王嘉璽，張凈玉

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

0 引言

自20 世紀(jì)90 年代初駐渦燃燒室的概念提出至今，國內(nèi)外關(guān)于駐渦燃燒室的研究已經(jīng)發(fā)展了4 代。

Hsu 等[1]以Whipkey 等[2]對(duì)空腔減阻的研究為基礎(chǔ)，提出第1 代駐渦燃燒室模型；美國空軍研究實(shí)驗(yàn)室（AFRL）與GEAE 公司根據(jù)第1 代駐渦燃燒室的特點(diǎn)對(duì)其進(jìn)行改進(jìn)，研制出了第2 代駐渦燃燒室[3]。這2代駐渦燃燒室均采用氣體燃料，隨著液體燃料的廣泛使用，需要研制與其匹配的新一代燃燒室。AFRL 與GEAE 公司于1998 年設(shè)計(jì)并提出以液體為燃料的第3 代駐渦燃燒室模型，該模型為矩形模型。根據(jù)燃燒室進(jìn)口熱力參數(shù)和發(fā)動(dòng)機(jī)性能要求，AFRL 進(jìn)一步研究了適用于高溫高壓的新型駐渦燃燒室模型，部分文獻(xiàn)稱之為第4 代模型[4-5]。國外針對(duì)第4 代駐渦燃燒室開展了大量研究，試驗(yàn)結(jié)果包括：Straub 等[6]認(rèn)為在0～2 MPa 條件下，能保持很好的工作性能；Hassa 等[7]認(rèn)為與常規(guī)燃燒室相比，在相同條件下，駐渦燃燒室點(diǎn)火、貧油熄火以及高空再點(diǎn)火性能提升50%；Straub 等[8]發(fā)現(xiàn)總的當(dāng)量比為0.12～0.82，燃燒效率皆在99%以上，在整個(gè)試驗(yàn)工況范圍內(nèi)獲得的燃燒效率不低于95%，且在慢車條件下，工作效率達(dá)到99%；Hendricks 等[9]發(fā)現(xiàn)出口溫度分布達(dá)到或者優(yōu)于0.02～0.03。國內(nèi)各高校及研究單位也開展了大量研究，何小民等[10]開展了駐渦燃燒室燃燒性能的試驗(yàn)研究，獲得了燃燒性能參數(shù)的變化規(guī)律：點(diǎn)火和貧油熄火性能隨流量變化很小，隨進(jìn)口溫度的升高而改善，最大點(diǎn)火和貧熄余氣系數(shù)分別為6.03 和14.41；僅駐渦區(qū)供油時(shí)，燃燒效率為90%～95%，駐渦區(qū)和主流同時(shí)供油時(shí)，燃燒效率為84%～99.5%。駐渦燃燒室采用分級(jí)供油分區(qū)燃燒，凹腔在很高的主流速度下仍可以保持穩(wěn)定燃燒，拓寬了燃燒室穩(wěn)定工作范圍[10-14]。斜流駐渦燃燒室是1 種新型燃燒室概念，兼具傳統(tǒng)駐渦燃燒室的技術(shù)優(yōu)勢(shì)及回流燃燒室高空間利用率的特點(diǎn)。

本文針對(duì)某型斜流駐渦燃燒室模型，根據(jù)流量分配要求，結(jié)合凹腔內(nèi)流場(chǎng)特性，對(duì)其設(shè)計(jì)冷卻方案的冷卻效果進(jìn)行數(shù)值模擬。

1 燃燒室模型

與傳統(tǒng)軸流式駐渦燃燒室不同，斜流駐渦燃燒室結(jié)構(gòu)采用回流式設(shè)計(jì)，機(jī)匣與第1 級(jí)渦輪連接?；鹧嫱矁?nèi)主要分成了駐渦區(qū)、主燃區(qū)以及摻混區(qū)。駐渦區(qū)設(shè)有前、后2 個(gè)空氣進(jìn)口，在前、后2 路進(jìn)口空氣的共同作用下，在駐渦區(qū)內(nèi)形成雙渦結(jié)構(gòu)。摻混區(qū)則用于調(diào)控燃燒室出口溫度的平均值和分布。斜流駐渦燃燒室結(jié)構(gòu)和流動(dòng)如圖1 所示。

