莫 妲，唐 豪，李 明，鄭海飛

（南京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，南京 210016）

0 引言

現(xiàn)代航空裝備要求燃?xì)鉁u輪發(fā)動(dòng)機(jī)具有較高的推重比、推進(jìn)效率和較寬的工作范圍。提高渦輪前燃?xì)鉁囟仍诶碚撋峡梢愿纳茻崃ρh(huán)性能，而且渦輪內(nèi)壓力較高，燃燒效率也就高。增加渦輪間燃燒室（TIB）[1-2]是目前提高燃?xì)鉁u輪發(fā)動(dòng)機(jī)性能的常規(guī)手段，但其結(jié)構(gòu)龐大，增加質(zhì)量，應(yīng)用起來(lái)比較困難；Sirignano、Delplanque和Liu[3-5]進(jìn)行了在渦輪通道內(nèi)燃燒或TIB的熱力性能分析，認(rèn)為渦輪通道內(nèi)燃燒可以克服渦輪間燃燒室質(zhì)量增加的局限，但結(jié)構(gòu)應(yīng)用實(shí)施困難；美國(guó)空軍研究實(shí)驗(yàn)室利用超緊湊燃燒室尺寸小、質(zhì)量輕等特點(diǎn)[6]，率先探索了渦輪間燃燒室的性能與結(jié)構(gòu)的相互影響規(guī)律，開(kāi)展了在渦輪導(dǎo)向器內(nèi)燃燒的模擬試驗(yàn)，試驗(yàn)表明該燃燒結(jié)構(gòu)所具有的燃燒性能非常適用于渦輪內(nèi)補(bǔ)燃，燃燒效率高達(dá)99%。國(guó)內(nèi)關(guān)于渦輪內(nèi)燃燒的研究正在開(kāi)展，程本林[7]進(jìn)行了采用渦輪通道內(nèi)補(bǔ)燃的熱力循環(huán)計(jì)算方法提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能研究表明，采用TIB方法，單位推力可以明顯增大，發(fā)動(dòng)機(jī)性能得以改善；Thibaud[8]研究了渦輪間燃燒室TIB的葉片結(jié)構(gòu)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能的影響；Greenwood[9]和Jonathan[10]對(duì)TIB進(jìn)行了一系列研究。

本文在Jonathan模型的基礎(chǔ)上，將操作壓力由2.74 kPa改為30.0 kPa。通過(guò)改變AC的結(jié)構(gòu)（如垂直AC和傾斜AC），使用UG軟件建模，采用ANSYS ICEM 11.0對(duì)其進(jìn)行結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，應(yīng)用Fluent進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，利用Tecplot和Origin等軟件進(jìn)行了結(jié)果處理；并用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）的方法分析凹腔結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒室燃燒性能的影響；與文獻(xiàn)[10]的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析壓力對(duì)結(jié)果的影響。

1 物理模型

渦輪間燃燒室的幾何結(jié)構(gòu)如圖1所示。中心錐體相當(dāng)于渦輪的輪轂，其上均勻分布著6個(gè)導(dǎo)向器葉片，在葉背處開(kāi)有徑向凹槽（Radial Vane Cavity，RVC），在中心錐體和葉片的上方形成1個(gè)環(huán)形空腔，即CC。沿著CC的周向方向平均分布著24個(gè)二次氣流入射口和6個(gè)燃油入射口。每個(gè)葉片與燃油入射口相對(duì)，RVC與AC相對(duì)。燃油垂直入射，二次氣流入射角為45°。具體結(jié)構(gòu)尺寸參照文獻(xiàn)[10]。

TIB的工作原理是以AC供油切向補(bǔ)氣，在CC內(nèi)形成周向燃燒流動(dòng)，改善了摻混效果，延長(zhǎng)了燃燒停留時(shí)間；燃燒中間產(chǎn)物被帶到RVC內(nèi)，并以小的當(dāng)量比繼續(xù)燃燒；隨后，燃燒產(chǎn)物流向主流通道，與主流空氣混合。

通過(guò)改變AC的水平壁面與豎直壁面間的夾角及豎直壁面的傾斜方向，分析其對(duì)燃燒效果的影響。具體幾何結(jié)構(gòu)變化情況如圖2所示。

2 數(shù)值模擬

2.1 網(wǎng)格

為節(jié)省時(shí)間和計(jì)算資源，考慮到幾何結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，針對(duì)1/6，即60°的幾何模型進(jìn)行數(shù)值模擬。為了保證網(wǎng)格質(zhì)量，應(yīng)用ANSYS ICEMCFD軟件對(duì)其進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，對(duì)壁面處進(jìn)行加密，近壁網(wǎng)格的y+控制在 30～100，并在葉片周圍進(jìn)行O網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格總數(shù)為86萬(wàn)，網(wǎng)格劃分情況如圖3所示。

