吳 森，張智博，鄭洪濤，王續(xù)陶

（1.海軍駐沈陽地區(qū)發(fā)動機專業(yè)軍事代表室，沈陽110015；2.哈爾濱工程大學(xué)動力與能源工程學(xué)院，哈爾濱150001；3.遼寧省實驗中學(xué)，沈陽110841）

間冷對燃氣輪機燃燒室性能的影響

吳 森1，張智博2，鄭洪濤2，王續(xù)陶3

（1.海軍駐沈陽地區(qū)發(fā)動機專業(yè)軍事代表室，沈陽110015；2.哈爾濱工程大學(xué)動力與能源工程學(xué)院，哈爾濱150001；3.遼寧省實驗中學(xué)，沈陽110841）

間冷循環(huán)可使燃氣輪機功率提高且耗油率降低，但由于間冷的介入，燃燒室的噴油量和容熱負荷會大幅增加，這必然導(dǎo)致燃燒室性能的惡化。采用數(shù)值模擬的方法，對比研究了在標(biāo)準(zhǔn)工況和間冷后增容工況下燃燒室冷態(tài)流場和燃燒性能的差異，并提出組合渦誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)以解決間冷給燃燒室?guī)淼膯栴}。結(jié)果表明：間冷后壓力損失增加了135%，燃燒后高溫區(qū)偏心嚴重，燃燒效率、出口溫度分布系數(shù)等明顯降低；使用組合渦誘導(dǎo)控制結(jié)構(gòu)后燃燒效率可提高1.6%，且出口溫度分布改善明顯。

燃氣輪機；燃燒室；間冷循環(huán)；燃燒性能；組合渦誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)

0 引言

燃氣輪機是1種將燃料的化學(xué)能轉(zhuǎn)變?yōu)闄C械能的燃燒式動力機械[1-2]，已被廣泛地應(yīng)用于航空、艦船、電力、石油等諸多工業(yè)領(lǐng)域[3-4]，其技術(shù)水平也在不斷發(fā)展[5-6]，但在船舶領(lǐng)域，尤其是對機動性要求很高的大型船舶上，若僅依靠燃氣輪機的簡單循環(huán)，在功率覆蓋上尚不能很好地滿足技術(shù)需要。間冷循環(huán)可使燃氣輪機具有結(jié)構(gòu)相對簡單、功率及效率明顯提高、技術(shù)可靠性強等優(yōu)點，因此，被認為是對原型機進行改造的重要可行方法之一。但是由于改造過程中對壓氣機和渦輪進行了重新匹配，壓比、空氣流量等參數(shù)提高的同時，燃燒室的噴油量也會大幅度增加，必然會引起一系列問題并影響燃燒室性能。

一些應(yīng)用在其他領(lǐng)域的結(jié)構(gòu)可能會對本文的燃燒室優(yōu)化設(shè)計提供一定的參考。波瓣結(jié)構(gòu)可以誘導(dǎo)出多種流場形式，那么其在燃燒室中或許可以強化燃料和空氣的摻混，對燃燒室產(chǎn)生積極作用。文獻[7-9]圍繞花瓣燃燒器以數(shù)值模擬為手段研究了穩(wěn)燃性能和工作原理，并從理論上分析了冷態(tài)流場、顆粒場和火焰發(fā)展過程；文獻[10-12]數(shù)值模擬了某型渦扇發(fā)動機的波瓣強迫混合排氣系統(tǒng)，分別得到了波瓣長度以及擴張角不變時，不同穿透率模型的流場和渦量場的變化規(guī)律以及改變穿透率對強迫排氣系統(tǒng)混合性能的影響；文獻[13]數(shù)值模擬研究了波瓣混合器射流3維定常摻混流場，得到了波瓣混合器加速射流摻混過程的作用原理；文獻[14]以飛行器紅外隱身技術(shù)為背景，對波瓣混合器和小突片在流場中的作用機理與應(yīng)用前景進行了系統(tǒng)研究；文獻[15-16]表明，波瓣混合器除能形成流向渦，加速射流摻混、降低油耗外，還可以有效降低發(fā)動機噪聲水平，減少紅外輻射等。

本文首先對比分析標(biāo)準(zhǔn)工況和間冷后增容工況下燃燒室冷態(tài)流場和燃燒性能的差異，然后參考波瓣結(jié)構(gòu)提出組合渦誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)，對燃燒室頭部重新進行流場組織，并對比研究該結(jié)構(gòu)的存在與否對燃燒特性的影響。

