解曉東,李本威,伍 恒,李 良

(1.海軍航空工程學(xué)院飛行器工程系， 山東 煙臺 264001； 2.國防大學(xué)聯(lián)合勤務(wù)學(xué)院， 北京 300161)

離心甩油折流燃燒室是一種廣泛應(yīng)用于渦軸發(fā)動機(jī)的燃燒室，由于擁有軸向尺寸小的特點(diǎn)，在結(jié)構(gòu)上能夠與渦軸發(fā)動機(jī)的離心式壓氣機(jī)較好契合。同時(shí)，渦軸發(fā)動機(jī)的工作狀態(tài)大多在20 000 r/min以上，這個(gè)轉(zhuǎn)速所產(chǎn)生的當(dāng)量壓差能夠使離心甩油盤產(chǎn)生非常好的霧化效果，從而使燃燒更加充分。目前國內(nèi)外對甩油盤折流燃燒室的研究并不多。在實(shí)驗(yàn)研究方面，曾川等[1]研究了微型渦噴發(fā)動機(jī)離心甩油折流燃燒室的氣動熱力學(xué)參數(shù)和幾何參數(shù)的設(shè)計(jì)，并通過實(shí)驗(yàn)研究驗(yàn)證了設(shè)計(jì)參數(shù)的合理性。宋雙文等[2]對離心甩油折流燃燒室不同轉(zhuǎn)速下的性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，對燃燒室設(shè)計(jì)提供了參考。Seongman Choi 等[3]在不同的氣體流量、溫度和壓力條件下對離心甩油折流燃燒室進(jìn)行了點(diǎn)火和燃燒特性實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明甩油盤轉(zhuǎn)速和空氣流量是影響該型燃燒室點(diǎn)火的主要因素。從前人的研究中可以看出，對離心甩油折流燃燒室的研究早期主要以霧化性能和燃燒性能試驗(yàn)為主，通過測量燃燒室出口等關(guān)鍵位置個(gè)別點(diǎn)的溫度等熱力學(xué)參數(shù)對燃燒室性能進(jìn)行評估，不能準(zhǔn)確掌握其內(nèi)部流動和燃燒狀態(tài)。近些年隨著計(jì)算流體力學(xué)和計(jì)算燃燒學(xué)的發(fā)展，出現(xiàn)了越來越精確的湍流模型和燃燒模型，可以通過數(shù)值模擬對燃燒室內(nèi)部的三維工作過程進(jìn)行仿真，并根據(jù)結(jié)果對燃燒室內(nèi)的回流、補(bǔ)燃、冷卻過程進(jìn)行分析。在數(shù)值模擬方面，顏應(yīng)文等[4]使用3種燃燒模型對簡化的折流燃燒室的兩相噴霧燃燒流場進(jìn)行了數(shù)值模擬，比較了火焰筒內(nèi)外壁溫度的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值，對燃燒室數(shù)值模擬的燃燒模型選擇有一定的指導(dǎo)作用。許玉堂等[5]發(fā)展了一套數(shù)值模擬軟件，分析了不同湍流模型對折流燃燒室流動過程計(jì)算結(jié)果的影響，對比實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明Wilcoxk-ε模型較為準(zhǔn)確。王瑾[6]使用多孔介質(zhì)模型與甩油盤模型對簡化后的某型折流燃燒室進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到了其冷態(tài)和熱態(tài)下的溫度分布。

綜上所述，隨著計(jì)算精度的提高，數(shù)值模擬在燃燒室特性研究中的作用越來越大。對離心甩油折流燃燒室而言，由于存在渦輪導(dǎo)葉的折流作用，其流動狀態(tài)與一般的環(huán)形燃燒室相比更加復(fù)雜，需將渦輪導(dǎo)葉與燃燒室進(jìn)行一體化仿真。但前人所做的仿真計(jì)算所使用的燃燒室模型沒有考慮渦輪導(dǎo)葉折流對燃燒室內(nèi)部流動狀態(tài)的影響，缺乏對燃燒室外壁摻混孔、補(bǔ)燃孔、進(jìn)氣斗與渦輪折流空氣流量分配的研究。其計(jì)算結(jié)果雖然可以與相應(yīng)的燃燒特性試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，但由于結(jié)構(gòu)差異太大，對于現(xiàn)役的渦軸發(fā)動機(jī)燃燒室特性研究而言參考價(jià)值有限。為此，本文基于三維仿真軟件，建立了某型現(xiàn)役渦軸發(fā)動機(jī)離心甩油燃燒室及渦輪導(dǎo)葉的一體化模型，對其冷態(tài)流動過程及熱態(tài)燃燒特性進(jìn)行了仿真研究，為該型發(fā)動機(jī)性能評估與優(yōu)化提供了技術(shù)支撐。

