俞 駿, 周韋韋, 劉景源

(南昌航空大學飛行器工程學院, 南昌 330063)

0 引言

燃燒室內的駐渦是保證燃燒室點火可靠和燃燒穩(wěn)定的措施。目前存在兩種駐渦結構,一種是利用燃燒室壁面的凹腔結構產生駐渦[1-5],另一種是燃燒室內的鈍體結構形成駐渦[6-10]。

對壁面凹腔駐渦的研究,文獻[1]指出在凹腔前后壁面分別向凹腔噴入燃料及吹氣能夠在凹腔內形成雙旋渦結構,凹腔底部的旋渦在燃燒中起穩(wěn)定點火源的作用,凹腔外側靠近主流的旋渦能夠加強主流的冷流與凹腔內熱源的摻混。文獻[2]對凹腔雙駐渦穩(wěn)焰冷態(tài)流場進行了數值和實驗研究,表明存在最佳的凹腔后壁面吹氣速度使得凹腔內的回流區(qū)穩(wěn)定,形成雙渦對結構。文獻[3-5]對凹腔駐渦燃燒室進行了實驗研究。

對于鈍體駐渦,文獻[6]在傳統(tǒng)鈍體結構基礎上提出了一種后鈍體結構改進方案,研究結果表明該方案可使鈍體后的旋渦流動強度增強及溫度增加。文獻[7]的研究表明在前鈍體后部添加導流片形成的穩(wěn)定雙渦對,有利的增強了腔體內的火焰穩(wěn)定及主流與腔內燃氣的摻混。文獻[8]研究表明不同燃料組分對駐渦燃燒室性能及排放均產生影響。文獻[9-10]對鈍體駐渦燃燒室進行了實驗研究。

為了形成穩(wěn)定的雙渦對結構,對凹腔駐渦,需要在其壁面噴射燃料及氣體[1-2];對鈍體駐渦,則需要用導流片等結構措施實現[7]。文中提出了一種三通道進氣結構先進旋渦燃燒室(AVC),研究了三通道進氣結構參數、鈍體尺寸參數間的匹配對形成穩(wěn)定雙渦對的影響,及對燃燒室性能的影響,給出了最優(yōu)結構參數匹配的燃燒室,為工程應用提供參考。

1 計算模型及數值方法

1.1 幾何模型及結構參數

三通道環(huán)形(軸對稱)進氣AVC幾何模型如圖1所示。燃燒室的內徑為700 mm,外徑900 mm,燃燒室長度S=400 mm。圖1中的兩個前鈍體及兩后鈍體的母線尺寸一致。其中前鈍體尺寸為D1×H1=40 mm×30 mm;后鈍體寬度D2=10 mm。

圖1 三通道先進旋渦燃燒室(AVC)模型及尺寸

在不同進氣結構參數下,為保證進氣面積不變,根據環(huán)形燃燒室進氣面積計算公式可知,在兩前鈍體高度H1相等下,只要保證a=c、a+b+c為常數即可。滿足上述要求的進氣結構參數選擇如表1所示。腔體寬度L、后鈍體高度H2與H1比值的選取如表2所示。

表1 進氣結構參數

表2 腔體寬度及后鈍體高度當量比參數

1.2 計算方法及邊界條件

數值模擬方法詳見文獻[7],計算時的化學當量比為0.6。燃燒室進口采用速度入口,大小為60 m/s,進口溫度為300 K;燃燒室出口采用壓力出口,出口壓力為101.325 kPa。

1.3 算例驗證

為驗證所選擇的計算模型及方法的合理性,選擇文獻[11]的實驗進行驗證。不同腔體寬度L時的數值模擬結果與實驗結果對比,如圖2所示(B1、B2分別為前后鈍體高度)。由圖可見,與實驗數據相比,文中的計算較為準確的預測出了總壓損失系數(總壓損失系數σ的定義為燃燒室進出口總壓差與進口總壓的比值)的變化規(guī)律,表明所選取的計算模型及方法滿足精度要求。

圖2 總壓損失系數的實驗結果與計算結果對比

2 計算結果與分析

2.1 燃燒室總壓損失系數分析

圖3(a)～圖3(f)給出了不同L/H1時,燃燒室總壓損失系數與H2/H1及不同進氣結構參數之間的關系曲線。由圖可見:1)燃燒室的總壓損失系數隨H2/H1的增大,呈現先減小后增大的趨勢,并且這種趨勢不受L/H1及進氣結構參數的影響,在各參數下,存在最低的總壓損失系數值;2)隨著H2/H1增大,進氣結構參數對總壓損失系數的影響逐漸減弱(表現在曲線逐漸密集);3)L/H1的增大對燃燒室的總壓損失系數影響較小(進氣結構參數及H2/H1固定不變);4)不同進氣結構參數下的總壓損失系數大小排序為第Ⅰ種進氣最大,第Ⅴ種進氣最小,且排序不隨著H2/H1、L/H1的變化而改變;5)隨著L/H1的變大,不同進氣結構及H2/H1參數下,最大總壓損失系數亦增大。

