郭宏亮，齊秀龍，王 威，劉世錚，許博文，劉 瀟

(1.中國船舶集團(tuán)有限公司第七〇三研究所，哈爾濱 150078；2.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)燃燒室的研發(fā)向著低污染、燃燒效率高、總壓損失小、出口溫度分布合理、工作穩(wěn)定的方向發(fā)展，燃燒室的性能參數(shù)對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)的整機(jī)性能有著很大的影響，燃燒室燃油與空氣的燃燒組織方式直接影響燃燒室性能[1-3]，其中旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)燃油與空氣的摻混有著很大的影響.

為探究先進(jìn)燃燒室頭部燃油與空氣組織方式及旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)多級(jí)旋流燃燒技術(shù)進(jìn)行了研究，較多采用的方法是多旋流分級(jí)燃燒方案，即值班級(jí)采用擴(kuò)散燃燒，主燃級(jí)為貧油或近化學(xué)恰當(dāng)比燃燒[4].這些研究的趨勢是主燃級(jí)旋流器級(jí)數(shù)增多，由原來的一級(jí)軸向或徑向旋流器發(fā)展為兩級(jí)軸向或徑向旋流器[5].Dhanuka 等[6-8]實(shí)驗(yàn)研究了TAPS 燃燒室內(nèi)的瞬時(shí)流場、火焰相互耦合作用和周期性回火現(xiàn)象，研究表明回流區(qū)對(duì)實(shí)現(xiàn)火焰穩(wěn)定有著重要作用；Mongia[9]研究了多級(jí)旋流對(duì)燃燒室性能的影響，均滿足高溫升、低排放的要求，說明合理的火焰筒頭部氣流組織是實(shí)現(xiàn)低排放的有效方法；Li 等[10]采用PIV 技術(shù)對(duì)不同機(jī)構(gòu)的三級(jí)旋流器燃燒室流場特性進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的頭部結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒室回流區(qū)有顯著影響；Mansour 等[11]實(shí)驗(yàn)研究了多級(jí)燃燒室的油霧場分布，并且通過數(shù)值模擬研究了冷態(tài)流場，結(jié)果表明多級(jí)旋流頭部方案對(duì)燃燒室燃油霧化有著重要作用.顏應(yīng)文等[12]通過PIV 研究了值班級(jí)葉片安裝角變化時(shí)，燃燒室流場的變化，發(fā)現(xiàn)中心回流區(qū)的軸向和徑向尺寸隨葉片安裝角的增大而增大；彭云暉等[13]采用PIV 技術(shù)研究了雙旋流器和三旋流器對(duì)高溫升燃燒室主燃區(qū)流場的影響，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明三旋流器方案的出口溫度分布系數(shù)及貧油熄火性能均優(yōu)于雙旋流器方案.陳浩等[14]通過數(shù)值模擬研究了中心分級(jí)高溫升燃燒室的油氣摻混特性，發(fā)現(xiàn)主燃級(jí)同旋向布置會(huì)加強(qiáng)燃燒室內(nèi)的油氣摻混，燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)降低.高偉偉等[15]通過數(shù)值模擬的方法研究了高溫升燃燒室在不同旋流器特征參數(shù)下的燃燒性能，表明旋流器旋向組合和旋流數(shù)可以直接影響燃燒室的燃燒性能.

目前徑向旋流器葉片角度的變化對(duì)燃燒室性能的影響未開展深入研究，基于多旋流分級(jí)的燃燒方案，本文提出一種多級(jí)組合式旋流器頭部結(jié)構(gòu).通過數(shù)值模擬的方法，分析了主燃級(jí)徑向旋流器葉片安裝角對(duì)燃燒室油霧場、速度分布、溫度分布以及燃燒效率、出口溫度分布系數(shù)等性能參數(shù)的影響.最后給出了葉片安裝角對(duì)總壓損失、出口溫度分布系數(shù)影響的預(yù)測公式，為優(yōu)化多旋流分級(jí)燃燒室頭部設(shè)計(jì)奠定理論基礎(chǔ).