火焰筒模型如圖2 所示。從圖中可見，該模型由凹腔前壁、凹腔上壁、凹腔后壁、摻混板及噴嘴組成。由于結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，需要冷卻的壁面面積較大。此外，根據(jù)駐渦燃燒室冷卻設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，在聯(lián)焰板處壁溫較高，也需要冷卻。

圖1 斜流駐渦燃燒室結(jié)構(gòu)和流動(dòng)

圖2 火焰筒模型

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 網(wǎng)格劃分及邊界條件

由于燃燒室內(nèi)燃燒過程較為復(fù)雜，如采用不加簡化的全環(huán)模型計(jì)算，網(wǎng)格量巨大，并且對(duì)計(jì)算機(jī)配置要求極高，現(xiàn)有計(jì)算機(jī)資源根本無法模擬。因此在不改變模型主要尺寸參數(shù)的情況下，選取單頭部燃燒室以FLUENT 為求解器進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。由于多斜孔數(shù)目較多，故本文采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。此外，由于要研究熱側(cè)壁面氣膜的流動(dòng)換熱特性，對(duì)孔及壁面部分網(wǎng)格進(jìn)行加密，網(wǎng)格質(zhì)量整體達(dá)到0.3 以上。

進(jìn)口采用質(zhì)量流量進(jìn)口，進(jìn)口溫度為500 K，根據(jù)燃燒室進(jìn)口壓力參數(shù)選取操作壓力為5.9 MPa；出口采用壓力出口，出口壓力為0.1 MPa；采用氣動(dòng)霧化噴嘴；近壁處采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)；在火焰筒內(nèi)兩側(cè)截面為旋轉(zhuǎn)周期邊界；continuity 殘差選取10-4，采用默認(rèn)收斂條件；離散格式選取高階差分中2 階迎風(fēng)格式。對(duì)冷態(tài)流場(chǎng)流動(dòng)特性采用210、335、420 及530 萬4 種數(shù)量的網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證。中心截面凹腔中心處平均徑向速度分布如圖3 所示。從圖中可見，網(wǎng)格數(shù)量為530 萬時(shí)，徑向平均速度曲線吻合較好，因此本文選擇530 萬網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。燃燒室模型網(wǎng)格劃分如圖4 所示。

圖3 中心截面凹腔中心處平均徑向速度分布

圖4 燃燒室模型網(wǎng)格劃分

2.2 求解模型

對(duì)真實(shí)燃燒條件下氣膜與多斜孔冷卻結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬數(shù)據(jù)與試驗(yàn)所測(cè)溫度數(shù)據(jù)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，采用以下方法所得計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合最好[15]。

湍流模型選取標(biāo)準(zhǔn)k-ε 模型，其中，k 和ε 是2個(gè)基本未知量，與之相對(duì)應(yīng)的輸運(yùn)方程為

式中：Gk為由平均速度梯度引起的湍流動(dòng)能k 的產(chǎn)生相；Gb為由浮力引起的湍流動(dòng)能k 的產(chǎn)生項(xiàng)，對(duì)不可壓流，Gb=0；YM為可壓湍流脈動(dòng)擴(kuò)張的貢獻(xiàn)，對(duì)于不可壓流，，為湍流黏性系數(shù)，其中Cu為常數(shù)。

根據(jù)Launder 等的推薦值及后來的試驗(yàn)驗(yàn)證，模型 中 的 常 數(shù) 如 下：G1ε=1.44，G2ε＝1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε＝1.3。

