于建橋，王成軍，里海洋，馬 鈺

(1.沈陽航空航天大學(xué) 航空發(fā)動機學(xué)院，沈陽 110136；2.遼寧省航空推進系統(tǒng)先進測試技術(shù)重點實驗室，沈陽 110136)

1 引言

近年來，由于中心分級燃燒技術(shù)[1-2]可以解決航空發(fā)動機燃燒室在變工況下實現(xiàn)穩(wěn)定燃燒的問題，從而使得對中心分級燃燒室的研究成為一個熱點。而旋流器作為燃燒室頭部的重要組成部分[3-4]，對噴入燃燒室的燃油具有加快霧化和摻混的作用，故帶有值班級(又稱預(yù)燃級)和主燃級的中心分級旋流器[5-6]成為國內(nèi)外學(xué)者研究的重點，以實現(xiàn)燃油的高效燃燒和污染物的低排放，以及提高在高工況下燃燒室出口溫度的均勻性[7-8]。

國內(nèi)外學(xué)者就旋流器對燃燒室的影響開展了大量的研究。國外，Lazik 等[9]通過改變值班級與主燃級旋流器的葉片安裝角和葉片數(shù)量等結(jié)構(gòu)參數(shù)，在高溫高壓條件下進行了大工況試驗和地面點火啟動試驗、貧油熄火試驗等。Mehta 等[10]采用粒子圖像測速儀(PIV)測量試驗的方法，分別對裝有兩級旋流方向相同和兩級旋流方向相反的雙級旋流杯后的冷態(tài)流場進行了研究。Linck 等[11]利用PIV 技術(shù)與相位多普勒干涉技術(shù)(PDI)，對裝有多級旋流器的燃燒室進行了測試試驗，研究了旋流器葉片安裝角對燃燒室性能的影響。國內(nèi)，丁國玉等[12]通過對裝有三級旋流器的中心分級燃燒室進行性能試驗，研究了不同旋向組合對三級旋流燃燒室燃燒性能的影響。苗淼等[13]采用數(shù)值模擬方法研究了三級旋流器葉片安裝角對雙環(huán)預(yù)混旋流(TAPS)燃燒室性能的影響。付忠廣等[14]研究了旋流器通道寬度對燃燒室速度場、溫度場及污染物排放的影響。程明等[15]采用數(shù)值模擬與性能試驗相結(jié)合的方法，研究了旋流杯中副旋流器的旋流數(shù)和相對進氣量對燃燒室出口溫度場分布和污染物NOx 排放量等燃燒性能的影響。

以上研究證明旋流器結(jié)構(gòu)的確對燃燒室性能有一定的影響，但未針對旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對燃燒室內(nèi)溫度場的影響展開詳細研究。為此，本文以中心分級燃燒室為研究對象，通過改變?nèi)壭髌鞲骷壍慕Y(jié)構(gòu)參數(shù)，采用數(shù)值計算方法對燃燒室溫度場進行數(shù)值模擬；對比分析了中心分級燃燒室內(nèi)溫度場的變化，得出了較為合適的值班級第一級、第二級旋流器以及主燃級旋流器的結(jié)構(gòu)參數(shù)組合，為提高燃燒室的燃燒效率提供了理論依據(jù)。

2 研究對象及方法

2.1 幾何模型構(gòu)建

建立的中心分級燃燒室?guī)缀文Ｐ徒Y(jié)構(gòu)如圖1 所示。為減少數(shù)值模擬時的計算量及計算時間，對燃燒室的機匣結(jié)構(gòu)進行了適當(dāng)簡化，即未設(shè)計摻混孔和冷卻孔。具體設(shè)計參數(shù)為：燃燒室頭部直徑為108.0 mm，頭部長度為100.0 mm，燃燒室筒體直徑為86.0 mm，筒體長度為200.0 mm，燃燒室尾部收斂段長度為40.0 mm，燃燒室出口直徑為44.7 mm。

圖1 中心分級燃燒室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)Fig.1 Geometric structure diagram of central-staged combustor

2.2 計算域網(wǎng)格劃分

設(shè)計的旋流器為三級斜切式徑向旋流器，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)見圖2。旋流器由值班級旋流器、主燃級旋流器、空氣霧化噴嘴、文氏管和套筒組成。第一級與第二級旋流器為值班級旋流器，第三級旋流器為主燃級旋流器。各級旋流器空氣流量分配為：第一級旋流器占8%，第二級旋流器占12%，主燃級旋流器占80%。值班級第一級與第二級旋流器的設(shè)計旋流數(shù)分別為0.4、0.6，主燃級旋流器的設(shè)計旋流數(shù)為0.8。根據(jù)流量分配情況及設(shè)計旋流數(shù)大小，對各級旋流器的結(jié)構(gòu)及尺寸進行設(shè)計。