1 研究對象

1.1 物理模型

本文研究對象為某型渦軸發(fā)動機(jī)所使用的離心甩油折流環(huán)形燃燒室，由于考慮渦輪導(dǎo)向器空心葉片折流的影響，對燃燒室及渦輪導(dǎo)向器進(jìn)行了一體化建模，模型入口為發(fā)動機(jī)軸向擴(kuò)壓器出口。燃燒室外壁前部為旋流板，其上開有三排交錯(cuò)排列的槽口，同時(shí)燃燒室外壁還開有補(bǔ)燃孔、冷卻孔，并與30個(gè)進(jìn)氣斗連接。為減小計(jì)算量，截取了燃燒室的1/10結(jié)構(gòu)作為計(jì)算域，如圖1所示，在計(jì)算域側(cè)面使用周期性邊界條件。

為了網(wǎng)格劃分方便，在建模過程中對模型進(jìn)行了適當(dāng)簡化：① 在不改變通氣面積的情況下刪除了某些孔的加工倒角；② 修剪了與燃燒室工作無關(guān)的實(shí)體幾何結(jié)構(gòu)；③ 忽略了燃燒室內(nèi)外壁及機(jī)匣的厚度。

1.2 網(wǎng)格劃分

由于該型燃燒室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)十分復(fù)雜，使用ICEM軟件采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對計(jì)算域進(jìn)行劃分，如圖2所示，整個(gè)計(jì)算域內(nèi)的網(wǎng)格數(shù)為388.6萬。可以看出，計(jì)算域中燃燒室旋流板上有三排開口方向相反的槽口用于對預(yù)燃空氣進(jìn)行混合，外壁前部有15個(gè)補(bǔ)燃孔和3個(gè)進(jìn)氣斗，后部有25個(gè)冷卻孔，內(nèi)壁前后均勻分布著40和14個(gè)大小不一的通氣孔，用于將空心導(dǎo)流葉片經(jīng)過的氣體折流回燃燒室中。為保證計(jì)算精度，對模型各個(gè)小孔及進(jìn)氣斗處進(jìn)行了網(wǎng)格加密，如圖3、圖4所示。

2 計(jì)算模型及邊界條件

2.1 計(jì)算模型

本文使用Standardk-ε模型作為湍流模型，使用EDC模型作為燃燒模型，對于壁面使用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行處理，使用SIMPLE算法作為壓力速度耦合算法，液滴運(yùn)動通過DPM模型進(jìn)行追蹤。

2.2 邊界條件

為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，將某型發(fā)動機(jī)地面試車過程中3個(gè)狀態(tài)點(diǎn)作為燃燒室特性計(jì)算的工況，以燃燒室出口平均溫度為監(jiān)測變量，對比仿真計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值，得到較為適用的燃燒模型。3個(gè)工況的進(jìn)口參數(shù)如表1所示。

該型燃燒室所使用的燃料為RP-3型航空煤油，其燃料屬性如表2所示。

表1 計(jì)算工況參數(shù)

表2 RP-3型燃油物性參數(shù)

在計(jì)算流體力學(xué)中，由于C12H23能夠較好地描述煤油在燃燒場內(nèi)的物理化學(xué)變化，因此被廣泛用于作為煤油的替代燃料進(jìn)行計(jì)算。本文也使用Fluent材料庫中的C12H23作為替代燃料進(jìn)行仿真計(jì)算，為減小由于其本身熱值、黏性、表面張力等物性與煤油實(shí)際值不同而產(chǎn)生的誤差，在定義材料時(shí)將其物性參數(shù)修正為RP-3型航空煤油的真實(shí)物性參數(shù)。燃油在空間內(nèi)的霧化情況是進(jìn)行燃燒仿真的輸出條件，針對該模型所使用的甩油盤式噴嘴，侯凌云[7]提出了一種基于實(shí)驗(yàn)的燃油霧滴SMD經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式，其計(jì)算式為

(1)