燃燒過程的模擬選用守恒標(biāo)量的概率密度函數(shù)（PDF）模型，基于快速反應(yīng)假設(shè)，研究的流體系統(tǒng)必須接近于局部化學(xué)平衡狀態(tài)，因此僅適用于非預(yù)混的擴(kuò)散燃燒問題。

3 初步冷卻方案設(shè)計(jì)

3.1 設(shè)計(jì)參數(shù)及開孔率計(jì)算

高溫區(qū)主要集中在凹腔內(nèi)及摻混板前部，因此主要針對(duì)凹腔壁面進(jìn)行冷卻方案設(shè)計(jì)。同時(shí)，由于凹腔內(nèi)的流動(dòng)結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，凹腔上壁在前部壁面附近流場(chǎng)較為紊亂，因此在設(shè)計(jì)過程中需要重點(diǎn)關(guān)注。設(shè)計(jì)要求冷卻氣量為20%～27%，根據(jù)課題組前期仿真及試驗(yàn)研究得到火焰筒內(nèi)、外壓力分布和壁面各部分所需單位面積冷氣量，結(jié)合流量系數(shù)定義式、雷諾數(shù)定義式及流量系數(shù)與雷諾數(shù)經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式，3 個(gè)方程求解3 個(gè)未知量，方程封閉。

式中：Cd為流量系數(shù)；Qc為冷氣質(zhì)量流量；Ah為壁面面積；ρc為冷氣密度；Pc*為冷氣總壓；Ph為燃?xì)忪o壓；Op為開孔率；v 為冷氣速度；d 為冷卻孔直徑；μ 為黏性系數(shù)。

計(jì)算獲得火焰筒壁面流量系數(shù)及開孔率，結(jié)果見表1。

表1 開孔率計(jì)算結(jié)果

3.2 多斜孔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

多斜孔直徑選取為0.8 mm，流向傾角為30°。多斜孔排布方式采取叉排，展向間距與流向間距比為2，在各壁面的前2 排多斜孔排布進(jìn)行加密。設(shè)計(jì)計(jì)算結(jié)果所得開孔率Op及開孔數(shù)n 見表2。

表2 冷卻孔數(shù)設(shè)計(jì)結(jié)果

3.3 數(shù)值模擬結(jié)果

3.3.1 流量分配

駐渦燃燒室各部分冷氣流量分布結(jié)果見表3。從表中可見，部分?jǐn)?shù)值模擬所得冷卻ms流量與設(shè)計(jì)值md存在偏差，總體冷氣量需要減小，同時(shí)應(yīng)結(jié)合初步設(shè)計(jì)及數(shù)值模擬壁溫結(jié)果來對(duì)冷氣量分配進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化。

表3 燃燒室流量分布

3.3.2 流場(chǎng)特性

2 個(gè)特征截面在凹腔處的速度如圖5 所示。從圖中可見，在凹腔及主流進(jìn)氣處由于駐渦的形成，流動(dòng)相對(duì)比較復(fù)雜，近壁面氣流方向變化較大，在進(jìn)行冷卻設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮到氣膜孔出流方向應(yīng)與近壁面氣流方向保持一致。主渦及副渦的渦心速度較低，為0～10 m/s，渦邊緣速度較高，為60 m/s。凹腔上壁附近氣流速度約為30 m/s，凹腔后壁附近氣流速度約為70 m/s，聯(lián)焰板附近氣流速度約為60 m/s。在摻混板3前端形成1 個(gè)低速區(qū)，壁面附近氣流速度為10 m/s。凹腔內(nèi)壁面附近氣流流動(dòng)方向基本與主渦流動(dòng)方向保持一致。

圖5 過主流截面和聯(lián)焰板截面速度

3.3.3 溫度場(chǎng)