圖3 不同L/H1時,燃燒室總壓損失系數與進氣結構參數、H2/H1之間的關系曲線

圖4 進氣結構參數Ⅱ,L/H1=0.6時,燃燒室速度云圖及旋渦結構

為闡述圖3中的燃燒室總壓損失系數曲線走向原因,對燃燒室的速度及旋渦結構分布進行分析。由于總壓損失系數曲線走向受進氣結構參數及L/H1的影響較小,以下的分析以第Ⅱ種進氣結構參數、L/H1=0.6為例進行。由圖4(a)～圖4(c)可見,當H2/H1=0.4～0.6時,由于后鈍體高度較小,腔體內均形成大小不一的雙渦對。雙渦對的形成,增大了回流區(qū)面積,從而總壓損失系數較大,同時外側渦對隨H2/H1的增大逐漸減小,致使總壓損失系數曲線先下降;當H2/H1=0.7時,腔體內呈現出不對稱的兩渦,但該渦的外圍流速較大,致使總壓損失增大不明顯。當H2/H1=0.8、0.9時,小渦被大渦擠壓,腔體逐漸被大渦充滿,同時后鈍體后方的渦進一步增大,致使總壓損失系數增大。另外,值得注意的是圖4(a)、圖4(b)的腔體內形成了穩(wěn)定的雙渦對結構。

圖5(a)～圖(f)給出了第Ⅲ種進氣結構參數、H2/H1=0.6時,不同的L/H1下對應的速度云圖及旋渦結構。由圖可見,隨著腔體寬度增加,腔體旋渦區(qū)增大、低速區(qū)減小,但后鈍體后方回流區(qū)減小、低速區(qū)變大。因此,在其他參數不變時,不同的L/H1對總壓損失系數的影響很小。另外,與圖4(a)、圖4(b)類似,圖5(a)、圖5(b)下的參數匹配亦能形成穩(wěn)定的雙渦對結構。

圖5 進氣結構參數III,H2/H1=0.6時,燃燒室速度云圖及旋渦結構

由圖3可知,H2/H1、L/H1的改變對不同進氣結構參數的總壓損失系數趨勢無影響。下面以H2/H1=0.6、L/H1=0.7時不同進氣結構參數所對應的速度云圖及旋渦結構為例,分析不同進氣結構參數下的總壓損失系數情況。由圖6可見,不同進氣結構參數下腔體內渦的結構形態(tài)變化不明顯,且由于H2/H1及L/H1相同,使得各進氣結構參數下腔體內旋渦區(qū)面積及后鈍體后方回流區(qū)大小基本相同,致使各進氣結構參數下,燃燒室總壓損失系數變化不大。但相比其它進氣結構參數,進氣結構參數為第Ⅴ種時,腔體旋渦外圍高流速區(qū)最大,總壓損失系數最小。

圖6 L/H1=0.7,H2/H1=0.6時,燃燒室速度云圖及旋渦結構

2.2 燃燒室燃燒效率分析

圖7(a)～圖7(f)給出了不同L/H1時,燃燒室燃燒效率與H2/H1及不同進氣結構參數之間的關系曲線。由圖可見:1)與總壓損失系數分析結果類似,燃燒效率也是隨著H2/H1增大,呈現先減小后增大的趨勢,并且這種趨勢不受L/H1及不同進氣結構參數的影響;2)不同的進氣結構參數對燃燒效率影響較大,進氣結構參數為第Ⅰ種時燃燒效率最高,為第Ⅲ種時燃燒效率最低,并且該結論不隨H2/H1及L/H1的變化而變化;3)L/H1的變化對燃燒效率影響較小。

由圖7可知,燃燒室的燃燒效率曲線走向隨H2/H1的變化與進氣結構參數及L/H1無關,為闡述燃燒效率曲線變化趨勢,以第Ⅱ種進氣結構參數、L/H1=0.6時的燃燒室湍流強度分布為例進行分析。由圖8可見,隨著H2/H1的增大,后鈍體后方湍流強度變化趨勢與該結構下燃燒室的燃燒效率曲線的趨勢一致,均為先減小后增大。湍流強度的增強能夠加快新鮮混氣和已燃氣體混合,同時,湍流能夠加速熱量及流場中活性粒子的傳輸,從而增大反應燃燒速率。

圖7 不同L/H1時,燃燒室燃燒效率與進氣結構參數、H2/H1之間的關系曲線

圖8 進氣結構參數Ⅱ,L/H1=0.6時,燃燒室湍流強度分布

圖9為第Ⅲ種進氣結構參數、H2/H1=0.6時,不同L/H1對應的燃燒室湍流強度分布。由圖可見,隨著L/H1的增大,高湍流強度區(qū)域變大,有助于腔體熱源向主流傳播及摻混,但后鈍體后方回流區(qū)湍流強度減小。綜上,使得燃燒效率變化不大。

