀態下的徑向速度分布曲線基本重合。徑向速度的提高，促進了燃油液滴在燃燒室周向的摻混，從而強化了富油區的燃燒性能。在=25 mm位置處，在冷態條件下的徑向速度分布呈現類似連續正弦分布特征，出現正負交替的4個峰值點。燃燒狀態下的分布依然為上正下負的雙峰結構，且速度峰值與冷態時的相當。說明在此位置處，燃油的蒸發基本完成，可以反映出燃燒室內真實的氣流流動特征，但在燃燒狀態下富油區內局部回流區尺寸縮小。在=50 mm位置處，冷態與燃燒狀態的徑向速度分布趨勢基本一致。相比于富油區，速度峰值點位置向燃燒室高度中心靠近，且速度峰值較冷態時的略微增大，但冷態時的峰值點位置更靠近燃燒室高度中心。結合軸向速度分布可以說明，此位置處的流動受摻混孔射流上游的局部回流影響，在燃燒狀態下的局部回流區尺寸有所縮小。在=100 mm位置處，雖然燃燒狀態與冷態時整體的徑向速度方向一致，但在燃燒狀態下的徑向速度較冷態時的增大，且分布的不均勻性增強。說明貧油區內溫度分布不均勻也將造成徑向速度分布不均勻，同時燃燒溫度的提高將加速氣流的流動。

由于燃燒室內存在不同的氣流與火焰的耦合方式，即平行氣流、垂直氣流和漩渦作用于火焰邊界，這都將對火焰的結構和發展造成巨大的影響。因此將燃燒狀態下的流場與熄火過程耦合，研究氣流對熄火過程中火焰結構的變化規律。燃燒室在壓損為1%狀態下的貧油熄火過程與流場的相互關系如圖7所示。從圖中可見，當供油開始減小時，火焰長度縮短，且火焰前鋒在主燃孔射流交匯處形成凹面（1~2），即在局部漩渦的作用下，火焰前鋒中間區域首先熄滅。隨著供油壓力的繼續降低，火焰的長度繼續縮短，且火焰前鋒快速熄滅處均處在局部漩渦的作用下。同時，火焰的高度減小，火焰邊界由剪切層縮小至中心低速區（3~5）。隨后火焰在局部漩渦和垂直作用火焰邊界氣流的作用下，中心區域熄滅，形成類似“C”型結構（6）。當供油繼續降低時，在垂直火焰邊界氣流的作用下，旋流器根部中心區域火焰開始熄滅，隨后整個根部火焰熄滅，火焰快速縮小，燃燒室瀕臨熄火（7~9）。

圖7 燃燒室在壓損為1%狀態下的貧油熄火過程與流場的相互關系

3 結論

（1）壓損的變化不會改變燃燒室流場結構，但隨著壓損的增大，燃燒室內沿程速度分布值增大；

（2）燃燒狀態對富油區和淬熄區內流動的影響最主要體現在局部的回流區上，在燃燒狀態下，局部回流區縮小甚至消失；同時，燃油噴射影響旋流器出口上、下兩側的流場結構；當量比的變化不會影響燃燒狀態下的流場結構，但影響速度值大小；

（3）除局部回流區外，在燃燒狀態與冷態下的整體速度分布趨勢基本一致，但在燃燒狀態下速度顯著提高，其中軸向的正向速度提高約5~7倍，徑向速度提高約10倍；同時在燃燒狀態下溫度分布的不均勻性導致了速度分布的不均勻性；

（4）在貧油熄火過程中火焰結構的變化與氣流流動強烈耦合。當供油開始減小時，在局部漩渦的作用下的火焰前鋒處首先熄滅；隨后火焰邊界由剪切層縮小至中心低速區，并在局部漩渦和垂直氣流的作用下熄滅；最后旋流器根部的火焰在垂直氣流的作用下熄滅，燃燒室瀕臨熄火。