朱冬清，吳鵬龍，金仁瀚，李鵬飛，劉 勇

（南京航空航天大學(xué)江蘇省航空動(dòng)力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210016）

0 引言

隨著現(xiàn)代航空發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)整體性能要求的提高，燃燒穩(wěn)定性引起了廣泛關(guān)注。燃燒不穩(wěn)定性在航空發(fā)動(dòng)機(jī)主燃燒室及加力燃燒室、燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室、火箭發(fā)動(dòng)機(jī)和工業(yè)鍋爐等各種燃燒系統(tǒng)中經(jīng)常出現(xiàn)。這種現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致燃燒裝置乃至整個(gè)系統(tǒng)劇烈振動(dòng)，熱負(fù)荷增大，嚴(yán)重時(shí)還會(huì)造成系統(tǒng)部件損傷和破壞。對(duì)于高能量密度燃燒室的燃燒不穩(wěn)定性，主要是受到燃燒室進(jìn)口速度畸變和燃油脈動(dòng)作用的影響。由于航空發(fā)動(dòng)機(jī)在使用中經(jīng)常遇到噴嘴的燃油噴射的壓力和速率、供油泵轉(zhuǎn)速不穩(wěn)定、燃料控制系統(tǒng)響應(yīng)滯后等引起的燃油質(zhì)量流量的隨機(jī)性變動(dòng)，導(dǎo)致霧化分布、反應(yīng)放熱的波動(dòng)（即燃油脈動(dòng)），另外壓氣機(jī)出口到流入火焰筒的流路上各構(gòu)件對(duì)流路的影響，及燃燒室內(nèi)不穩(wěn)定的釋熱率引起進(jìn)氣壓力和速度沿周向、徑向分布的隨機(jī)波動(dòng)（即進(jìn)口速度畸變）。不少國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其不穩(wěn)定性因素進(jìn)行了研究。張均勇等[1-2]分析了熱聲耦合作用能使燃燒室產(chǎn)生不穩(wěn)定性燃燒，在低于慢車或慢車狀態(tài)下，燃燒室內(nèi)速度脈動(dòng)、壓力脈動(dòng)和釋熱率脈動(dòng)都是產(chǎn)生燃燒不穩(wěn)定性的因素；顧銘企[3]試驗(yàn)研究了燃燒室3種徑向畸變進(jìn)口和1種周向畸變進(jìn)口對(duì)出口溫度分布的影響，認(rèn)為燃燒室進(jìn)口流場(chǎng)畸變對(duì)出口徑向溫度場(chǎng)剖面影響較大；文獻(xiàn)[4]利用在燃燒室進(jìn)口放置流阻棍的方法，試驗(yàn)研究了特定的徑向速度分布對(duì)燃燒室溫度場(chǎng)的影響；文獻(xiàn)[5-9]研究了火焰的動(dòng)力學(xué)特性和試驗(yàn)工況對(duì)火焰結(jié)構(gòu)的影響，表明燃燒不穩(wěn)定的頻率與燃油脈動(dòng)的頻率相一致，而且燃油脈動(dòng)對(duì)燃燒室壓力振蕩有很大影響。

本文采用在燃燒室進(jìn)口上游一定距離加擋板來(lái)模擬進(jìn)口速度分布，在CFD中添加自定義函數(shù)（UDF）將燃油脈動(dòng)模型和燃燒室進(jìn)口速度畸變流場(chǎng)耦合，實(shí)現(xiàn)了存在燃油脈動(dòng)和進(jìn)氣畸變這種不穩(wěn)定燃燒過(guò)程的近似計(jì)算，分析了燃油脈動(dòng)在不同進(jìn)口速度流場(chǎng)中對(duì)燃燒室溫度場(chǎng)的影響。

1 幾何模型與計(jì)算模型

1.1 幾何模型

燃燒室網(wǎng)格模型如圖1所示。該模型采用某新型短環(huán)直流燃燒室，燃燒室火焰筒頭部安裝有周向均勻分布的3級(jí)徑向旋流器，每個(gè)旋流器的中心有1個(gè)離心式噴嘴。火焰筒的內(nèi)外環(huán)有若干道氣膜，內(nèi)外壁面上分別有周向均勻分布的主燃孔和摻混孔。由于整個(gè)燃燒室內(nèi)的流動(dòng)具有對(duì)稱性和周期性，選取燃燒室網(wǎng)格模型如圖1所示。圖中包含1個(gè)旋流器在中間的燃燒室扇形作為計(jì)算區(qū)域。