過主流截面和聯(lián)焰板截面溫度分布如圖6 所示。從圖中可見，過聯(lián)焰板截面凹腔上壁、后壁及前壁大部分由冷氣覆蓋，壁溫較低；過主流截面凹腔內(nèi)燃?xì)鉁囟冗_(dá)到2000 K 左右；摻混板壁面多斜孔氣膜出流形成貼壁冷氣膜層；高溫區(qū)主要分布在摻混板3 及凹腔處；在摻混板3 前段，氣膜并沒有良好地覆蓋到壁面上；在摻混孔的摻混作用下，摻混板1、2 近壁面溫度較低。

圖6 過主流截面和聯(lián)焰板截面溫度分布

3.3.4 壁溫分布

駐渦燃燒室壁面溫度分布如圖7 所示。從圖中可見，聯(lián)焰板上的氣膜孔冷卻效果較好，聯(lián)焰板上最高絕熱壁溫低于1500 K；凹腔前壁后半段因氣膜疊加效應(yīng)溫度較低，前部由于主流進(jìn)氣，在第1 排氣膜孔之前的壁面冷氣難以對(duì)壁面進(jìn)行保護(hù)，因此出現(xiàn)高溫區(qū)，壁面溫度分布梯度較大；摻混板3 前部部分冷卻孔孔后氣膜覆蓋性較差，出現(xiàn)高溫區(qū)，壁面絕熱壁溫局部達(dá)到1800 K，需進(jìn)一步優(yōu)化冷卻孔排布；在摻混板1、2大部分壁面形成良好的氣膜覆蓋，壁面溫度較低，可以適當(dāng)減少冷卻氣量；在凹腔上壁與后壁間的連接處存在局部高溫區(qū)，需要在連接處適當(dāng)排置冷卻孔。

圖7 燃燒室壁面溫度分布

4 冷卻方案調(diào)整

4.1 結(jié)構(gòu)調(diào)整

根據(jù)第3.3.4 節(jié)計(jì)算的壁溫分布，聯(lián)焰板附近溫度較高，需要增加設(shè)計(jì)冷氣量；在凹腔上壁和后壁存在局部高溫區(qū)，需要對(duì)冷氣布置進(jìn)行調(diào)整；摻混板部分區(qū)域溫度較低，冷氣量過量，需要適當(dāng)降低。

4.1.1 凹腔前壁

與初步設(shè)計(jì)相比較，在聯(lián)焰板改變冷卻方式，將多斜孔氣膜冷卻改為沖擊氣膜冷卻，由于導(dǎo)流環(huán)的作用可以將燃?xì)夥蛛x開，同時(shí)也有助于下游氣膜覆蓋，沖擊孔直徑為1.5 mm，沖擊間距為1.5 mm，導(dǎo)流環(huán)截面采用流線型[12]。適當(dāng)減少多斜孔的開孔數(shù)，保證冷氣量基本不變。具體冷卻結(jié)構(gòu)如圖8 所示。

4.1.2 凹腔上壁

根據(jù)初步設(shè)計(jì)數(shù)值模擬結(jié)果，凹腔上壁面總體溫度較低，氣膜覆蓋性良好。在凹腔上壁與后壁連接處加入2 排冷卻孔，孔方向沿凹腔后壁壁面平直進(jìn)氣，具體冷卻結(jié)構(gòu)如圖9 所示。

圖8 凹腔前壁冷卻結(jié)構(gòu)

圖9 凹腔上壁冷卻結(jié)構(gòu)

4.1.3 凹腔后壁

根據(jù)初步數(shù)值模擬結(jié)果，凹腔后壁冷氣量符合設(shè)計(jì)值，并且壁面溫度較低，不需要進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，具體冷卻結(jié)構(gòu)如圖10 所示。

4.1.4 摻混板壁1

根據(jù)初步設(shè)計(jì)數(shù)值模擬結(jié)果，摻混板壁1 由于在此之前摻混孔進(jìn)氣使得燃?xì)鉁囟葥交炀鶆虿⒔档停诿鏈囟群艿?，可以將冷卻孔移除，具體冷卻結(jié)構(gòu)如圖11 所示。