圖10為L/H1=0.7、H2/H1=0.6時,不同進氣結構參數時燃燒室湍流強度分布。由圖可見,在不同進氣結構參數下,只有后鈍體后方區(qū)域湍流強度變化較大。由于燃燒室燃燒主要集中在后鈍體后方,因此,不同進氣結構參數對燃燒室燃燒效率影響較大。進氣結構參數為Ⅰ時,后鈍體后方高湍流強度區(qū)域較大,且高湍流區(qū)接觸的主流較為充分,致使其燃燒效率較其它進氣結構參數要大得多。

圖9 進氣結構參數Ⅲ,H2/H1=0.6時,燃燒室湍流強度分布

圖10 L/H1=0.7,H2/H1=0.6時,燃燒室湍流強度分布

3 不同進氣通道AVC性能對比及分析

3.1 不同進氣通道AVC性能對比

雙通道環(huán)形進氣先進旋渦燃燒室母線圖如圖11所示。為了與三通道進氣結構進行對比研究,雙通道燃燒室的內外徑、長度S、前后鈍體寬度D1、D2均與圖1中的三通道相同;在雙通道進氣面積與三通道相同的約束下,雙通道的上下進氣通道徑向寬度應為a1=c1=20 mm、前鈍體高度為H3=60 mm。雙通道燃燒室的鈍體高度比H4/H3及腔體寬度比L1/H3的取值參照表2選取。

圖11 雙通道進氣先進旋渦燃燒室模型

雙通道進氣AVC的數值模擬方法及邊界條件均與上述三通道進氣結構相同,此處不再贅述。

圖12為能夠形成穩(wěn)定雙渦對下總壓損失系數最小的三通道進氣AVC與取得總壓損失系數最小的雙通道進氣AVC的旋渦分布及溫度分布對比圖。由圖12可見,三通道進氣由于將后鈍體一分為二,降低了單個后鈍體的高度,使得回流區(qū)長度減小。燃燒室回流區(qū)大小是影響燃燒室流動性能的因素,回流區(qū)長度越大,燃燒室氣體流動性越差。

圖12 兩種進氣通道燃燒室流場分布及溫度分布對比

在能夠形成雙渦對的三通道結構前提下,分別以總壓損失系數最小(σmin)及燃燒效率最高(ηmax)為條件的燃燒室性能與雙通道進氣燃燒室性能對比如表3所示。以總壓損失系數最小為衡量標準下,總壓損失系數增大0.29%,燃燒效率提高9.92%;以燃燒效率最高為衡量標準下,總壓損失系數增大0.12%,燃燒效率提高11.59%。

3.2 三通道進氣AVC性能的進一步分析

文中對三通道進氣AVC的研究主要側重于進氣結構參數、H2/H1、L/H1的匹配性研究及對燃燒室性能的影響趨勢分析上。所得到的重要結論是在適當的燃燒室結構參數匹配范圍內能夠形成穩(wěn)定的雙渦對結構,這對燃燒室提升性能的研究具有重要意義。以此三通道進氣AVC為基礎,后續(xù)的工作可以發(fā)展文獻[6-8]的辦法或提出新的措施,全面提升燃燒室性能。另外,計算也表明燃燒室長度增加50%,三通道進氣AVC燃燒效率能夠提高到90%以上。

4 結論

文中運用數值模擬的方法,對所提出的三通道進氣AVC的進氣結構參數、腔體寬高比及后鈍體高度等參數變量對燃燒室性能的影響進行了研究,主要結論如下:

1)三通道進氣AVC,在腔體寬度比L/H1=0.4～0.5、后鈍體高度比H2/H1=0.4～0.7及L/H1=0.6～0.7、H2/H1=0.4～0.5的范圍內,能夠形成穩(wěn)定的雙渦對結構。

2)燃燒室的總壓損失系數及燃燒效率隨著后鈍體高度比H2/H1增大呈現先減小后增大的趨勢,并且這種趨勢不受腔體寬高比L/H1及進氣結構參數的影響;在各參數下,存在最低的總壓損失系數及最高的燃燒效率,即在第Ⅴ種進氣結構參數、H2/H1=0.6、L/H1=0.7時,燃燒室總壓損失系數最小;在第Ⅰ種進氣結構參數、H2/H1=0.9、L/H1=0.9時,燃燒效率最高。

3)不同進氣結構參數下的總壓損失系數及燃燒效率大小的排序,并不隨著H2/H1、L/H1的變化而改變,其中第Ⅴ種進氣結構的總壓損失系數最小,第Ⅰ種進氣的燃燒效率最高。

4)在進氣結構參數及H2/H1一定時,不同的L/H1對燃燒室總壓損失系數及燃燒效率影響較小。

5)不同的進氣結構參數雖然對燃燒室的總壓損失系數的影響較小,但對燃燒效率的影響很大。

6)以燃燒效率最高為衡量標準下,能形成雙渦對下的三通道進氣AVC與雙通道進氣AVC相比,總壓損失系數僅增加0.12%的前提下,卻得到燃燒效率11.59%的大幅提高。

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