呂光普，張志浩，劉 瀟，李圣男，劉恩惠，趙鐵錚，鄭洪濤

(哈爾濱工程大學(xué)動(dòng)力與能源工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

燃?xì)廨啓C(jī)由于具有質(zhì)量輕、體積小、功率密度高等優(yōu)點(diǎn)，已經(jīng)在航空、艦船、電力等諸多工業(yè)領(lǐng)域廣泛應(yīng)用[1-2].如今，日益嚴(yán)苛的排放法規(guī)要求燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)一步降低污染物的排放.

燃燒室是燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)現(xiàn)低排放的關(guān)鍵部件.低排放燃燒技術(shù)成為了燃燒室進(jìn)一步發(fā)展的關(guān)鍵技術(shù).貧預(yù)混燃燒技術(shù)以其不需要添加額外附屬系統(tǒng)，對(duì)燃燒室空間尺寸要求較低等特點(diǎn)，在眾多低排放技術(shù)中脫穎而出.在設(shè)計(jì)和研發(fā)新一代燃燒室時(shí)，制造商往往會(huì)采用貧預(yù)混燃燒技術(shù)來取代傳統(tǒng)的擴(kuò)散燃燒，以避開高NOx的生成區(qū)間[3-4].其中同軸分級(jí)燃燒室以其排放性能良好、出口溫度場(chǎng)均勻、工況過渡平穩(wěn)的特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用.如GE 公司開發(fā)的TAPS 燃燒室，能在保證其他性能達(dá)標(biāo)的前提下，大幅降低NOx的排放[5-7].Ansaldo 公司將HR3 型同軸分級(jí)旋流器應(yīng)用于AE94.3A、AE94.2A 等燃機(jī)，在不同功率等級(jí)燃機(jī)上均實(shí)現(xiàn)了50 mg/m3的低NOx排放[8-9].Siemens 公司將同軸分級(jí)旋流器布置于多頭部燃燒室內(nèi)，以此實(shí)現(xiàn)了F 級(jí)燃機(jī)的超低NOx排放[10].

國內(nèi)學(xué)者也對(duì)同軸分級(jí)燃燒室展開了大量的研究.武萍等[11]探究了旋向組合、旋流數(shù)、燃料孔徑等對(duì)同軸分級(jí)燃燒室燃燒場(chǎng)的影響規(guī)律，實(shí)現(xiàn)了對(duì)燃燒室性能的優(yōu)化.張欣等[12]對(duì)上述燃燒室的值班級(jí)噴嘴結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化；王威等[13]在此基礎(chǔ)上探究了燃料分級(jí)策略對(duì)燃燒室性能的影響，獲得了天然氣同軸分級(jí)燃燒室性能達(dá)標(biāo)的燃料分級(jí)區(qū)間.Wang 等[14-16]基于同軸分級(jí)設(shè)計(jì)理念開發(fā)了TeLESS 燃燒室，研究了包括葉片安裝角、葉片厚度、流道出口高度等對(duì)燃燒室性能的影響規(guī)律.近年來，火焰筒限制域、角渦回流區(qū)對(duì)燃燒室性能的影響規(guī)律也被相繼揭示[17-18].

然而，大多數(shù)研究人員開發(fā)的同軸分級(jí)旋流器大都選擇軸向或徑向進(jìn)氣方式，針對(duì)塔式分級(jí)旋流器的研究較少.而且塔式分級(jí)旋流器影響燃燒場(chǎng)的參數(shù)更多，除葉片安裝角外，葉間流道的斜徑向角和輪轂展向角的影響也不能被忽略.

基于上述分析，本文針對(duì)哈爾濱工程大學(xué)燃燒團(tuán)隊(duì)設(shè)計(jì)的氣態(tài)燃料-低排放塔式同軸分級(jí)燃燒室(low emission tower-type coaxial-staged combustor，for gaseous fuel，LETCC-GF)，采用數(shù)值模擬的方法探究該分級(jí)旋流器的旋流角、葉間流道斜徑向角和輪轂展向角對(duì)燃燒流場(chǎng)結(jié)構(gòu)和燃燒室性能的影響.