圖1 燃燒室網(wǎng)格模型

1.2 燃燒室進(jìn)口速度畸變模型

進(jìn)口速度畸變模型如圖2所示。在燃燒室進(jìn)口上游一定距離加擋板來(lái)模擬進(jìn)口速度分布，如圖2（a）所示，通過(guò)改變上下?lián)醢宓母叨犬a(chǎn)生不同的徑向速度分布；在燃燒室進(jìn)口上游一定距離加1/10擋板，擋板位于進(jìn)口一側(cè)，如圖2（b）所示，在周向上加擋板可以產(chǎn)生不同的周向速度分布[10-11]。

1.3 燃油脈動(dòng)模型

依據(jù)航空燃油齒輪泵的轉(zhuǎn)速特征的試驗(yàn)研究，本文模擬了2種波形的燃油脈動(dòng)，脈動(dòng)持續(xù)時(shí)間均為0.04s，燃油流量脈動(dòng)值分別為0.6和1.0g/s。燃油脈動(dòng)的變化規(guī)律如圖3所示[12]。采取在CFD中嵌入U(xiǎn)DF程序的方式，把燃油流量與時(shí)間的函數(shù)關(guān)系耦合進(jìn)去[13]。

圖2 進(jìn)口速度畸變模型

圖3 燃油脈動(dòng)規(guī)律模型

1.4 計(jì)算邊界條件

燃燒室進(jìn)口邊界設(shè)置為質(zhì)量進(jìn)口，給定進(jìn)口溫度和空氣流量；出口邊界設(shè)置為質(zhì)量出口；燃燒室壁面均設(shè)置為固體界面邊界條件；由于周向?qū)ΨQ，采用對(duì)稱性邊界條件；采用離心式噴嘴，燃油噴射角度為60°，噴射燃油壓力為3.6MPa，穩(wěn)態(tài)燃油流量為11.8g/s；基于所需壓力，采用分離求解器，運(yùn)用2階迎風(fēng)差分格式及SMPLE壓力速度耦合算法進(jìn)行模擬計(jì)算，計(jì)算工況見(jiàn)表1。

表1 計(jì)算工況

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果

航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪葉片的可靠性及壽命直接關(guān)系到發(fā)動(dòng)機(jī)安全性，而燃燒室出口溫度及分布正是影響渦輪葉片性能的重要因素之一，因此要求燃燒室出口溫度不僅要滿足良好的均勻程度，而且要滿足渦輪葉片所要求的徑向溫度分布。當(dāng)前通用的出口溫度分布品質(zhì)指標(biāo)有2種：出口溫度分布系數(shù)（FOTDF）和徑向溫度分布系數(shù)（FRTDF）。一般理想要求FOTDF≤0.2~0.3，F(xiàn)RTDF≤0.08~0.12。

出口溫度分布系數(shù)（FOTDF）：燃燒室出口截面燃?xì)庾罡邷囟扰c平均溫度的差值和燃燒室溫升的比值即

徑向溫度分布系數(shù)（FRTDF）：燃燒室出口截面同一半徑上各點(diǎn)溫度取算術(shù)平均后，其最高平均徑向溫度與出口平均溫度之差和燃燒室溫升的比值即

式中：TT4rmax為出口最高平均徑向溫度；TT4max為出口最高溫度；Tˉt4為出口平均溫度；Tˉt3為進(jìn)口平均溫度[14]。

穩(wěn)態(tài)燃燒室出口溫度特征參數(shù)見(jiàn)表2。從表中可見(jiàn)，燃燒室出口的FOTDF和FRTDF值符合理想要求，加之如圖4所示的均勻進(jìn)口中心截面溫度分布中的峰值存在于葉高的2/3處，根據(jù)理論分析和顧銘企[3]等相關(guān)試驗(yàn)驗(yàn)證，穩(wěn)態(tài)模擬的出口溫度場(chǎng)比較均勻，反映出此新型燃燒室穩(wěn)態(tài)計(jì)算的合理性，達(dá)到一般理想要求。