1 燃燒室建模和網(wǎng)格劃分

本文研究的某型航空發(fā)動機環(huán)形燃燒室主要由擴壓器、旋流器、主燃孔、燃油噴嘴等基本構(gòu)件組成。采用的環(huán)形燃燒室，其沿周向均勻分布了20個頭部。由于模型的周期性，取其中1個頭部進行幾何建模。使用Pro/E 4.0軟件生成了3維模型，其基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。然后使用ICEM CFD 12.0軟件采用6面體核心網(wǎng)格技術(shù)進行了網(wǎng)格劃分，并在旋流器等存在局部細節(jié)幾何的部分進行網(wǎng)格加密。環(huán)形燃燒室中截面網(wǎng)格形式如圖2所示。

圖1 環(huán)形燃燒室?guī)缀文Ｐ?/p>

圖2 環(huán)形燃燒室中截面網(wǎng)格

2 數(shù)學(xué)模型及邊界條件

計算中考慮了湍流對連續(xù)相燃料的影響及由溫度梯度引起的熱泳力；忽略了重力和輻射的影響。使用的數(shù)學(xué)模型主要有：質(zhì)量守恒定律

動量守恒定律

能量守恒定律

組分輸運方程

邊界條件：該型燃機燃燒室標(biāo)準(zhǔn)工況時進口空氣流量為3 kg/s、溫度為796 K；油氣比為0.0183；壓比為33。本文模擬的間冷循環(huán)增容工況進口空氣流量為5 kg/s、溫度為596 K；油氣比為0.022；壓比為42。出口為壓力出口，噴嘴為直徑1mm的空心錐圓錐霧化噴嘴，使用了Rosin-Rammler分布模擬液滴的霧化顆粒尺寸分布；火焰筒壁面為無滑移絕熱壁面。

3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

在數(shù)值模擬中，網(wǎng)格的數(shù)量會對計算結(jié)果產(chǎn)生重要影響：網(wǎng)格數(shù)量過少，可能會使計算精度較低或無法捕捉某些關(guān)鍵特征；網(wǎng)格數(shù)量過多，又會浪費計算資源。因此有必要進行網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果影響的無關(guān)性分析，找到適用于研究對象的最佳無關(guān)網(wǎng)格數(shù)。

對于燃燒室來說，一般進行網(wǎng)格無關(guān)性分析時，需要監(jiān)測出口平均溫度和燃燒效率的平均值及變化率，而且還需要對燃燒室內(nèi)部參數(shù)進行監(jiān)測以更全面的確定合適網(wǎng)格數(shù)。因此，監(jiān)測了9種不同網(wǎng)格數(shù)（從2100314到4415871）時中軸線上A、B 2點處CO2質(zhì)量分數(shù)、出口平均溫度和燃燒效率的值及變化率，計算結(jié)果見表1。從表中可見，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為3605722時，B點處CO2的質(zhì)量分數(shù)和燃燒效率變化率小于1%，此時可以認為這2個參數(shù)隨網(wǎng)格已呈現(xiàn)無關(guān)性變化；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為3891140時，A點處CO2的質(zhì)量分數(shù)變化率和出口平均溫度的變化率小于1%，達到網(wǎng)格無關(guān)狀態(tài)。為兼顧對以上參數(shù)的精確預(yù)測，最終選定網(wǎng)格數(shù)為3891140，經(jīng)計算，收斂精度達到了10-5以下。

A、B 2點的選擇依據(jù)是：首先給出中軸線上CO2質(zhì)量分數(shù)分布曲線（如圖3所示），觀察得知，A、B 2點是該曲線的拐點。雖然不同網(wǎng)格數(shù)時CO2質(zhì)量分數(shù)分布曲線不會重合，但是A、B 2點的位置應(yīng)該不會發(fā)生太大改變，因此這2個點對應(yīng)的X軸向位置有一定代表性。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

圖3 中軸線上CO2質(zhì)量分數(shù)分布

4 標(biāo)準(zhǔn)工況與增容工況對比分析

4.1 冷態(tài)流場對比

在標(biāo)準(zhǔn)工況和增容工況下中截面上的流線分別如圖4、5所示，從圖中可見，不同工況下原型燃燒室旋流器后方都能產(chǎn)生2個規(guī)則的回流區(qū)，可以使燃燒后的火焰穩(wěn)定在該區(qū)域，既不會被氣流吹熄也無明顯脈動。

圖4 標(biāo)準(zhǔn)工況下中截面流線

圖5 增容工況下中截面流線

在標(biāo)準(zhǔn)工況和增容工況下壓力損失對比見表2。從表中可見：在增容工況下壓力損失大幅增加（比標(biāo)準(zhǔn)工況下增加了135%），一般情況下，燃燒室總壓損失每增加1%，油耗也會增加1%，那么增容后如果不進行任何結(jié)構(gòu)或參數(shù)上的改變，過高的油耗是不可接受的。