1 模型燃燒室設(shè)計(jì)特點(diǎn)及結(jié)構(gòu)介紹

氣態(tài)燃料-低排放塔式同軸分級(jí)燃燒室，是針對(duì)天然氣燃?xì)廨啓C(jī)所設(shè)計(jì)的低排放模型燃燒室.同軸分級(jí)的布置策略不僅為良好的燃/空摻混提供了結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)，還有利于燃燒室出口溫度場(chǎng)的均勻性和工況的平穩(wěn)過渡，燃料分配的多樣性將為燃燒室性能的動(dòng)態(tài)調(diào)控提供更靈活的思路.為盡可能地降低燃燒室內(nèi)的流動(dòng)損失，順流式燃燒室一般采用軸向旋流器；逆流式燃燒室一般采用徑向旋流器.而塔式旋流器的斜徑向空氣流通方式使得該旋流器有同時(shí)適用于順流和逆流式燃燒室的潛力.與軸向旋流器相比，塔式旋流器具有更大的入口尺寸設(shè)計(jì)，在降低流動(dòng)損失方面具有一定的優(yōu)勢(shì)；與徑向旋流器相比，緊湊的旋流器結(jié)構(gòu)也便于實(shí)現(xiàn)更高的燃料管路集成程度.模型燃燒室結(jié)構(gòu)如圖1 所示.

圖1 氣態(tài)燃料-低排放塔式同軸分級(jí)燃燒室Fig.1 Low emission tower-type coaxial-staged combustor for gaseous fuel

塔式同軸分級(jí)燃燒室的幾何參數(shù)較多，除了兩級(jí)旋流角，輪轂展向角和斜徑向角也是塔式同軸分級(jí)燃燒室的重要參數(shù).針對(duì)輪轂展向角和斜徑向角的研究幾乎處于空白，本文將對(duì)該塔式同軸分級(jí)燃燒室的旋流角、輪轂展向角和斜徑向角進(jìn)行調(diào)整，給出各參數(shù)對(duì)燃燒流場(chǎng)的影響規(guī)律.

2 網(wǎng)格計(jì)算方法及無關(guān)性驗(yàn)證

本文采用Realizable k-ε湍流模型耦合FGM 燃燒模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，采用GRI 3.0 詳細(xì)機(jī)理.FGM燃燒模型使用“火焰面模型假設(shè)”，引入混合分?jǐn)?shù)Z和進(jìn)程變量C 作為層流FGM 表單的變量，再通過混合分?jǐn)?shù)和標(biāo)量耗散率的聯(lián)合概率密度函數(shù)P(Z，C)獲得湍流PDF 表單.這種數(shù)值方法在先前的研究中已經(jīng)得到了驗(yàn)證[19-20].給出某型天然氣燃機(jī)燃燒室的數(shù)值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，該數(shù)值方法能較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)速度峰值，捕捉剪切層和回流區(qū)位置，還能再現(xiàn)溫度分布規(guī)律，見圖2.

圖2 不同位置軸向速度和溫度分布Fig.2 Axial velocity and temperature profile at different locations

與四面體和六面體網(wǎng)格相比，本文使用的多面體網(wǎng)格能大幅降低網(wǎng)格數(shù)量，在保證計(jì)算精度的同時(shí)，提高計(jì)算效率[21].本文對(duì)燃燒室的旋流器區(qū)域、剪切層位置進(jìn)行局部加密，以更精確捕捉燃燒場(chǎng)特征.網(wǎng)格如圖3 所示.計(jì)算過程使用無滑移絕熱壁面條件和壓力出口邊界設(shè)置，主要邊界條件如表1 所示.網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證的結(jié)果如圖4 所示，在兼顧計(jì)算精度、流場(chǎng)細(xì)節(jié)以及計(jì)算效率的前提下，最終選擇的網(wǎng)格數(shù)量為305 萬.