式中：n為甩油盤轉(zhuǎn)速；R為甩油盤半徑。

式(1)是以煤油為燃料進(jìn)行實(shí)驗(yàn)得到的擬合經(jīng)驗(yàn)公式，只體現(xiàn)了轉(zhuǎn)速和甩油盤半徑的影響。RP-3型航空煤油與普通煤油相比，由于油品有微小差距，燃油黏性和表面張力會對霧化效果產(chǎn)生一定的影響。但同為煤油，其物性相差不大，仍然可以使用式(1)進(jìn)行近似計(jì)算。按式(1)得到燃油在這3種工況下的霧化效果如表3所示。對燃燒室而言，油液霧化液滴越小，其蒸發(fā)速率越快，燃燒就更為快速和充分。從計(jì)算結(jié)果可以看出，3種狀態(tài)下燃油霧化效果都較為理想，且相差不大，隨轉(zhuǎn)速增加油滴SMD逐漸減小。

表3 不同工況下甩油盤霧化粒徑

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

燃燒室出口溫度T4是發(fā)動機(jī)特性研究中十分重要的參數(shù)，也是驗(yàn)證模型準(zhǔn)確性的關(guān)鍵指標(biāo)。該燃燒室在這3種工況下T4臺架試車實(shí)測值與仿真計(jì)算值如表4所示。同時(shí)，通過計(jì)算工質(zhì)在燃燒前后理論溫升與實(shí)際溫升的比值，得到不同工況下的燃燒效率。

表4 燃燒室出口溫度及燃燒效率

不同的湍流模型和燃燒模型對結(jié)果誤差的影響較大，本文使用的Standardk-ε模型和EDC模型是近些年應(yīng)用較為廣泛的計(jì)算模型，具有較強(qiáng)的通用性。從表4中可以看出，T4的仿真計(jì)算值大小介于實(shí)驗(yàn)測得的數(shù)據(jù)與通過溫差法計(jì)算的理論值之間，且與實(shí)驗(yàn)值相比誤差在20 K以內(nèi)。隨著燃燒室工作狀態(tài)增大，燃料的燃燒效率逐漸降低，仿真計(jì)算得到的結(jié)果能夠較好地契合燃燒效率的變化趨勢，且與實(shí)驗(yàn)值相比誤差在2%以內(nèi)。因此，可以認(rèn)為該模型能夠較精確地描述該型折流燃燒室的工作過程。

3.2 總壓損失

監(jiān)測燃燒室在不同工況下冷態(tài)(非燃燒狀態(tài))與熱態(tài)(燃燒狀態(tài))進(jìn)出口總壓損失，計(jì)算燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)，如表5所示。

表5 冷熱態(tài)總壓損失

燃燒室工作過程中，其本身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和燃燒過程的傳熱和傳質(zhì)都會對總壓產(chǎn)生影響。從計(jì)算結(jié)果可以看出，在參與計(jì)算的3種發(fā)動機(jī)工況附近，燃燒態(tài)總壓損失隨工作狀態(tài)增大而增大，總壓恢復(fù)系數(shù)在0.94左右，燃燒室在熱態(tài)的總壓損失略大于冷態(tài)。

3.3 氣體流量分配

燃燒室氣體流量分配是否合理，關(guān)系到燃料能否進(jìn)行充分的霧化燃燒，也影響了燃燒室使用壽命和熱均勻性，是燃燒室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的關(guān)鍵性問題。通過對燃燒室各截面上的氣體流量分配進(jìn)行監(jiān)測，得到了該型燃燒室不同工況下各設(shè)計(jì)孔的流量分配比例如圖5所示。

從圖5可以看出，燃燒室在不同工作狀態(tài)下其入口氣體流量分配比例基本不變，且各孔洞之間分配較為均衡。其中比例較大的為冷卻孔，約占25%，較小的為旋流板，約17%。該結(jié)果還表明了，工作狀態(tài)對燃燒室入口氣體流量分配影響很小，具體分配比例取決于燃燒室結(jié)構(gòu)。

3.4 冷態(tài)流場分析

以工況A為例對燃燒室冷態(tài)總體流場進(jìn)行分析，其空間內(nèi)流線如圖6所示。

從圖6可以看出，與一般的環(huán)形燃燒室相比，該型折流燃燒室內(nèi)部流動狀態(tài)較為復(fù)雜?？諝庥奢S向擴(kuò)壓器進(jìn)入燃燒室后分為幾股進(jìn)入燃燒室，第一股沿燃燒室外壁經(jīng)旋流板上的槽口進(jìn)入主燃區(qū)，由于相鄰兩排槽口開口方向相反，經(jīng)過旋流板的氣體湍流較為強(qiáng)烈，可以使霧化燃油與空氣充分混合，提高燃燒效率。第二股和第三股氣流經(jīng)外壁前部補(bǔ)燃孔和進(jìn)氣斗進(jìn)入燃燒室，在燃燒室前部主燃區(qū)形成一個(gè)低速回流區(qū)。第四股氣流由燃燒室外壁后端的冷卻孔進(jìn)入燃燒室，主要用于中和高溫燃?xì)?。第五股氣流?jīng)燃燒室外壁與機(jī)匣間的流道，在空心葉片上部形成旋流，然后經(jīng)過渦輪導(dǎo)葉下部的矩形孔折流到燃燒室內(nèi)壁內(nèi)，一部分經(jīng)內(nèi)壁前部孔參與主燃區(qū)的燃燒，一部分經(jīng)后部孔參與渦輪前部的降溫過程。這五股氣流在燃燒室內(nèi)混合，然后經(jīng)渦輪流道加速后離開計(jì)算域。