表2在標(biāo)準(zhǔn)工況和增容工況下的壓力損失對比

4.2 燃燒場對比

在燃燒狀態(tài)的標(biāo)準(zhǔn)工況和增容工況下的中截面溫度場分別如圖6、7所示。從圖中可見，原型機在標(biāo)準(zhǔn)工況下主燃區(qū)范圍較大，高溫區(qū)域最大直徑基本與燃燒室火焰筒內(nèi)徑相同，火焰形態(tài)飽滿；在增容工況下，原型機高溫區(qū)偏心嚴重，火焰形態(tài)較不規(guī)則，出口溫度從1008 K至1257 K變化，均勻性較差，勢必會對渦輪壽命造成惡劣影響。

圖6 在標(biāo)準(zhǔn)工況下中截面溫度場

圖7 在增容工況下中截面溫度場

在標(biāo)準(zhǔn)工況和增容工況下垂直來流方向的溫度場分別如圖8、9所示，從左至右分別為X方向上70、80、90mm處的結(jié)果。從圖中可見，在標(biāo)準(zhǔn)工況下，高溫區(qū)集中在截面中心，且范圍隨X距離的增加逐漸擴大，與燃燒室常規(guī)燃燒情況相符合。在增容工況下，高溫區(qū)呈現(xiàn)不規(guī)則形狀，且在壁面附近也會出現(xiàn)高溫區(qū)域，燃燒效果不理想。

圖8 在標(biāo)準(zhǔn)工況下垂直來流方向的溫度場

圖9 在增容工況下垂直來流方向的溫度場

在標(biāo)準(zhǔn)工況下中截面上燃料和氧氣的組分分布分別如圖10、11所示，從圖中可見，在標(biāo)準(zhǔn)工況下燃料分布均較為規(guī)則，與數(shù)值模擬時使用的空心錐圓錐霧化噴嘴液滴分布的理論狀態(tài)相符；氧氣濃度分布與燃料分布基本一致。在增容工況下中截面上燃料和氧氣的組分分布分別如圖12、13所示，從圖中可見，在增容工況下，燃料和氧氣分布明顯偏心，說明在較高的噴油量和空氣流量下，燃料與空氣的流場組織都出現(xiàn)了問題，原型機已經(jīng)不能很好的滿足增容工況的需求了。

圖10 在標(biāo)準(zhǔn)工況下中截面上燃料組分分布

圖11 在增容工況下中截面上燃料組分分布

圖12 在標(biāo)準(zhǔn)工況下中截面上氧氣組分分布

圖13 在增容工況下中截面上氧氣組分分布

在原型燃燒室標(biāo)準(zhǔn)工況和增容工況下的性能參數(shù)對比見表3。從表中可見，在原型燃燒室增容工況下各項性能都比標(biāo)準(zhǔn)工況的略差，其中出口徑向溫度分布系數(shù)更是超出了燃燒室性能要求，因此有必要對增容后的燃燒室進行詳細的流場組織和結(jié)構(gòu)參數(shù)研究，使增容后的燃燒室也能滿足常規(guī)先進燃燒室的性能要求。

表3 在標(biāo)準(zhǔn)工況和增容工況下的性能參數(shù)對比

5 組合渦誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)對燃燒性能的影響

由于燃燒室進口氣流速度較大，為了不使火焰在高速狀態(tài)下被吹熄，現(xiàn)役燃氣輪機燃燒室中主要靠旋流器誘導(dǎo)周向渦并以此產(chǎn)生回流區(qū)以穩(wěn)定火焰。傳統(tǒng)旋流器冷態(tài)流場周向渦流線如圖14所示。從圖中可見，在垂直于氣流來流方向的截面上，周向渦所占空間相對于燃燒室來說范圍較小，燃料和空氣在相對較小的范圍內(nèi)進行摻混，由此帶來了幾何空間利用率相對較低、容積負荷相對較小等問題，制約了燃燒室性能進一步提升。

設(shè)計了1種組合渦誘導(dǎo)控制結(jié)構(gòu)：將旋流器和波瓣結(jié)構(gòu)組合（如圖15所示），保持旋流器使進口高速氣流產(chǎn)生預(yù)旋，并降低進口氣流速度，同時誘導(dǎo)出回流區(qū)，將氣流和燃料穩(wěn)定在回流區(qū)內(nèi)，防止火焰被高速氣流吹熄；設(shè)置波瓣結(jié)構(gòu)是與旋流器共同誘導(dǎo)產(chǎn)生3維組合流向渦，可加強燃料與空氣摻混作用，并擴大回流區(qū)范圍，提高燃燒室空間利用率。