1 模型建立與方法

1.1 幾何模型

本文設(shè)計(jì)的多旋流分級(jí)模型燃燒室結(jié)構(gòu)如圖1所示，旋流器結(jié)構(gòu)如圖2 所示，由機(jī)匣、旋流器和火焰筒組成，火焰筒采用收縮出口設(shè)計(jì)，火焰筒上未開設(shè)主燃孔和摻混孔，壁面采用多斜孔氣膜的冷卻方式，目的為減少火焰筒冷卻孔的進(jìn)氣量，增加旋流器頭部的進(jìn)氣量，降低頭部當(dāng)量比，從而提高燃燒效率和降低污染物排放.某型燃燒室共有16 個(gè)頭部，本文將單頭部結(jié)構(gòu)簡化成矩形區(qū)域進(jìn)行計(jì)算.多旋流分級(jí)燃燒室頭部采用四級(jí)旋流器結(jié)構(gòu)，值班級(jí)采用兩級(jí)反旋布置的軸向旋流器，同時(shí)匹配文氏管；主燃級(jí)采用軸向和徑向組合的旋流器結(jié)構(gòu)，為了實(shí)現(xiàn)主燃級(jí)、值班級(jí)兩級(jí)燃油分級(jí)和空氣分級(jí)，主燃級(jí)出口采用收縮結(jié)構(gòu)，并且在值班級(jí)和主燃級(jí)之間形成一定高度的臺(tái)階.在燃油霧化方面，值班級(jí)采用一個(gè)錐形射流噴嘴，燃油在內(nèi)外兩級(jí)旋流器的剪切作用下發(fā)生破碎霧化，值班級(jí)為擴(kuò)散燃燒模式；主燃級(jí)采用多點(diǎn)噴射的橫向射流霧化，在主燃一級(jí)軸向旋流器出口通道均布12 個(gè)同軸空氣霧化噴射點(diǎn)，在主燃二級(jí)旋流器側(cè)壁上均布12 個(gè)噴射點(diǎn)，燃油通過這些噴射點(diǎn)向主燃級(jí)流道內(nèi)噴射，在兩級(jí)旋流作用下，燃油發(fā)生剪切破碎、霧化和摻混，主燃級(jí)為預(yù)混燃燒模式.

圖1 燃燒室示意Fig.1 Schematic diagram of combustion chamber

圖2 旋流器結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Structural diagram of swirler

1.2 計(jì)算方法與邊界條件

本文計(jì)算采用Fluent 軟件對(duì)燃燒室進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，湍流模型選用Realizable k-ε，近壁面處理采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù).燃燒室燃料為柴油用C12H26代替，包括106 組分和420 步詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理；燃燒模型采用部分預(yù)混FGM 算法，燃油噴霧采用DPM 離散相模型及Cone 型噴嘴，微分方程采用SIMPLE 算法進(jìn)行壓力-速度耦合計(jì)算；動(dòng)量方程、湍流動(dòng)能、湍流耗散、組分和能量方程均采用二階迎風(fēng)離散格式，以全部殘差小于1.0×10-3時(shí)的結(jié)果作為收斂結(jié)果.計(jì)算邊界條件如表1 所示.

表1 計(jì)算邊界條件Tab.1 Computational boundary conditions

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性與數(shù)值驗(yàn)證

通過ICEM 軟件對(duì)燃燒室進(jìn)行四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，對(duì)火焰筒冷卻孔、旋流器葉片、輪轂等位置進(jìn)行局部網(wǎng)格加密，中截面網(wǎng)格如圖3 所示.考慮網(wǎng)格數(shù)量會(huì)對(duì)數(shù)值模擬計(jì)算的精度和準(zhǔn)確性產(chǎn)生影響，進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，得到網(wǎng)格數(shù)分別為380 萬、510 萬、620 萬和710 萬的模型進(jìn)行計(jì)算.圖4 給出了在相同邊界條件下，不同網(wǎng)格數(shù)下燃燒室流場中軸線上的軸向速度分布，從圖4 可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量大于510 萬時(shí)，速度分布不再受其影響.因此，選用網(wǎng)格數(shù)量為510 萬進(jìn)行數(shù)值計(jì)算.