表1 邊界條件Tab.1 Boundary conditions

圖3 同軸分級(jí)模型燃燒室網(wǎng)格Fig.3 Combustor grids for simulation

圖4 軸向速度分布Fig.4 Axial velocity profile

3 結(jié)果討論

3.1 葉片旋流角對(duì)燃燒特性的影響

參考DOE 的結(jié)果選定了旋流角的范圍[22]，在主燃1 級(jí)外徑為34 mm 的情況下，旋流角在45°～55°范圍內(nèi)燃燒效率都能保持在99%以上.本節(jié)將探究兩級(jí)旋流角在40°～55°內(nèi)，燃燒室性能的變化規(guī)律.

3.1.1 兩級(jí)旋流角對(duì)燃燒室性能的影響

本小節(jié)選取40°、45°、50°、55°共4 個(gè)典型結(jié)構(gòu)進(jìn)行探究.如圖5(a)所示，由于隨著旋流角度的增加，旋流器的通流面積逐漸減小，造成總壓損失的逐漸增加.在40°～55°范圍內(nèi)，總壓損失隨旋流角的增長趨勢(shì)呈拋物線型.燃燒效率也隨著旋流角度的增加略微上升.在計(jì)算過程中還監(jiān)控了混合分?jǐn)?shù)的混合均勻性指數(shù)，混合均勻性指數(shù)也隨旋流角的增加略有提升.圖5(b)給出了燃燒室出口的污染物排放量，由于燃燒室的分層比為1，且值班級(jí)無燃料，因此NOx排放量較低.

圖5 兩級(jí)旋流角對(duì)排放性能的影響Fig.5 Emission characteristics under different swirl angles of two stages

兩級(jí)旋流角度的變化，會(huì)引起燃燒室總壓損失的改變，也會(huì)影響燃燒室各部分進(jìn)氣量.圖6 給出了兩級(jí)旋流角對(duì)各部分進(jìn)氣比例的影響，由于未調(diào)整值班級(jí)和頭部冷卻孔結(jié)構(gòu)，當(dāng)主燃1、2 級(jí)流阻增大時(shí)，值班級(jí)和頭部冷卻空氣量都有所增加，且增大趨勢(shì)近似線性.相對(duì)于主燃2 級(jí)，主燃1 級(jí)進(jìn)氣量的下降趨勢(shì)并不明顯.各部分進(jìn)氣量的增長率也在圖中標(biāo)出，例如值班級(jí)0.13%＋5°表示隨著角度增大5°，值班級(jí)空氣流量占比增加0.13%.主燃2 級(jí)和冷卻孔進(jìn)氣量的增長率絕對(duì)值近似相等.因此兩級(jí)旋流角同時(shí)變化時(shí)，燃燒室頭部各部分流量的變化主要體現(xiàn)在主燃2級(jí)和頭部冷卻量上.

本小節(jié)還對(duì)比了回流區(qū)的長度、寬度隨旋流角的變化規(guī)律.回流區(qū)輪廓由軸向速度為0 m/s 的等值面表示，其長寬定義如圖7 所示.混合均勻性指數(shù)的監(jiān)控面位置及渦心坐標(biāo)與燃燒室內(nèi)坐標(biāo)原點(diǎn)位置也在圖中給出.

圖7 燃燒室中回流區(qū)(軸向速度等于0 m/s)及其長度和寬度定義Fig.7 Definition of the recirculation zone(at zero axial velocity)and its length and width in the combustor

圖8 給出了兩級(jí)旋流角變化對(duì)回流區(qū)的影響.旋流角的增加會(huì)同時(shí)使回流區(qū)的長度和寬度小幅增加，由于燃燒室徑向尺寸受限，回流區(qū)寬度增長幅度較低.隨著旋流器角度的增加，渦心位置沿軸向在小范圍內(nèi)移動(dòng)，渦心之間的距離基本不隨旋流角而改變.回流區(qū)上游的邊界為剪切層外邊界，旋流角度的增長會(huì)使速度剪切層張角略有增長，同時(shí)會(huì)對(duì)火焰張角產(chǎn)生影響.圖9 給出了火焰鋒面與燃燒室軸線的夾角隨旋流角度變化的趨勢(shì)，火焰鋒面根據(jù)溫度梯度最大處定義.火焰鋒面與燃燒室軸線的夾角隨旋流角度的增加而增大，由46°逐漸增加至50°，受燃燒室徑向尺寸的限制，其增長趨勢(shì)逐漸放緩.