圖14 傳統(tǒng)旋流器冷態(tài)流場周向渦流線

圖15 組合渦誘導(dǎo)控制結(jié)構(gòu)

組合渦誘導(dǎo)控制結(jié)構(gòu)放置在燃氣輪機燃燒室后，中截面溫度分布和垂直來流截面溫度分布分別如圖16、17所示。

從圖16中可見，使用該結(jié)構(gòu)，在增容工況下燃燒室也能達到與原型機幾乎相同的燃燒效果，高溫區(qū)幾乎充滿旋流器后、主燃孔前的全部區(qū)域，燃燒室空間利用效果較好，壁面附近溫度約1100 K，滿足材料長期使用要求。從圖17中可見，從X=90mm處至X=110mm處，高溫區(qū)范圍逐漸增大，在垂直來流截面方向?qū)θ紵铱臻g利用的率較好。

圖16 組合渦誘導(dǎo)控制結(jié)構(gòu)中截面溫度分布

圖17 組合渦誘導(dǎo)控制結(jié)構(gòu)垂直來流截面溫度分布

為精確對比該結(jié)構(gòu)對燃燒室燃燒性能的影響，不同情況下的部分關(guān)鍵性能參數(shù)見表4。從表中可見，該結(jié)構(gòu)在增容工況下表現(xiàn)良好，已能使燃燒室克服原型機增容后帶來的性能急劇惡化的問題，使增容后的燃燒室性能滿足燃燒室的合理性能要求，如在火焰長度方面，使用新結(jié)構(gòu)后從112mm減小到103mm，如果火焰長度增加，高溫區(qū)域會向燃燒室出口方向移動，并且火焰長度超過燃燒室性能的要求值會導(dǎo)致燃燒室性能下降，甚至危及渦輪葉片壽命。

表4 不同情況下燃燒室性能對比

6 結(jié)論

（1）相對于標(biāo)準(zhǔn)工況，在增容工況下冷態(tài)流場的中截面流線基本沒有變化，但壓力損失增加了135%，燃燒后高溫區(qū)偏心嚴重，燃料和空氣的摻混效果不好，燃燒效率、出口溫度分布、出口徑向溫度分布等性能參數(shù)明顯降低；

（2）使用組合渦誘導(dǎo)控制結(jié)構(gòu)后燃燒室空間利用效果較好，壁面附近溫度約1100 K，可滿足材料長期使用要求；

（3）組合渦誘導(dǎo)控制結(jié)構(gòu)可使原型機在增容工況下的燃燒效率提高1.6%，且出口溫度分布改善明顯。

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（編輯：張寶玲）

Effect of Intercooled Cycle on Performance of Gas Turbine Combustor

WU Sen1，ZHANG Zhi-bo2，ZHENG Hong-tao2，WANG Xu-tao3
（1.Navy Consumer Representative Office of Engine in Shenyang，Shenyang 110015，China；2.College of Power and Energy Engineering，Harbin Engineering University，Harbin 150001，China；3.Liaoning Province Shiyan High School，Shenyang 110841,China）

Intercooled Cycle（IC）could enhance the power of gas turbine and decrease the fuel consumption.Provided the intervening of IC，it increases fuel-injection quantity and volumetric heat intensity,and it leads to bad performance of the combustor.Cold flow field and combustion performance of standard condition and capacity-increase condition were compared with numerical simulation methods.And then combined vortex induced device to solve aforementioned problems were given.The result shows that under IC condition，once pressure loss increases 135%，high-temperature region is eccentric，and combustion efficiency and outlet temperature distribution factor are decreasing.Using combined vortex induced device，the combustion efficiency was increased 1.6%，and outlet temperature distribution was improved obviously.

gas turbine;combustor;intercooled cycle;combustion performance;combined vortex induced device

V 231.1

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2015.05.003

2014-12-09 基金項目：燃氣輪機工程研究項目資助

吳森（1982），男，博士，工程師，從事航空發(fā)動機監(jiān)造及質(zhì)量管理工作；woserwusen201@sina.com。

吳森，張智博，鄭洪濤，等.間冷對燃氣輪機燃燒室性能的影響[J].航空發(fā)動機，2015，41（5）：14-19.WUSen，ZHANGZhibo，ZHENGHongtao，etal. Effect ofintercooled cycle on performance ofgas turbine combustor [J].Aeroengine，2015，41（5）：14- 19.