圖2 旋流器內(nèi)部結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Internal structure diagram of swirler

采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格組合的形式進行網(wǎng)格劃分。對于結(jié)構(gòu)復(fù)雜的旋流器計算域，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分；對于結(jié)構(gòu)相對簡單的燃燒室機匣計算域，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。這樣不僅能提高燃燒室數(shù)值計算的效率，同時也能保證計算的精度。旋流器內(nèi)部網(wǎng)格劃分如圖3 所示，中心分級燃燒室內(nèi)部網(wǎng)格劃分如圖4 所示。

圖3 旋流器內(nèi)部網(wǎng)格Fig.3 Swirler internal mesh

圖4 中心分級燃燒室內(nèi)部網(wǎng)格Fig.4 Central-staged combustion chamber internal grid

2.3 計算模型及邊界條件

由于燃燒室中燃氣的雷諾數(shù)較高，屬于強湍流流動，故選用Realizablek-ε湍流模型進行計算。中心分級燃燒室的邊界條件為：燃燒室進口采用質(zhì)量進口，出口采用壓力出口；燃燒室進口燃氣的質(zhì)量流量為3 kg/s，溫度為850 K；燃燒室出口燃氣的壓力為101 325 Pa，溫度為850 K。熱態(tài)數(shù)值模擬時燃氣的湍流強度均為5%，進口水力直徑為108.0 mm，出口水力直徑為44.7 mm。水力直徑定義如下[16]：

式中：Dh為水力直徑；A為流通截面積；Pw為潤濕周長，即過流斷面上流體與固體壁面接觸的周界線長度。

中心分級燃燒室的所有壁面均設(shè)置為無滑移絕熱壁面，近壁區(qū)選擇標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進行處理，以滿足中心分級燃燒室內(nèi)近壁面流動的處理要求[17-18]。

3 研究方案

采用分別改變?nèi)壭鼻惺綇较蛐髌髌渲幸患壭髌鹘Y(jié)構(gòu)參數(shù)而保證其余兩級旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)，湍流模型的選擇、邊界條件的制定以及非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的劃分方式不變的方法，制定了如表1 所示的旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)方案。

表1 旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)方案Table 1 Structural parameter scheme of swirler

根據(jù)研究內(nèi)容的不同對方案A～J 進行分組。當(dāng)研究值班級第一級旋流器結(jié)構(gòu)對燃燒室燃燒性能的影響時，將方案A、B、C、D 分為一組進行分析；當(dāng)研究值班級第二級旋流器結(jié)構(gòu)對燃燒室燃燒性能的影響時，將方案A、E、F、G 分為一組進行分析；當(dāng)研究主燃級旋流器旋流孔角度對燃燒室燃燒性能的影響時，將方案A、H、I、J 分為一組進行分析。

4 數(shù)值模擬與結(jié)果分析

4.1 值班級第一級旋流器對燃燒室溫度場的影響

圖5 為值班級第一級旋流器方案A、B、C、D中心分級燃燒室沿流程溫度分布云圖?？梢园l(fā)現(xiàn)，4 種方案的燃燒火焰長度基本一致，但方案D 的高溫區(qū)域面積要比其他3 種方案的大。這說明值班級第一級旋流器斜切孔角度過大對燃燒室的溫度分布產(chǎn)生了一定的影響。

圖5 第一級旋流器對燃燒室沿流程溫度分布影響的云圖Fig.5 Cloud plot of the effect of the first stage swirler on the temperature distribution along the flow in the combustion chamber

圖6 為方案A、B、C、D 沿中心分級燃燒室中心軸線(X)的溫度分布曲線?？梢?，方案D 燃燒室內(nèi)最高溫度達到2 500 K，燃燒室出口溫度也達到了1 700 K。方案A 燃燒室內(nèi)最高溫度雖然也接近2 500 K，但燃燒室出口的溫度只有1 600 K。這是由于方案A 中燃燒室的回流作用在4 種方案中最強，其燃燒火焰比較穩(wěn)定，燃燒反應(yīng)也較為充分。而方案D 的回流作用最弱，使得主燃區(qū)的部分燃氣燃燒不夠充分，并在主燃區(qū)之后繼續(xù)進行燃燒反應(yīng)、釋放熱量，導(dǎo)致燃燒室出口溫度偏高。