圖10 凹腔后壁冷卻結(jié)構(gòu)

圖11 摻混板1 冷卻結(jié)構(gòu)

4.1.5 摻混板壁2

與摻混板1 的相同，移除冷卻孔，具體冷卻結(jié)構(gòu)如圖12 所示。

4.1.6 摻混板壁3

根據(jù)初步設(shè)計(jì)數(shù)值模擬結(jié)果，摻混板前端出現(xiàn)局部高溫區(qū)，因此在前端加1 排冷卻孔，同時(shí)在保持排間距比不變的情況下，適當(dāng)減小孔間距；下游由于氣膜疊加效應(yīng)以及主燃孔的進(jìn)氣影響，下游壁溫較低，為了保持冷氣量的合理性，減少下游的孔數(shù)量。具體冷卻結(jié)構(gòu)如圖13 所示。

圖12 摻混板2 冷卻結(jié)構(gòu)

圖13 摻混板3 冷卻結(jié)構(gòu)

4.2 數(shù)值模擬結(jié)果

4.2.1 流量分配

對(duì)調(diào)整后的冷卻方案開展冷態(tài)數(shù)值模擬研究，數(shù)值模擬方法和邊界條件與前文相同，獲得各部分流量分配，具體數(shù)據(jù)見表4。

從表中可見，調(diào)整后的總氣量減少，冷氣流量滿足設(shè)計(jì)要求。

4.2.2 溫度場(chǎng)

過主流截面和聯(lián)焰板截面溫度分布如圖14 所示。對(duì)比圖6 可見，冷卻結(jié)構(gòu)的優(yōu)化對(duì)凹腔內(nèi)溫度場(chǎng)基本沒有影響。在摻混板3 前段明顯可見，相對(duì)于調(diào)整前，近壁面有氣膜覆蓋，降低了該處的壁面溫度。

圖14 過主流截面和聯(lián)焰板截面溫度分布

4.2.3 壁溫分布

凹腔前壁、聯(lián)焰板及摻混板3 的壁溫分布如圖15 所示。對(duì)比第3.3.4 節(jié)的結(jié)果可知，火焰筒整體壁溫降低較大，高溫區(qū)域占比明顯減小。

圖15 調(diào)整后燃燒室壁面溫度分布

對(duì)比凹腔前壁及聯(lián)焰板可見，采用沖擊氣膜冷卻結(jié)構(gòu)后，在凹腔前壁的大片1400 K 高溫區(qū)消失，整體壁溫小于1000 K，局部熱點(diǎn)溫度為1200 K 左右，導(dǎo)流環(huán)內(nèi)溫度為1143 K，滿足材料許用溫度。聯(lián)焰板整體溫度降低，局部熱點(diǎn)基本消失。

摻混板3 前部溫度明顯降低，之前存在的1800 K 高溫區(qū)基本消失，局部熱點(diǎn)溫度低于1500 K。

5 結(jié)束語

本文針對(duì)斜流駐渦燃燒室，結(jié)合3 維數(shù)值模擬和工程設(shè)計(jì)，開展了扇形火焰筒壁面冷卻方案設(shè)計(jì)。初步設(shè)計(jì)時(shí)采用多斜孔冷卻結(jié)構(gòu)，得到其流量分配、流場(chǎng)、壁溫分布及換熱特性。根據(jù)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行調(diào)整，在凹腔內(nèi)采用多斜孔加沖擊冷卻結(jié)構(gòu)，調(diào)整后流量分配及溫度分布均得到改善，凹腔前壁及聯(lián)焰板采用沖擊氣膜冷卻結(jié)構(gòu)后，1400 K 高溫區(qū)消失，局部熱點(diǎn)溫度為1200 K 左右，導(dǎo)流環(huán)內(nèi)溫度為1143 K，滿足材料許用溫度；摻混板3 前部溫度明顯降低，高溫區(qū)基本消失，局部熱點(diǎn)溫度低于1500 K。