圖3 中截面網(wǎng)格Fig.3 Medium section mesh

圖4 中軸線速度變化曲線Fig.4 Central axis velocity variation curve

為了確定數(shù)值計(jì)算所選湍流模型與燃燒模型的有效性與準(zhǔn)確性，使用辛辛那提大學(xué)Fu[16]研究團(tuán)隊(duì)的燃燒室模型與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行模型驗(yàn)證，模型燃燒室結(jié)構(gòu)如圖5 所示，邊界條件參數(shù)如表2 所示.

表2 邊界條件Tab.2 Boundary condition

圖5 模型燃燒室結(jié)構(gòu)Fig.Model combustor structure

圖6 為距離旋流器出口平面D 分別為5 mm、15 mm、29 mm、46 mm、76 mm、92 mm 處的數(shù)值模擬數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，在3 處不同的軸向位置，數(shù)值計(jì)算得到的燃燒室熱態(tài)場軸向速度與實(shí)驗(yàn)值雖然有差異，但變化規(guī)律基本一致，說明采用Realizable k-ε模型與FGM 燃燒模型可以較好地反映燃燒室流場分布規(guī)律.因此，在后續(xù)的數(shù)值計(jì)算中，湍流模型采用Realizable k-ε模型，燃燒模型采用部分預(yù)混FGM算法.

圖6 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.6 Comparison between numerical results and experimental data

1.4 研究方案

為了研究徑向旋流器葉片安裝角對(duì)多旋流分級(jí)燃燒室性能的影響，采取的研究方案如表3 所示，Case1～Case4 值班級(jí)旋流器和主燃級(jí)軸向旋流器葉片安裝角保持不變，只改變主燃級(jí)徑向旋流器葉片安裝角.

表3 研究方案Tab.3 Research scheme

2 計(jì)算結(jié)果與分析

值班級(jí)與主燃級(jí)的燃油分級(jí)比例為1∶9，對(duì)設(shè)定的方案進(jìn)行計(jì)算，分別從燃燒室油霧場、速度分布、溫度分布、出口污染物排放性能以及性能參數(shù)分析不同葉片安裝角的旋流器結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒室性能的影響.

2.1 油霧場分布規(guī)律

圖7 給出了不同葉片安裝角結(jié)構(gòu)中截面燃油分布圖，由圖可以看到，燃油自噴嘴噴出，附著在文氏管壁上，在文氏管出口位置處燃油濃度最大，燃油在文氏管的尾緣經(jīng)反向旋轉(zhuǎn)的氣流剪切、霧化后進(jìn)入燃燒室.4 種方案下的燃油分布大致沿中軸線對(duì)稱，隨著葉片安裝角的增大，主燃級(jí)燃油出口擴(kuò)張角逐漸變大，燃油更多地分布在火焰筒前部.為研究旋流器出口燃油分布的情況，選取靠近出口的Z＝35 mm 軸向截面.圖8 為Z＝35 mm 時(shí)軸向截面燃油分布圖，4種方案下燃油均勻分布，Case1 中燃油呈點(diǎn)狀環(huán)形分布，四周燃油濃度較低，隨著葉片安裝角的增大，環(huán)狀分布的燃油逐漸與周圍空氣混合均勻，整個(gè)截面燃油逐漸均布，如Case4 所示，說明葉片安裝角增大可以使旋流器出口燃油與空氣的混合位置前移.