圖6 第一級旋流器對燃燒室中心軸線溫度分布影響的曲線圖Fig.6 Plot of the effect of the first stage swirler on the temperature distribution along the center axis of the combustion chamber

圖7 為方案A、B、C、D 在X=0.08 m，Y=0 時(Y為垂直于軸線的主燃級旋流器出口截面線，XOY即為旋流器出口截面。)的縱截面溫度云圖。X=0.08 m是值班級與主燃級相互作用的位置?？梢姡琗=0.08 m時，4 種方案均形成了分布均勻的高溫區(qū)，且剪切層較為明顯。這說明值班級第一級旋流器的主要作用是促進燃油霧化，雖然值班級第一級旋流器在與主燃級旋流器相互作用時對燃燒室溫度分布產(chǎn)生了一定的影響，但影響較小。

圖7 X=0.08 m 處第一級旋流器對燃燒室縱截面溫度影響的云圖Fig.7 Cloud plot of the effect of the first stage swirler on the temperature of the longitudinal section of the combustion chamber at X=0.08 m

通過對值班級第一級旋流器4 種方案下沿流程溫度分布云圖、中心軸線溫度分布曲線圖和縱截面溫度云圖的對比與分析，可以得出，方案A 為4 種方案中的最佳方案。即當(dāng)值班級第一級旋流器斜切孔角度為25°時，燃燒室的溫度場分布較為理想。

4.2 值班級第二級旋流器對燃燒室溫度場的影響

圖8 為值班級第二級旋流器方案E、F、A、G中心分級燃燒室沿流程溫度分布云圖?？梢园l(fā)現(xiàn)，4 種方案的燃燒火焰長度基本一致，但方案A 燃燒室內(nèi)高溫區(qū)域面積要比其他3 種方案的小很多。這說明值班級第二級旋流器葉片安裝角度對燃燒室的溫度分布產(chǎn)生了一定的影響。

圖8 第二級旋流器對燃燒室沿流程溫度分布影響的云圖Fig.8 Cloud plot of the effect of the second stage swirler on the temperature distribution along the flow in the combustion chamber

圖9 為方案E、F、A、G 沿中心分級燃燒室軸線的溫度分布曲線?？梢?，方案E 的最高溫度為2 500 K，燃燒室出口溫度為1 700 K。這是由于方案E 的回流作用較弱，使得主燃區(qū)的部分燃氣燃燒不夠充分，并在主燃區(qū)之后繼續(xù)進行燃燒反應(yīng)、釋放熱量，導(dǎo)致燃燒室出口溫度偏高。方案G 燃燒室進口溫度為1 500 K，而燃燒室出口溫度為1 600 K，這是由于方案G 的回流作用偏大，使得高溫區(qū)開始壓縮所致。這說明值班級第二級旋流器葉片安裝角度不宜過大。

圖9 第二級旋流器對燃燒室中心軸線溫度分布影響的曲線圖Fig.9 Plot of the effect of the second stage swirler on the temperature distribution along the center axis of the combustion chamber

圖10 為方案E、F、A、G 在X=0.08 m，Y=0時的縱截面溫度云圖?？梢?，在X=0.08 m 時，4 種方案均形成了分布均勻的高溫區(qū)，且剪切層較為明顯。這說明值班級第二級旋流器和第一級旋流器的主要作用相同，都是促進燃油霧化，雖然在與主燃級旋流器相互作用時對燃燒室溫度分布產(chǎn)生了一定的影響，但是影響較小。

圖10 X=0.08 m 處第二級旋流器對燃燒室縱截面溫度影響的云圖Fig.10 Cloud plot of the effect of the second stage swirler on the temperature of the longitudinal section of the combustion chamber at X=0.08 m

通過對值班級第二級旋流器4 種方案下沿流程溫度分布云圖、中心軸線溫度分布曲線圖和縱截面溫度云圖的對比與分析，可以得出，值班級第二級旋流器葉片安裝角度在方案F 與方案A 之間較為合適。即當(dāng)值班級第二級旋流器葉片安裝角度在30°～45°時，燃燒室的溫度場分布較為理想。