圖7為3種工況下燃燒室截面上氣體速度矢量。從圖7可以看出，隨著工作狀態(tài)的增大，燃燒室內(nèi)部氣流速度有所增大，這種速度變化在補(bǔ)燃孔、進(jìn)氣斗及計(jì)算域出口附近較為明顯。但隨著工作狀態(tài)增大，燃燒室前部回流區(qū)范圍無明顯變化，內(nèi)部氣體流動仍然保持低速回流狀態(tài)，這非常有利于燃油的穩(wěn)定燃燒。由此判斷，燃料的主要燃燒過程集中在燃燒室前部。

3.5 熱態(tài)流場分析

3.5.1 氣體流動特性

以工況A為例對燃燒室冷熱態(tài)氣體流動狀態(tài)進(jìn)行對比，其熱態(tài)截面速度矢量如圖8所示。

可以看出，在工作狀態(tài)下燃燒室后部氣體速度大大增加。在甩油盤噴出的高速燃油作用下，低速回流區(qū)被壓縮至燃燒室前部靠近壁面的位置。氣液的二相作用也使經(jīng)過內(nèi)壁前部孔折流回燃燒室內(nèi)的部分氣體有較大的徑向速度，與經(jīng)過補(bǔ)燃孔的氣體形成對流。

3.5.2 燃油蒸發(fā)特性

燃油的快速蒸發(fā)是燃燒室正常工作的先決條件，燃油蒸發(fā)速率是衡量噴嘴與燃燒室性能的關(guān)鍵指標(biāo)。良好的燃油蒸發(fā)效果能夠使燃料與空氣快速均勻混合，使油氣迅速達(dá)到可燃狀態(tài)，在提高燃燒效率和穩(wěn)定性的同時(shí)，防止燃燒室內(nèi)發(fā)生積碳和局部過熱燒蝕。燃油蒸發(fā)效率主要取決于噴嘴霧化效果、氣體對液滴的破碎作用和燃燒室溫度。該燃燒室在3種工況下噴嘴附近燃油蒸發(fā)速率如圖9所示。

從圖9可以看出，燃油在燃燒室內(nèi)蒸發(fā)效果較好，3種工況下燃油均在甩油盤附近很短的距離內(nèi)完全蒸發(fā)為氣態(tài)，在燃油逐漸遠(yuǎn)離甩油盤的過程中，在空間內(nèi)的分布范圍變廣，蒸發(fā)速率逐漸減小。隨著工作狀態(tài)增大，甩油盤噴射的燃油量增多，空間內(nèi)同一位置的燃油蒸發(fā)速率逐漸增大，最大可達(dá)到2.5×10-6kg/s，沒有出現(xiàn)局部蒸發(fā)速率飽和的情況，這說明燃油的蒸發(fā)速率主要取決于空間內(nèi)燃油的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

3.5.3 溫度場分布特性

以某一穿過渦輪導(dǎo)葉的截面為例對燃燒室熱態(tài)溫度分布進(jìn)行分析，溫度云圖如圖10所示。可以看出，氣體經(jīng)過旋流板和內(nèi)壁前部孔后在燃燒室前部匯聚參與燃燒，低速回流區(qū)為燃料提供了一個(gè)相對穩(wěn)定的燃燒環(huán)境。在燃燒室外壁附近，隨著多股氣流與燃油蒸汽的充分混合，燃油進(jìn)行了較為充分的燃燒。主燃區(qū)為外壁前部的回流區(qū)，隨著工作狀態(tài)增大，主燃區(qū)沿外壁逐漸向后擴(kuò)展。3種工況下燃燒室內(nèi)主燃區(qū)最高溫度相差不大，分別為2 626.5 K、2 647.1 K和 2 697.8 K。從速度云圖和溫度云圖看出，由進(jìn)氣斗和冷卻孔進(jìn)入火焰筒的高速氣流在火焰筒中段形成了一道屏障，防止高溫區(qū)向后擴(kuò)展范圍過大，起到了較好的降溫作用，在不同工況下都能將主燃區(qū)2 000 K以上的高溫燃?xì)庠谌紵页隹谇敖抵? 000 K左右。值得關(guān)注的是，隨燃燒室工作狀態(tài)增大，甩油盤附近氣體溫度逐漸減小，這一方面是由于甩油盤附近油氣比較高，不利于燃燒的進(jìn)行，另一方面是由于隨供油量的增加，燃油蒸發(fā)吸收的熱量增多。