圖7 不同方案中截面燃油分布Fig.7 Section fuel distribution in different schemes

圖8 Z＝35 mm軸向截面燃油分布Fig.8 Z＝35 mm axial section fuel distribution

2.2 速度分布規(guī)律

圖9 為不同徑向旋流器葉片安裝角下中截面軸向速度分布及流線圖.在燃燒室內(nèi)存在中心回流區(qū)、臺(tái)階回流區(qū)和角回流區(qū)，4 種方案下的回流區(qū)形態(tài)都比較規(guī)則，基本沿中軸線對(duì)稱.隨著葉片安裝角增大，回流區(qū)軸向速度分布的變化不明顯，但回流區(qū)的后駐點(diǎn)逐漸前移，回流區(qū)的前部逐漸飽滿，軸向尺寸逐漸縮小，兩個(gè)渦核的距離逐漸增大，并且呈現(xiàn)前移的趨勢.這是由于隨著葉片安裝角增大，徑向旋流器旋流數(shù)增加，主燃級(jí)出口氣流的軸向動(dòng)量和切向動(dòng)量隨之增加，主燃級(jí)出口氣流擴(kuò)張角增大，渦核擴(kuò)散能力增強(qiáng)，使得兩個(gè)渦心沿著徑向擴(kuò)展.

圖9 中截面軸向速度分布及流線圖Fig.9 Axial velocity distribution and streamline diagram of middle section

圖10、圖11 為中軸線軸向速度分布和湍流強(qiáng)度分布圖，如圖10 所示，4 種方案下的軸向速度變化趨勢基本一致，回流區(qū)內(nèi)速度先增大后減小，負(fù)速度的最大值大約在回流區(qū)的中心位置.葉片安裝角度的改變對(duì)最大負(fù)速度影響很小，基本在-20 m/s 左右，隨著軸向距離的增加，葉片安裝角越大軸向速度越小.由圖11 可知，在回流區(qū)位置葉片安裝角越大湍流強(qiáng)度越大，在回流區(qū)之外則有所改變，說明葉片安裝角的增加能加強(qiáng)回流強(qiáng)度，有利于加強(qiáng)燃料與空氣的摻混，使得燃燒更均勻，有助于提高燃燒效率，并且增加燃油的駐留時(shí)間.

圖10 中軸線軸向速度變化曲線Fig.10 Axial velocity variation curve of central axis

圖11 中軸線湍流強(qiáng)度變化曲線Fig.11 Central axis turbulence intensity variation curve

2.3 溫度場分布規(guī)律

圖12 為不同徑向旋流器葉片安裝角下的中截面溫度云圖.從圖可以看出，燃燒室的溫度分布基本保持不變，由于火焰筒內(nèi)負(fù)壓區(qū)使高溫燃?xì)饣亓鳎邷貐^(qū)大部分集中在中心值班級(jí)出口位置，溫度超過2 200 K，外圍形成超過 2 000 K 的高溫區(qū)范圍較大.隨著葉片安裝角增大，燃燒室內(nèi)的平均溫度逐漸降低，火焰前鋒面的張角逐漸增大，高溫區(qū)與火焰筒壁面接觸位置逐漸前移，高溫區(qū)前部徑向尺寸變大，并且溫度分布逐漸均勻.燃燒室壁溫均在1 200 K 以下，符合火焰筒壁面冷卻的要求.葉片安裝角增大會(huì)促進(jìn)燃燒室溫度分布的均勻性，但也導(dǎo)致了高溫區(qū)域前移.葉片安裝角65°時(shí)，燃燒室角落渦的溫度有所升高，應(yīng)避免角落渦出現(xiàn)高溫的現(xiàn)象.結(jié)合圖13 平均混合分?jǐn)?shù)-溫度分布分析，隨著葉片安裝角的增大，燃燒室內(nèi)平均混合分?jǐn)?shù)增加，這是由于燃燒室內(nèi)油氣摻混由富當(dāng)量比向貧當(dāng)量比區(qū)移動(dòng)，燃油摻混效果更好.

圖12 不同方案中截面溫度分布Fig.12 Section temperature distribution in different schemes

圖13 不同方案中截面混合分?jǐn)?shù)-溫度分布Fig.13 Section mixing fraction temperature distribution in different schemes

如圖14 為燃燒室出口溫度分布，4 種方案下都呈現(xiàn)中心溫度高、四周溫度逐漸降低的現(xiàn)象，由于火焰筒上下壁面冷卻空氣的存在，出口溫度上下面附近溫度較左右面溫度低.隨著葉片安裝角增大，出口中心高溫區(qū)域形狀變得狹長至消失，燃燒室出口最高溫度逐漸降低，說明隨著葉片安裝角增大，出口溫度品質(zhì)逐漸變好.