圖4 均勻進(jìn)口中心截面溫度

表2 穩(wěn)態(tài)燃燒室出口溫度特征參數(shù)

2.2 均勻進(jìn)口中燃油脈動(dòng)結(jié)果分析

燃油脈動(dòng)模型在均勻進(jìn)口流場(chǎng)中的燃燒室出口最高溫度、最大徑向溫度和出口平均溫度隨燃油脈動(dòng)的變化趨勢(shì)如圖5所示。從圖中可見(jiàn)，以上3種燃燒室出口溫度參數(shù)隨燃油脈動(dòng)變化規(guī)律呈現(xiàn)出相似的變化規(guī)律，但是在時(shí)間上具有一定的滯后性。而且燃燒室出口溫度參數(shù)在這個(gè)周期內(nèi)的2個(gè)峰值分別在第0.024和0.064s時(shí)刻出現(xiàn)，而不是出現(xiàn)在供油量所對(duì)應(yīng)的第0.02和0.06s時(shí)刻；在燃油脈動(dòng)第2個(gè)波形內(nèi)第0.04s時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的出口溫度參數(shù)值要大于在第0.044s時(shí)刻的值，表明響應(yīng)具有滯后性，燃燒室高溫區(qū)能量擴(kuò)散輸運(yùn)至出口對(duì)出口溫度參數(shù)產(chǎn)生影響需要一定的時(shí)間，這一時(shí)刻的溫度場(chǎng)會(huì)受到上一時(shí)刻供油量的影響。

圖5 供油量和出口截面溫度參數(shù)隨時(shí)間的變化

在第0.01、0.03、0.05和0.07s時(shí)刻，燃燒室的供油量與穩(wěn)態(tài)計(jì)算的供油量相同，都為11.8g/s。4個(gè)時(shí)刻的燃油脈動(dòng)模型在均勻進(jìn)口中的燃燒室出口溫度沿徑向分布曲線如圖6所示。與穩(wěn)態(tài)相比，燃油脈動(dòng)的存在使得出口溫度沿徑向的分布不均勻性增大，在葉高11%、21%的葉根處存在高溫點(diǎn)，致使葉片產(chǎn)生不合理的溫差，影響渦輪部件的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。但是燃油脈動(dòng)并沒(méi)改變出口徑向溫度分布峰值的徑向位置（葉高73%時(shí)）。

圖6 脈動(dòng)耦合均勻燃燒室出口溫度分布曲線

脈動(dòng)耦合均勻燃燒室出口溫度特征參數(shù)見(jiàn)表3。從表中可見(jiàn)，燃油脈動(dòng)的存在使摻混孔截面最高溫度比主燃孔截面最高溫度高了30K。而且與穩(wěn)態(tài)相比，4個(gè)時(shí)刻的出口溫度參數(shù)基本保持不變，只是降低了主燃孔截面最高溫度，提高了摻混孔截面最高溫度。但是FOTDF和FRTDF都有一定程度的波動(dòng)，最大波動(dòng)分別為5.31%、55.19%，而4個(gè)時(shí)刻中出口最高溫度最大波動(dòng)為1.47%。

表3 脈動(dòng)耦合均勻燃燒室出口溫度特征參數(shù)

2.3 徑向速度畸變中燃油脈動(dòng)結(jié)果分析

燃油脈動(dòng)模型在徑向畸變進(jìn)口流場(chǎng)中的燃燒室出口最高溫度、最大徑向溫度和出口平均溫度隨燃油脈動(dòng)的變化趨勢(shì)如圖7所示，從圖中可見(jiàn)，出口溫度參數(shù)隨燃油脈動(dòng)變化規(guī)律也呈現(xiàn)出相似的變化規(guī)律，在時(shí)間上也具有一定的滯后性。出口溫度參數(shù)在這一周期內(nèi)的2個(gè)峰值分別出現(xiàn)在0.22和0.62s時(shí)刻，比燃油脈動(dòng)在均勻進(jìn)口中的滯后時(shí)間短0.02s。與圖5相比，由于受到徑向速度畸變進(jìn)口流場(chǎng)的影響，燃油脈動(dòng)引起的出口溫度參數(shù)波動(dòng)趨于平坦，徑向畸變使得出口平均溫度降低、最高溫度升高明顯、最大平均徑向溫度基本一致。