4 結(jié)論

1) 該型折流燃燒室在3 000 r/min附近燃燒效率約為96%，且隨工作狀態(tài)增大而減小，EDC燃燒模型能夠較精確地描述這一變化趨勢，燃燒效率計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比誤差在2%以內(nèi)。

2) 燃燒室在不同工作狀態(tài)下氣體流量分配較為均衡且基本不變，各股氣流比值均在17%～25%，主要取決于燃燒室結(jié)構(gòu)。燃燒室內(nèi)部氣體流動速度隨工作狀態(tài)增大而增大，前部低速回流區(qū)流速基本保持不變，熱態(tài)回流區(qū)與冷態(tài)相比范圍較小。

3) 燃燒室總壓損失隨工作狀態(tài)增大而增大，且熱態(tài)損失略大于冷態(tài)，總壓恢復(fù)系數(shù)為0.94左右。

4) RP-3型燃油能夠在燃燒室內(nèi)進(jìn)行較充分的霧化蒸發(fā)，液滴SMD隨著轉(zhuǎn)速增大而減小，最小約為25 μm。蒸發(fā)速率隨著工況增大而增大，隨著與甩油盤距離逐漸減小，在距離甩油盤5 cm范圍內(nèi)完全蒸發(fā)。

5) 主燃區(qū)為靠近燃燒室外壁的前部回流區(qū)，且隨著工作狀態(tài)增大而沿外壁逐漸向后擴(kuò)展,主燃區(qū)最高溫度約為 2 700 K。進(jìn)氣斗與冷卻孔對高溫燃?xì)饣旌侠鋮s效果較好，能夠在火焰筒后部快速將氣體溫度混合至1 500 K以下。

本研究所建立的一體化模型與實(shí)驗(yàn)相比誤差較小，研究成果對發(fā)動機(jī)穩(wěn)態(tài)及起動過程建模有一定的參考價(jià)值，對于分析折流燃燒室內(nèi)部流動狀態(tài)，改進(jìn)燃燒室設(shè)計(jì)有較大意義。

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[1] 曾川,王洪銘,單鵬.微渦噴發(fā)動機(jī)離心甩油盤環(huán)形折流燃燒室的設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)研究[J].航空動力學(xué)報(bào),2003,18(1):92-96.

[2] 宋雙文,蔣榮偉,陳劍,等.離心甩油折流環(huán)形燃燒室的性能試驗(yàn)[J].航空動力學(xué)報(bào),2007,22(9):1401-1404.

[3] SEONGMAN C,DONGHUN L,JEONGBAE P.Ignition and Combustion Characteristics of the Gas Turbines Linger Combustor[J].Journal of Mechanical Science and Technology，2008，22(3):538-544.

[4] 顏應(yīng)文,宋雙文,胡好生,等.折流燃燒室兩相噴霧燃燒流場數(shù)值模擬[J].航空動力學(xué)報(bào),2011,26(5):1103-1110.

[5] 許玉堂,栗蘋,董曉波,等.折流環(huán)形燃燒室流動過程數(shù)值模擬與分析[J].推進(jìn)技術(shù),2017,38(9):2005-2010.

[6] 王瑾.小型航空發(fā)動機(jī)燃燒室參數(shù)化數(shù)值模擬方法研究[D].南京:南京航空航天大學(xué),2015.

[7] 侯凌云.噴嘴技術(shù)手冊[M].北京:中國石化出版社,2002.[8] ANSYS.Fluent 6.3 Documentation[Z].ANSYS,Inc.,2007.

[9] 胡好生,蔡文祥,趙堅(jiān)行.回流燃燒室燃燒過程的三維數(shù)值模擬[J].航空動力學(xué)報(bào),2008,23(3):444-449.

[10]LDFEBVRE H,BALLAL D R.Gas turbine combustion[M].New York:Taylor & Francis,1999:370-371.

[11]徐寶鵬,曾佑杰,馬宏宇,等.燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的大渦模擬[J].航空發(fā)動機(jī),2014,40(3):14-18.