2.2 數(shù)值方法

應(yīng)用FLUENT軟件對(duì)流動(dòng)及燃燒過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬。湍流模型采用Realizable k-ε模型，在有分離流存在和帶二次流的復(fù)雜流動(dòng)計(jì)算及在對(duì)強(qiáng)旋流湍流模型的模擬上具有顯著的優(yōu)越性[15]；輻射模型采用離散坐標(biāo)，可以考慮不同離散方向和散射對(duì)輻射熱交換的影響，從而更合理的估算輻射對(duì)燃燒室壁溫和氣流溫度分布的影響[16]；在歐拉框架下求解空氣（連續(xù)相）的N-S方程，在拉格朗日框架下求解油滴（離散相）的軌跡方程，即采用FLUENT軟件中的離散相模型，通過(guò)隨機(jī)顆粒軌道模型來(lái)考慮2相間的相互作用；湍流燃燒模型采用非預(yù)混燃燒模型的概率密度函數(shù)（PDF）來(lái)描述湍流燃燒過(guò)程；污染物考慮了熱力型NO和快速型NO；液態(tài)燃油采用與JP-8+100熱力學(xué)特性相同[17]的煤油（C12H23）。航空煤油燃燒過(guò)程中考慮了 11 種成分，即 C12H23、CH4、CO、CO2、H2、H2O、H2O（液）、O2、OH、C（固）和 N2。

2.3 邊界條件

主氣流、二次氣流進(jìn)口為質(zhì)量進(jìn)口，出口為壓力出口，采用旋轉(zhuǎn)周期性邊界條件（圖3）。除壓力不同外，其余工況設(shè)置和文獻(xiàn)[10]的一致，油滴初速度30.5 m/s，詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)表1。燃油入射時(shí)的尺寸、流量分配及霧化錐角分布情況見(jiàn)表2。

表1 工況參數(shù)

表2 油滴尺寸、流量分配及霧化錐角分布

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 各截面溫度分布

燃燒室內(nèi)各截面溫度分布如圖4所示。面x=66.25 mm和x=78.75 mm是通過(guò)前后二次氣流入射口的中心截面。從圖4中可見(jiàn)，高溫區(qū)域集中在CC下部和下游主流通道的葉片頂部。燃燒產(chǎn)物與主流氣體的混合情況在葉片兩側(cè)截然不同。在葉背一側(cè)溫度分布比較均勻，而在葉盆一側(cè)的通道底部溫度很低，仍然保持著主流空氣入口的溫度。這是因?yàn)椋?dāng)CC底部燃?xì)饬鬟^(guò)葉片后，部分燃?xì)饬魅隦VC內(nèi)形成漩渦，加強(qiáng)了燃燒產(chǎn)物與主流的摻混，使葉背一側(cè)溫度分布更為均勻。而由于受高速主流空氣的影響，高溫燃?xì)獠荒艽┩傅酵ǖ赖撞?，而只能在通道頂部與主流混合。

圖4 內(nèi)部各截面溫度分布

從圖4中還可見(jiàn)，在整個(gè)CC空間內(nèi)，模型1的燃燒都比較強(qiáng)烈，對(duì)燃燒室的溫度分布比較有利，而模型2、3在CC的下半部分區(qū)域的燃燒才比較劇烈。由主流通道各截面的溫度云圖可知，模型1在葉盆一側(cè)的溫度分布相對(duì)均勻，高溫燃?xì)馀c主流氣體混合較好，而模型2的高溫燃?xì)馔Ａ粼谥髁魍ǖ理攲?，摻混效果不好。說(shuō)明AC結(jié)構(gòu)對(duì)溫度場(chǎng)分布影響較大。

碰撞周期的穩(wěn)定性是由龐加萊映射的線性化矩陣的特征值Dfv,0決定的。若線性化矩陣Dfv,0的全部特征值位于單位圓內(nèi)，則碰撞振動(dòng)系統(tǒng)具有穩(wěn)定的n-1運(yùn)動(dòng)。若線性化矩陣的特征值有一個(gè)不在單位圓上，則系統(tǒng)穩(wěn)定的周期n-1運(yùn)動(dòng)將發(fā)生分岔。