圖7 供油量和出口截面溫度參數(shù)隨時(shí)間的變化

4個(gè)時(shí)刻的燃油脈動(dòng)模型在徑向畸變進(jìn)口中的燃燒室出口溫度沿徑向分布曲線如圖8所示。與穩(wěn)態(tài)相比，葉根處平均溫度降低，不存在高溫點(diǎn)，出口溫度徑向分布的峰值在葉高78%處，向葉尖移動(dòng)5%左右。在峰值兩側(cè)隨著葉高百分比的增加或減小，溫度分布呈現(xiàn)不同斜率的線性遞減。說(shuō)明出口溫度分布不均勻，出口溫度品質(zhì)降低，影響渦輪葉片的使用壽命。

圖8 脈動(dòng)耦合徑向燃燒室出口溫度分布曲線

脈動(dòng)耦合徑向燃燒室出口溫度特征參數(shù)見(jiàn)表4，從表中的脈動(dòng)耦合徑向燃燒室出口溫度特征參數(shù)，與只受徑向畸變進(jìn)口相比，燃油脈動(dòng)的存在不僅降低了主燃孔和摻混孔的最高溫度，而且使得出口最高溫度升高了300K，基本與摻混孔最高溫度相同，說(shuō)明燃油脈動(dòng)的存在使得在摻混孔之后一定距離的區(qū)域出現(xiàn)了不合理的燃燒高溫區(qū)。在燃油脈動(dòng)和徑向速度畸變進(jìn)口耦合之后，從燃燒室溫度品質(zhì)指標(biāo)FOTDF和FRTDF數(shù)據(jù)可知，與穩(wěn)態(tài)相比，出口溫度分布波動(dòng)較大，分別升高了210.3%、220.9%，而出口最高溫度升高了18.23%。

表4 脈動(dòng)耦合徑向燃燒室出口溫度特征參數(shù)

2.4 周向速度畸變中燃油脈動(dòng)結(jié)果分析

燃油脈動(dòng)模型在周向畸變進(jìn)口流場(chǎng)中的燃燒室出口最高溫度、最大徑向溫度和出口平均溫度隨燃油脈動(dòng)的變化趨勢(shì)如圖9所示。從圖中可見(jiàn)，出口溫度參數(shù)在這一周期內(nèi)的2個(gè)峰值分別出現(xiàn)在0.24和0.64s時(shí)刻，與燃油脈動(dòng)在均勻進(jìn)口中的滯后時(shí)間相同。說(shuō)明在周向畸變進(jìn)口流場(chǎng)中并沒(méi)改變出口溫度對(duì)燃油脈動(dòng)的響應(yīng)速率。與圖5中對(duì)應(yīng)時(shí)刻溫度相比，除了出口平均溫度基本保持不變之外，最高平均徑向溫度和最高溫度都有明顯升高。而與圖7相比，出口平均溫度與最高徑向溫度都升高，但是最高溫度明顯降低。加之最高溫度曲線上紅色框內(nèi)數(shù)據(jù)點(diǎn)分布不規(guī)律，對(duì)燃油脈動(dòng)規(guī)律響應(yīng)變差，均說(shuō)明在周向速度畸變流場(chǎng)下燃油脈動(dòng)對(duì)出口最高溫度的影響程度降低。

圖9 供油量和出口截面溫度參數(shù)隨時(shí)間的變化

4個(gè)時(shí)刻的燃油脈動(dòng)模型在周向畸變進(jìn)口中的燃燒室出口溫度沿徑向分布曲線如圖10所示。與穩(wěn)態(tài)相比，葉根處平均溫度降低，不存在高溫點(diǎn)，而且出口溫度徑向分布的峰值在葉高80%處，向葉尖移動(dòng)7%。在葉高10%～40%的葉根區(qū)域溫度分布比較均勻，而在葉高40%～95%的葉尖區(qū)域呈現(xiàn)出峰值兩側(cè)溫度分布線性遞減的分布。同樣說(shuō)明此區(qū)域溫度分布不均勻。