圖14 不同方案出口溫度分布Fig.14 Outlet temperature distribution of different schemes

2.4 出口污染物排放性能分析

選取出口污染物NOx進(jìn)行分析，由于熱力型NOx所占的比例較大，瞬時(shí)型和中間體型NOx所占比例較小，因此主要考慮熱力型NOx.從圖15 可以看出，4 種方案下燃燒室出口中心區(qū)域NOx濃度較高，四周濃度較低.隨著葉片安裝角的增加，出口NOx的排放逐漸增加，并呈現(xiàn)上下兩個(gè)高濃度分布區(qū)域，這是由于隨著主燃級(jí)的葉片安裝角增大，氣流的切向動(dòng)量增大，旋流作用增強(qiáng)，促進(jìn)了燃油與空氣的摻混，使得燃燒接近化學(xué)恰當(dāng)比，促進(jìn)了NOx的生成量.

圖15 不同方案出口NOx 分布Fig.15 NOx distribution at outlet of different schemes

2.5 性能參數(shù)分析

衡量燃燒室出口溫度分布常用的溫度分布指標(biāo)為出口溫度分布系數(shù)u，定義為

一般要求u≤25%，本文采用煙氣分析法計(jì)算燃燒效率，由表4 可以看出，4 種方案下的燃燒效率均在99%以上，隨著葉片安裝角的增大，燃燒效率略有增加，u 逐漸減小，壓力損失逐漸增大.通常要求壓損不超過3%，u 不大于25%，考慮綜合性能參數(shù)，徑向旋流器葉片安裝角為60°時(shí)，燃燒室的綜合性能參數(shù)較好.如圖16、圖17 所示為總壓損失、u 隨葉片安裝角的變化圖線，分別進(jìn)行線性擬合得到如下關(guān)系式：

表4 不同方案的性能參數(shù)Tab4.Performance parameters of different schemes

圖16 總壓損失隨葉片安裝角變化Fig.16 The total pressure loss varies with the blade installation angle

圖17 出口溫度分布系數(shù)隨葉片安裝角變化Fig.17 Outlet temperature distribution factor varies with blade mounting angle

式中：y 為總壓損失；u 為出口溫度分布系數(shù)；x 為徑向旋流器葉片安裝角，50≤x≤65.該關(guān)系式可以對(duì)徑向旋流器葉片安裝角變化引起的總壓損失、u 變化在一定范圍內(nèi)進(jìn)行預(yù)測.

3 結(jié)論

本文針對(duì)多旋流分級(jí)燃燒室的徑向旋流器葉片安裝角對(duì)燃燒室性能的影響進(jìn)行數(shù)值模擬研究，得到的結(jié)論如下：

(1)徑向旋流器葉片安裝角增大，旋流器出口燃油與空氣的混合位置前移，回流區(qū)后駐點(diǎn)位置前移，回流區(qū)的軸向尺寸逐漸縮小，兩個(gè)渦核的距離逐漸增大.在回流區(qū)內(nèi)，隨著葉片安裝角增大，湍流強(qiáng)度逐漸變大.

(2)徑向旋流器葉片安裝角增大，溫度場平均溫度逐漸降低，并且溫度分布逐漸均勻.出口中心高溫區(qū)的面積逐漸減少，燃燒室出口最高溫度逐漸降低.燃燒室出口污染物排放中心區(qū)域NOx濃度較高，四周濃度較低，隨著葉片安裝角的增加，出口NOx的排放逐漸增加，并呈現(xiàn)上下兩個(gè)高濃度分布區(qū)域.

(3)徑向旋流器葉片安裝角增大，總壓損失逐漸增大，出口溫度分布系數(shù)逐漸減小，燃燒效率最大為99.98%，徑向旋流器葉片安裝角為60°時(shí)，燃燒室有較好的綜合性能參數(shù).燃燒室內(nèi)總壓損失y 和出口溫度分布系數(shù)u 隨葉片安裝角x 變化的擬合關(guān)系式分別為y＝0.043 4x＋0.207 和u＝-0.732x＋66.64(50≤x≤65).