圖8 兩級(jí)旋流角對(duì)燃燒室回流區(qū)形態(tài)的影響Fig.8 Recirculation zone structures under different swirl angle of two stages

圖9 兩級(jí)旋流角對(duì)火焰張角的影響Fig.9 Flame angles under different swirl angle of two stages

圖10 給出了兩級(jí)不同旋流角條件下的溫度及混合分?jǐn)?shù)分布，火焰鋒面與燃燒室軸向夾角以及角渦最高溫度在圖中標(biāo)出.兩級(jí)旋流角為40°時(shí)，旋流強(qiáng)度較低，這時(shí)旋流器流阻較低，燃燒室頭部的冷卻氣流量會(huì)相應(yīng)減少，如圖6 所示，角渦處的平均混合分?jǐn)?shù)較高，角渦處會(huì)發(fā)生局部燃燒的現(xiàn)象.而兩級(jí)旋流角度為55°、旋流強(qiáng)度較高時(shí)，速度剪切層的張角較大，未燃預(yù)混氣向角渦的燃料輸運(yùn)效應(yīng)更加明顯，角渦同樣也出現(xiàn)了部分高溫區(qū).角渦出現(xiàn)的局部高溫區(qū)會(huì)影響燃燒室的壽命，再綜合上述對(duì)于燃燒性能方面的分析，考慮到較低的旋流會(huì)帶來更低的流動(dòng)損失，同時(shí)在確保燃燒效率、排放性能達(dá)標(biāo)的前提下，本節(jié)將選取兩級(jí)旋流角度為45°的燃燒室來進(jìn)一步開展研究.

圖10 不同旋流角時(shí)的溫度及混合分?jǐn)?shù)分布Fig.10 Temperature and mixture fraction contours under different swirl angles

3.1.2 主燃1 級(jí)旋流角對(duì)燃燒室性能的影響

本節(jié)探究了主燃2 級(jí)為45°時(shí)，主燃1 級(jí)旋流角度對(duì)燃燒室性能的影響.如圖11 所示，總壓損失會(huì)隨著主燃1 級(jí)旋流角的增加略有提升，但是其他指標(biāo)無明顯改變，說明主燃1 級(jí)旋流角對(duì)燃燒室性能的影響有限.

圖11 主燃1級(jí)旋流角對(duì)燃燒性能的影響Fig.11 Emission characteristics under different swirl angles of first main-stage

圖12 給出了主燃1 級(jí)旋流角對(duì)各部分進(jìn)氣量的影響.隨著主燃1 級(jí)旋流角的增加，主燃1 級(jí)的進(jìn)氣量呈線性減少，主燃2 級(jí)空氣量相應(yīng)地呈線性增長，且兩級(jí)空氣流量的增長率絕對(duì)值近似相等，主燃1 級(jí)旋流角將直接影響兩級(jí)的進(jìn)氣比例，這在燃燒室變工況運(yùn)行時(shí)是至關(guān)重要的.

圖12 主燃1級(jí)旋流角對(duì)各級(jí)進(jìn)氣比例的影響Fig.12 Air mass flow ratio of three stages under different swirl angles of first main-stage

圖13 給出了主燃1 級(jí)旋流角變化對(duì)燃燒室回流區(qū)的影響規(guī)律.由于主燃1 級(jí)的流量占比較低，其旋流角變化對(duì)燃燒場(chǎng)的影響有限.回流區(qū)長度會(huì)隨著主燃1 級(jí)旋流角的增加略有增長，主燃1 級(jí)葉片角大于47.5°后，回流區(qū)長度不再變化.回流區(qū)的寬度幾乎不受主燃1 級(jí)旋流角的影響.渦心軸向位置隨著主燃一級(jí)旋流角度的增加呈現(xiàn)出向上游移動(dòng)的趨勢(shì)，當(dāng)渦心移動(dòng)到軸向位置95 mm 左右時(shí)(主燃1 級(jí)旋流角度50°左右時(shí))，旋流角的變化幾乎不再對(duì)渦心軸向位置產(chǎn)生影響.此時(shí)渦心之間的距離會(huì)隨著旋流角增加而減小.