4.3 主燃級旋流器對燃燒室溫度場的影響

圖11 為主燃級旋流器方案H、I、A、J 中心分級燃燒室沿流程溫度分布云圖?？梢园l(fā)現(xiàn)，4 種方案中，方案H 的燃燒火焰長度最長，其高溫區(qū)較其他3 種方案的靠后；而方案J 的火焰長度較短，其高溫區(qū)較其他3 種方案的靠前。這說明主燃級旋流器旋流孔角度大小對燃燒室的溫度分布產(chǎn)生了很大影響。

圖11 主燃級旋流器對燃燒室沿流程溫度分布影響的云圖Fig.11 Cloud plot of the effect of the main combustion stage swirler on the temperature distribution along the flow in the combustion chamber

圖12 為方案H、I、A、J 沿中心分級燃燒室軸線的溫度分布曲線?？梢?，方案H 在X=0.13 m 處燃燒室內(nèi)最高溫度達到2 500 K，燃燒室出口溫度為1 800 K。這是因為方案H 的回流作用弱，使得穩(wěn)焰效果較差，高溫區(qū)向后移動，火焰長度增加，主燃區(qū)的部分燃氣燃燒不夠充分，在主燃區(qū)之后繼續(xù)進行燃燒反應(yīng)、釋放熱量，導(dǎo)致燃燒室出口溫度偏高。方案J 在X=0.06 m 處達到最高溫度2 400 K，燃燒室出口溫度為1 500 K。這是因為方案J 的回流作用大，使得高溫區(qū)開始壓縮，火焰長度變短，但這種情況極易造成燃燒室損壞，這也充分表明主燃級旋流器旋流孔角度不宜過大。

圖12 主燃級旋流器對燃燒室中心軸線溫度分布影響的曲線圖Fig.12 Plot of the effect of the main combustion stage swirler on the temperature distribution in the center axis of the combustion chamber

圖13 為方案H、I、A、J 在X=0.08 m，Y=0 時的縱截面溫度云圖。由圖可知，在X=0.08 m 時，方案I、A 均形成了分布均勻的高溫區(qū)且剪切層較為明顯，方案H 的高溫區(qū)面積較小，方案J 的高溫區(qū)由于旋流強度過大而開始偏離中心區(qū)域。由于主燃級旋流器在燃燒室中起到的作用是控制燃燒室頭部的流場分布，流場分布的改變影響了燃燒反應(yīng)的進行，因此燃燒室的溫度場也隨之改變?？梢?，主燃級旋流器結(jié)構(gòu)對燃燒室溫度場具有較大的影響。

圖13 X=0.08 m 處主燃級旋流器對燃燒室縱截面溫度影響的云圖Fig.13 Cloud plot of the effect of the main combustion stage swirler on the temperature of the longitudinal section of the combustion chamber at X=0.08 m

通過對主燃級旋流器4 種方案沿流程溫度分布云圖、中心軸線溫度分布曲線圖和縱截面溫度云圖的對比與分析，可以得出，主燃級旋流器旋流孔角度在方案I 與方案A 之間較為合適。即當(dāng)主燃級旋流器旋流孔角度在45°～60°時，燃燒室的溫度場分布較為理想。

5 結(jié)論

以中心分級燃燒室為研究對象，分別對值班級第一級、值班級第二級和主燃級旋流器的各角度大小進行研究，通過改變各級旋流器的結(jié)構(gòu)參數(shù)，探究了旋流器結(jié)構(gòu)對中心分級燃燒室溫度場的影響，主要得出以下結(jié)論：

(1) 當(dāng)值班級第一級旋流器的斜切孔角度為25°時，燃燒室內(nèi)回流作用最強，且燃燒火焰也比較穩(wěn)定，中心分級燃燒室內(nèi)溫度場分布較為理想。

(2) 當(dāng)值班級第二級旋流器的葉片安裝角度在30°～45°時，燃燒室內(nèi)主燃區(qū)燃氣燃燒較充分，燃燒室出口溫度較低，中心分級燃燒室內(nèi)溫度場分布較好。

(3) 主燃級旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)對中心分級燃燒室溫度場分布的影響要遠大于值班級旋流器。隨著主燃級燃級旋流器旋流孔角度的增加，中心回流區(qū)的面積逐漸增大，而中心回流區(qū)面積過大將使燃燒室的高溫區(qū)集中，造成燃燒室損壞。主燃級旋流器旋流孔角度在45°～60°時，中心分級燃燒室的溫度場分布較為理想。