圖10 脈動(dòng)耦合周向燃燒室出口溫度分布曲線

表5 脈動(dòng)耦合周向燃燒室出口溫度特征參數(shù)

脈動(dòng)耦合周向燃燒室出口溫度特征參數(shù)見(jiàn)表5。從表中可見(jiàn)，燃油脈動(dòng)和周向速度畸變進(jìn)口的相互作用不僅降低了主燃孔和摻混孔截面的溫度，而且使主燃孔截面的溫度降低190K，造成摻混孔截面最高溫度高于主燃孔截面最高溫度。這是因燃油脈動(dòng)引起的燃燒的不穩(wěn)定性使高溫區(qū)分布不合理所造成的。與穩(wěn)態(tài)相比，燃燒室溫度品質(zhì)指標(biāo)FOTDF和FRTDF分別波動(dòng)61.2%、192.4%。而燃燒室的出口最高溫度比穩(wěn)態(tài)升高100K左右，波動(dòng)幅度為6.9%。

3種工況下對(duì)應(yīng)的3個(gè)出口溫度特征參數(shù)（出口最高溫度、FOTDF、FRTDF）的波動(dòng)見(jiàn)表6。從表中可見(jiàn)，3個(gè)特征參數(shù)中最容易受到燃油脈動(dòng)影響的是FRTDF。燃油脈動(dòng)在周向速度畸變進(jìn)口中對(duì)出口溫度分布的影響程度明顯小于燃油脈動(dòng)在徑向速度畸變進(jìn)口中對(duì)出口溫度分布的影響程度，但要比燃油脈動(dòng)在均勻進(jìn)口中對(duì)出口溫度分布影響程度大。燃油脈動(dòng)和徑向速度畸變進(jìn)口的耦合作用對(duì)出口最高溫度、FOTDF和FRTDF的波動(dòng)分別為18.23%、210.3%、220.9%，明顯大于另外2種工況下的波動(dòng)。可知燃油脈動(dòng)在徑向速度畸變的流場(chǎng)下對(duì)出口溫度分布的影響程度最大。

表6 燃燒室出口特征參數(shù)波動(dòng) %

3 結(jié)論

通過(guò)添加UDF程序?qū)⑷加兔}動(dòng)模型分別與3種燃燒室進(jìn)口速度畸變耦合，進(jìn)行了瞬態(tài)的模擬計(jì)算，研究燃油脈動(dòng)對(duì)燃燒室溫度場(chǎng)的影響，得到以下結(jié)論：

（1）燃燒室出口溫度參數(shù)隨燃油脈動(dòng)變化呈現(xiàn)出相似的變化規(guī)律，但是在時(shí)間上具有一定的滯后性。因?yàn)槿紵覂?nèi)高溫區(qū)能量擴(kuò)散輸運(yùn)到出口對(duì)出口溫度參數(shù)產(chǎn)生影響需要一定的時(shí)間，這一時(shí)刻的溫度場(chǎng)會(huì)受到上一時(shí)刻供油量的影響。

（2）燃油脈動(dòng)的存在使得主燃孔區(qū)域燃燒不合理，造成主燃孔截面溫度品質(zhì)降低，影響了徑向溫度分布FRTDF，導(dǎo)致燃燒室出口溫度分布惡化。

（3）燃油脈動(dòng)和進(jìn)口速度畸變的存在不僅改變了燃燒室出口溫度場(chǎng)徑向和周向分布，而且導(dǎo)致葉尖和葉根處存在高溫區(qū)，改變出口溫度分布峰值的徑向位置，出口最高溫度、FOTDF和FRTDF參數(shù)惡化，對(duì)渦輪造成不良影響。

（4）比較燃油脈動(dòng)在均勻進(jìn)口、徑向畸變進(jìn)口、周向畸變進(jìn)口3種工況下對(duì)出口溫度品質(zhì)影響程度，從大到小依次為徑向畸變進(jìn)口、周向畸變進(jìn)口、均勻進(jìn)口。

本文的研究結(jié)果可為燃燒室燃燒不穩(wěn)定性研究提供依據(jù)。

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