圖13 主燃1級(jí)旋流角對(duì)燃燒室回流區(qū)形態(tài)的影響Fig.13 Recirculation zone structures under different swirl angle of first main-stage

3.1.3 主燃2 級(jí)旋流角對(duì)燃燒室性能的影響

本小結(jié)將探究在主燃1 級(jí)旋流角度為45°條件下，主燃2 級(jí)旋流角度對(duì)燃燒室性能的影響，見圖14.圖14(a)可以看出主燃2 級(jí)旋流角度對(duì)燃燒效率和混合均勻性指數(shù)的影響不大，混合均勻性指數(shù)隨旋流角的增加還略有減小的趨勢(shì).另外，與上述兩種情況不同的是，隨著主燃2 級(jí)旋流角的增加，燃燒室總壓損失系數(shù)近似呈線性增長.圖14(b)所示的NOx和CO 排放量隨主燃2 級(jí)旋流角度的變化程度有限.污染物排放受燃料分配的影響更為明顯.

圖14 主燃2級(jí)旋流角對(duì)燃燒性能的影響Fig.14 Emission characteristics under different swirl angles of second main-stage

與上述情況不同，主燃2 級(jí)旋流角的增加，會(huì)顯著降低主燃2 級(jí)的空氣流量，值班級(jí)、主燃1 級(jí)和冷卻孔的進(jìn)氣量都有不同程度的增加，其中主燃1 級(jí)的進(jìn)氣量顯著增加，見圖15.

圖15 主燃2級(jí)旋流角對(duì)各級(jí)進(jìn)氣比例的影響Fig.15 Air mass flow ratio of three stages under different swirl angles of second main-stage

主燃2 級(jí)流量占比較高，占了整個(gè)燃燒室頭部進(jìn)氣量的70%以上，因此主燃2 級(jí)旋流角的變化會(huì)對(duì)燃燒流場(chǎng)產(chǎn)生較大的影響.旋流角度的增加會(huì)同時(shí)使回流區(qū)的長度和寬度有所增加，由于燃燒室徑向尺寸受限，回流區(qū)寬度增長幅度較低.渦心軸向位置隨著主燃1 級(jí)旋流角的增加向上游移動(dòng).在主燃2 級(jí)旋流角度達(dá)到50°左右時(shí)，渦心軸向位置隨著旋流角增加而繼續(xù)增長的趨勢(shì)變緩，同時(shí)，渦心之間的距離開始隨著旋流角的增加而逐漸增加，見圖16.

圖16 主燃2級(jí)旋流角對(duì)燃燒室回流區(qū)形態(tài)的影響Fig.16 Recirculation zone structures under different swirl angles of second main-stage

3.2 葉間流道斜徑向角對(duì)燃燒性能的影響

葉間流道斜徑向角定義如圖17 所示，葉間流道中線與旋流器軸向方向的夾角為斜徑向角.主燃1級(jí)斜徑向角記為αin，主燃2 級(jí)斜徑向角記為αout.考慮到實(shí)際的工程應(yīng)用情況，以及保持葉間流道沿流向呈現(xiàn)減縮的形態(tài)，本節(jié)選取αin的范圍在 6.75°～11.75°之間；選取αout的范圍在20°～27.5°之間.下文將研究斜徑向角對(duì)燃燒性能的影響.