3.2 出口截面溫度分布

取截面x=170 mm為出口截面，其溫度分布如圖5所示。從圖中可見(jiàn)，在出口截面都有熱斑出現(xiàn)。溫度沿圓周方向分布不均勻，在右側(cè)區(qū)域較低。其中，模型1的低溫區(qū)域沿著葉高方向分布更為均勻，而且左側(cè)的高溫區(qū)域面積比較大。模型2、3的低溫區(qū)域集中在出口截面右側(cè)的底部，說(shuō)明主流氣體與高溫燃?xì)鉀](méi)有充分混合。其中，模型2的高溫區(qū)域集中在出口截面的頂層，模型3的高溫區(qū)域在截面右側(cè)，高溫氣體僅占據(jù)頂層區(qū)域的一部分，其溫度分布比模型2的好些。

出口截面徑向平均溫度分布曲線如圖6所示。橫坐標(biāo)為徑向平均溫度，縱坐標(biāo)為無(wú)量綱半徑，沿葉高方向變化范圍為0～1。

從圖6中可見(jiàn)，模型1的溫度變化范圍最小，符合燃燒室設(shè)計(jì)的出口截面溫度分布要求。模型2、3的溫度分布曲線大致相同，溫度變化范圍比較大。所以模型1的出口截面溫度分布比較好。

3.3 燃油顆粒軌跡分布

以停留時(shí)間標(biāo)記的顆粒軌跡追蹤曲線如圖7所示。

從圖7中可見(jiàn)，模型1的燃油顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡最短，油滴幾乎在CC內(nèi)全部蒸發(fā)，燃油顆粒停留時(shí)間最短，為0.994 ms，模型3的停留時(shí)間最長(zhǎng)，為6.67 ms，模型2、3的油滴顆粒主要集中在葉盆一側(cè)，在葉背一側(cè)幾乎沒(méi)有，這是因?yàn)樵谌~背一側(cè)燃燒劇烈，油滴運(yùn)動(dòng)軌跡甚至延伸到出口截面處，使出口截面處HC的含量增加。可見(jiàn)，采用傾斜AC，油滴蒸發(fā)速度變慢。

3.4 排放物含量、總壓損失及燃燒效率的比較

采用3種AC結(jié)構(gòu)TIB模型的排放物、總壓損失和燃燒效率的比較見(jiàn)表3。從表3中可知，TIB的燃燒效率高達(dá)99.3%，與美國(guó)空軍實(shí)驗(yàn)室的實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合[6]，且總壓損失低于1.10%，也說(shuō)明了AC結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒效率和壓力損失的影響較小。模型1未燒完的HC的排放量最小，原因是燃油大部分都在CC和凹槽內(nèi)燃燒，主流通道中殘留的HC比較少。

表3 排放物、總壓損失及燃燒效率比較

4 計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果對(duì)比分析

文獻(xiàn) [10]是在操作壓力為274 kPa下得到的結(jié)果，將本文計(jì)算結(jié)果與其對(duì)比，可以分析壓力對(duì)結(jié)果的影響。

4.1 內(nèi)部截面溫度分布比較

模型1和文獻(xiàn)[10]的燃油入射口截面溫度分布結(jié)果對(duì)比如圖8所示。

從圖8中可見(jiàn)，文獻(xiàn)[10]的溫度梯度較大，高溫區(qū)域主要集中在CC下部區(qū)域和凹槽內(nèi)，高溫區(qū)域的平均溫度較高，而本文模型1的CC的整個(gè)空間內(nèi)溫度都比較高，溫度梯度較小。由此可知，增大壓力可以加強(qiáng)CC內(nèi)的燃燒。

5 結(jié)論

通過(guò)改變AC的幾何結(jié)構(gòu)，分析組分濃度、溫度場(chǎng)和顆粒軌跡分布，以及排放物含量、總壓損失和燃燒效率等，可以得出以下結(jié)論：

（1）渦輪間燃燒室的燃燒效率高達(dá)99.3%，壓力損失低于1.10%，說(shuō)明TIB的燃燒性能好，燃燒穩(wěn)定。

（2）AC結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒效率和壓力損失的影響較小，而對(duì)燃燒室內(nèi)溫度場(chǎng)分布影響較大。

（3）采用垂直AC結(jié)構(gòu)的TIB，燃油在穩(wěn)焰AC內(nèi)便開(kāi)始劇烈燃燒，出口截面溫度分布曲線符合燃燒室設(shè)計(jì)要求，即對(duì)應(yīng)的渦輪葉片兩端溫度低。

（4）采用垂直AC結(jié)構(gòu)的TIB，HC的排放量最小。

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