圖17 葉間流道斜徑向角示意Fig.17 Schematic of the oblique radial angle

3.2.1 主燃1 級(jí)斜徑向角對(duì)燃燒性能的影響

圖18(a)和(b)分別給出了主燃1 級(jí)斜徑向角對(duì)燃燒性能和排放性能的影響.由于主燃1 級(jí)斜徑向角的增加，會(huì)使旋流器的進(jìn)氣截面積降低，因此會(huì)造成燃燒室總壓損失的升高.由此造成的葉間流道內(nèi)流速的升高可能是混合均勻性指數(shù)升高的原因.在6.75°～11.75°的主燃1 級(jí)斜徑向角范圍內(nèi)，燃燒效率均在99.9%以上.

圖18 主燃1級(jí)斜徑向角對(duì)燃燒性能的影響Fig.18 Emission characteristics under different oblique radial angles of first main-stage

主燃1 級(jí)斜徑向角的增加，在增加了主燃1 級(jí)進(jìn)氣面積的同時(shí)，降低了主燃2 級(jí)的進(jìn)氣面積，造成主燃1 級(jí)的空氣流量大幅增長，而主燃2 級(jí)流量大幅降低，導(dǎo)致兩級(jí)的進(jìn)氣比例受到顯著影響.同時(shí)由于旋流器流阻隨著主燃1 級(jí)斜徑向角的增長而升高，相對(duì)而言流阻沒有發(fā)生變化的值班級(jí)和冷卻孔的空氣量也有小幅增長，結(jié)果見圖19.

圖19 主燃1級(jí)斜徑向角對(duì)各級(jí)進(jìn)氣比例的影響Fig.19 Air mass flow ratio of three stages under different oblique radial angles of first main-stage

如圖20 所示，主燃1 級(jí)斜徑向角的改變對(duì)回流區(qū)肩部的影響較為明顯，斜徑向角增加使回流區(qū)沿徑向展開的范圍更廣，這是由渦心位置發(fā)生移動(dòng)而主導(dǎo)的現(xiàn)象，主燃1 級(jí)斜徑向角的升高，使回流區(qū)渦心位置向燃燒室上游和外壁面位置移動(dòng)，進(jìn)而擴(kuò)大了回流區(qū)的影響范圍.回流區(qū)形態(tài)的改變顯著影響火焰鋒面的位置，圖21 所示的火焰鋒面位置與速度剪切層位置基本一致，隨著主燃1 級(jí)斜徑向角的升高，火焰張角由44°逐漸升高至52°.但較低的1 級(jí)斜徑向角造成葉間流道內(nèi)的流速降低，會(huì)影響到燃料的混合均勻程度，如圖21(a)所示，燃料在剪切層位置處的分布相對(duì)集中，這將不利于燃燒室排放性能的提升.另外較高的1 級(jí)斜徑向角不僅會(huì)造成總壓損失的升高，還會(huì)引起角渦處的燃料富集，進(jìn)而引起嚴(yán)重的角渦著火情況，這對(duì)燃燒室的性能和壽命都會(huì)造成不利的影響.因此主燃1 級(jí)斜徑向角取中間值9.25°是較為合適的.

圖20 主燃1級(jí)旋流角對(duì)燃燒室回流區(qū)形態(tài)的影響Fig.20 Recirculation zone structures under different oblique radial angles of first main-stage

圖21 不同主燃1級(jí)斜徑向角時(shí)溫度及混合分?jǐn)?shù)分布Fig.21 Temperature and mixture fraction contours under different oblique radial angles of first main-stage

3.2.2 主燃2 級(jí)斜徑向角對(duì)燃燒性能的影響

與主燃1 級(jí)不同，主燃2 級(jí)斜徑向角的增加會(huì)降低燃燒室的總壓損失，混合均勻性指數(shù)會(huì)因此受到影響，雖然總壓損失進(jìn)一步降低，但由于氣流速度的降低，不利于燃料和空氣的混合.燃燒效率和污染物排放幾乎不受主燃2 級(jí)斜徑向角的影響，都能展現(xiàn)出良好的性能，結(jié)果見圖22.

圖22 主燃2級(jí)斜徑向角對(duì)燃燒性能的影響Fig.22 Emission characteristics under different oblique radial angles of second main-stage

如圖23 所示，主燃2 級(jí)斜徑向角的增加增大了主燃2 級(jí)的進(jìn)氣面積，降低了2 級(jí)流道的流阻，使更多的空氣流過2 級(jí)流道.這種變化趨勢(shì)在主燃2 級(jí)斜徑向角度達(dá)到25°的時(shí)候區(qū)域平緩，各級(jí)空氣比例不再隨著斜徑向角度的增加而繼續(xù)改變.

圖23 主燃2級(jí)斜徑向角對(duì)各級(jí)進(jìn)氣比例的影響Fig.23 Air mass flow ratio of three stages under different oblique radial angles of second main-stage

從圖24 中可以看出，主燃2 級(jí)斜徑向角的改變對(duì)回流區(qū)肩部的影響也較為明顯，但是與主燃1 級(jí)斜徑向角度的影響規(guī)律不同，隨著主燃2 級(jí)斜徑向角度的升高，回流區(qū)向中軸線位置處收縮.回流區(qū)渦心位置隨著斜徑向角的升高向燃燒室上游位置移動(dòng).如圖25 所示，火焰鋒面位置與回流區(qū)的上游邊界位置基本一致，隨著主燃2 級(jí)斜徑向角的升高，火焰張角由51.5°逐漸降低至42°.主燃2 級(jí)斜徑向角度達(dá)到25°以上時(shí)，燃料在剪切層位置處的分布相對(duì)集中，不利于降低排放.且主燃2 級(jí)斜徑向角度的增加會(huì)為加工和安裝帶來困難.因此本節(jié)選取主燃2 級(jí)斜徑向角度為22.5°.

圖24 主燃2級(jí)斜徑向角對(duì)燃燒室回流區(qū)形態(tài)的影響Fig.24 Recirculation zone structures under different oblique radial angles of second main-stage

圖25 不同主燃2級(jí)斜徑向角時(shí)溫度及混合分?jǐn)?shù)分布Fig.25 Temperature and mixture fraction contours under different oblique radial angles of second mainstage

3.3 輪轂展向角對(duì)燃燒性能的影響

根據(jù)上節(jié)的研究結(jié)果，本節(jié)將以兩級(jí)旋流角度均為45°，主燃1 級(jí)斜徑向角為9.25°，主燃2 級(jí)斜徑向角為22.5°的旋流器結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，研究輪轂展向角對(duì)燃燒室性能的影響.輪轂展向角定義為相鄰兩級(jí)輪轂唇口連線方向與燃燒室徑向的夾角.考慮到塔式同軸分級(jí)燃燒室的主燃1 級(jí)靠近燃燒室軸線方向，其進(jìn)氣來流方向幾乎是與軸線方向平行，從降低流阻、減少流體分離的角度考慮，本文確定主燃1 級(jí)的輪轂展向角為0°.考慮到本文所設(shè)計(jì)的塔式同軸分級(jí)燃燒室主要是針對(duì)于順流式進(jìn)氣型的火焰筒，權(quán)衡進(jìn)氣來流的氣流折轉(zhuǎn)角度，本文將輪轂展向角控制在37.5°內(nèi)，選取4 個(gè)角度進(jìn)行研究，如圖26 所示.

圖26 4種輪轂展向角度的同軸分級(jí)旋流器Fig.26 Coaxial staged swirler with different hub oblique spanwise angles

如圖27(a)所示，當(dāng)輪轂展向角從15°變化至37.5°時(shí)，燃燒效率和總壓損失性能良好.輪轂展向角的增加會(huì)在一定程度上降低燃燒室總壓損失，并在展向角增加至30°時(shí)基本不再發(fā)生變化.輪轂展向角的增加縮短了主燃2 級(jí)燃料的摻混距離，這是導(dǎo)致混合均勻性指數(shù)成下降趨勢(shì)的主要原因.圖27(b)表明，在輪轂展向角超過30°時(shí)，污染物排放增加較為明顯，這可能是由于燃/空摻混均勻程度的下降導(dǎo)致的.

圖27 輪轂展向角對(duì)燃燒性能的影響Fig.27 The emission characteristics under different hub spanwise angles

圖28 給出了輪轂展向角對(duì)各級(jí)進(jìn)氣比例的影響.燃燒室頭部流阻的降低會(huì)使更多的空氣流經(jīng)旋流器，其中輪轂展向角的變化僅對(duì)主燃2 級(jí)的結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了相關(guān)，因此總壓損失降低的原因是由于主燃2 級(jí)的流阻變化.相應(yīng)地，主燃2 級(jí)空氣流量隨著輪轂展向角的增加而逐漸升高.

圖28 輪轂展向角對(duì)各級(jí)進(jìn)氣比例的影響Fig.28 Air mass flow ratio of three stages under different hub spanwise angles

如圖29 所示，輪轂展向角的變化對(duì)速度剪切層的張角及渦心位置影響較大.輪轂展向角的增加使渦心向燃燒室下游和中軸線方向移動(dòng)，回流區(qū)的體積降低.回流區(qū)形態(tài)由長紡錘形變成水滴型.

圖29 輪轂展向角對(duì)燃燒室回流區(qū)形態(tài)的影響Fig.29 The recirculation zone structures under different hub spanwise angles

圖30 中以溫度梯度最大位置表示火焰鋒面，并給出了火焰鋒面與燃燒室軸線的夾角.輪轂展向角的增加會(huì)大幅減小火焰張角.在展向角大于30°時(shí)，總壓損失幾乎不再下降，且污染物排放開始增加，而混合均勻性指數(shù)明顯下降.另一方面，繼續(xù)增加展向角會(huì)造成的火焰張角持續(xù)減小，意味著燃料逐漸遠(yuǎn)離燃燒室的上游壁面，這不利于成功點(diǎn)火.綜合考慮，輪轂展向角30°的旋流器可以作為下一步優(yōu)化的結(jié)構(gòu).

圖30 不同輪轂展向角時(shí)溫度及混合分?jǐn)?shù)分布Fig.30 The temperature and mixture fraction contours under different hub spanwise angles

4 結(jié)論

本文采用數(shù)值模擬的方法，探究了塔式同軸分級(jí)旋流器的旋流角度、葉間流道斜徑向角、輪轂展向角對(duì)燃燒室性能的影響規(guī)律.主要結(jié)論如下：

(1) 由于本文所涉及的塔式分級(jí)旋流器，主燃2級(jí)流量占比較高.相對(duì)于主燃1 級(jí)旋流角，總壓損失和兩級(jí)流量分配比例受到主燃2 級(jí)旋流角的影響更大.兩級(jí)旋流角度增加都會(huì)使回流區(qū)渦心位置向燃燒室上游移動(dòng)，主燃2 級(jí)旋流角的增加會(huì)使回流區(qū)長度有所增加.兩級(jí)旋流角的增加會(huì)使火焰鋒面與燃燒室中軸線的夾角增加.

(2) 主燃1 級(jí)斜徑向角的增加有利于燃燒效率和排放性能的提升，但會(huì)引起總壓損失的增長.升高主燃2 級(jí)斜徑向角幾乎不影響燃燒效率、排放性能，但是能降低總壓損失.斜徑向角的變化對(duì)回流區(qū)渦心位置的影響較小，但是會(huì)影響回流區(qū)的長度和寬度.主燃1 級(jí)斜徑向角的增加會(huì)增大回流區(qū)寬度；主燃2 級(jí)斜徑向角的增加會(huì)使回流區(qū)的長度縮短.與主燃2 級(jí)斜徑向角不同，主燃1 級(jí)斜徑向角增大會(huì)增加火焰張角.

(3) 當(dāng)輪轂展向角從15°變化至37.5°時(shí)，燃燒效率和總壓損失性能良好.輪轂展向角的增加會(huì)降低燃燒室總壓損失，但展向角超過30°后基本不再發(fā)生變化，此時(shí)污染物排放增幅明顯.輪轂展向角的增加會(huì)略微增大回流區(qū)寬度，同時(shí)使得渦心位置會(huì)向下游移動(dòng)，還會(huì)降低火焰張角.