鄭 順， 王成軍

(沈陽航空航天大學(xué)航空發(fā)動機(jī)學(xué)院， 沈陽 110136)

隨著航空發(fā)動機(jī)的快速發(fā)展，高溫升、高推重比及低污染排放必然成為燃燒室未來發(fā)展趨勢，這對燃燒室的各種性能指標(biāo)也提出了更高的要求。其中主燃燒室在工程的研發(fā)設(shè)計中，目標(biāo)是在軸向最短的空間內(nèi)，進(jìn)行燃油的高效燃燒，提高燃?xì)獾臏囟?，所以燃燒室的結(jié)構(gòu)都處在極其惡劣的工作環(huán)境下。在火焰筒內(nèi)，要進(jìn)行燃油燃燒，還有極其復(fù)雜的物理化學(xué)反應(yīng)?；鹧嫱脖诿嬖谏a(chǎn)加工時開有進(jìn)氣孔，按功用和方位分為主燃孔、補(bǔ)燃孔、摻混孔和冷卻孔，其中摻混區(qū)內(nèi)流經(jīng)摻混孔的冷氣與火焰筒內(nèi)的高溫氣體進(jìn)行混合來調(diào)節(jié)燃燒室出口溫度[1]。影響燃燒室的出口溫度的因素較多，比如主燃區(qū)的燃燒、摻混區(qū)摻混氣與燃?xì)饣旌系萚2]。燃燒室內(nèi)要穩(wěn)定充分高效的燃燒，主要由摻混區(qū)來調(diào)節(jié)燃燒室的出口溫度，是由控制摻混孔流進(jìn)的摻混氣混合來實現(xiàn)其功能，所以摻混孔的幾何特性與氣動特性對出口特性有著重要影響[3-5]。

中外學(xué)者對燃燒室出口特性開展了大量研究。鄧遠(yuǎn)灝等[6]用數(shù)值模擬的方法對貧油預(yù)混預(yù)蒸發(fā)燃燒室(LPP)頭部內(nèi)不同旋流器安裝角角度對燃燒室流場以及污染排放性能的影響。顏應(yīng)文等[7]通過數(shù)值仿真與粒子圖像測速儀(PIV)試驗，研究了燃油直接噴射(TAPS)和雙環(huán)預(yù)混旋流(MLDI)燃燒室頭部結(jié)構(gòu)對貧油預(yù)混預(yù)蒸發(fā)燃燒室流場影響。李杰[8]總結(jié)了油燃燒-猝熄-貧油燃燒室(RQL)的特點，并集合中外資料對RQL燃燒室減少氮氧化物(NOx)排放提出啟迪與思考之處。岳巍等[9-10]利用ANSYS CFX軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，探討了波瓣混合器不同徑向預(yù)旋角時混合氣體摻混性。Bahamin等[11]根據(jù)不同的燃燒壓力、當(dāng)量比、燃料噴霧和旋流角組合研究了對非加壓水冷燃燒室中NOx形成的影響。Povey等[12]研究了調(diào)整摻混孔幾何特性優(yōu)化噴嘴的設(shè)計。Stickles等[13]通過改變射流穿透深度，調(diào)整摻混后溫度，進(jìn)而達(dá)到調(diào)整出口溫度場的目的，研究了熱斑對渦輪葉片表面和端壁傳熱的影響。前人研究證明了頭部結(jié)構(gòu)參數(shù)及進(jìn)口條件對燃燒室貧油熄火性能有重要作用。研究表明摻混孔參數(shù)對燃燒室出口特性有重要作用。

目前，采用摻混孔對燃燒室出口特性影響的研究較少，為此，以中心分級燃燒室為研究對象，采用數(shù)值模擬計算，討論圓形、雨滴形、斜縫形的摻混孔，并分析各截面出口溫度分布、速度場、NOx排放三個方面的參數(shù)，以期為更深入學(xué)習(xí)和研究中心分級燃燒室提供科學(xué)依據(jù)。

1 計算理論與模型

與傳統(tǒng)的燃燒室相比，中心分級燃燒室具有高溫升、高推重比及分級燃燒技術(shù)等特點，高溫升、高推重比是指燃燒室的出口溫度明顯升高，出口的單位推力也極大的提高，分級燃燒技術(shù)是將燃燒室按照組織燃燒所需的燃油和空氣多少分為不同的區(qū)域，保證其均勻混合充分燃燒，達(dá)到理想溫度要求，減少NOx排放物。采用簡化的中心分級燃燒室的模型進(jìn)行模擬，得到不同摻混孔情況下各個截面溫度分布、速度場以及NOx產(chǎn)物排放等關(guān)鍵的技術(shù)參數(shù)。

燃燒室的簡化模型結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要包括機(jī)匣、擴(kuò)壓器、火焰筒及旋流器等重要組成部件。模擬過程中空氣流量分配為：10%空氣流量用于火焰筒冷卻，10%空氣流量用于渦輪冷卻，10%空氣用于頭部的冷卻，其余空氣為旋流器的流量。燃燒室模型的尾部形狀為收口，這是為了避免氣流回流狀況的產(chǎn)生，模型忽略了火焰筒的筒壁氣膜冷卻孔和燃燒室主燃孔帶來的影響。

圖1 中心分級燃燒室模型Fig.1 Model of central stage combustor

中心分級旋流器的結(jié)構(gòu)如圖2所示，主要為主燃級葉片、值班級第一級葉片、值班級第二級葉片、噴嘴文式管和主燃級進(jìn)油腔。

對于燃燒室模型，使用Gambit對其進(jìn)行非結(jié)構(gòu)分區(qū)網(wǎng)格劃分，由于其部分結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡化設(shè)計，如火焰筒及擴(kuò)壓器，所以相比較而言中心分級旋流器結(jié)構(gòu)復(fù)雜。因此，為了減少模擬過程時間和避免整體構(gòu)造網(wǎng)格困難，采用分區(qū)網(wǎng)格劃分法和混合網(wǎng)格技術(shù)。如圖3所示，將其整個燃燒室計算域劃分成7個部分，區(qū)域1為進(jìn)氣道，區(qū)域2、3、5、6為燃燒室火焰筒結(jié)構(gòu)部分，區(qū)域4為機(jī)匣，區(qū)域7為燃燒室出口。采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分結(jié)構(gòu)復(fù)雜的壁面、旋流器部分及主要燃燒部分和重點分析燃燒的部分，采用六面體網(wǎng)格劃分簡單結(jié)構(gòu)，其中對結(jié)構(gòu)復(fù)雜的部分如有含有旋流器的區(qū)域3和冷卻孔的區(qū)域5采用網(wǎng)格加密處理，圖4為火焰筒模型的網(wǎng)格加密示意圖。

圖2 旋流器Fig.2 Swirler

1～7為區(qū)域編號圖3 燃燒室計算域網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Mesh schema of combustion chamber

圖4 燃燒室火焰筒網(wǎng)格示意圖Fig.4 Grid schema of combustor lines

初始條件設(shè)置：速度入口為摻混孔和主流噴口；進(jìn)口輻射換熱率為0.8，無滑移絕熱的固體表面；假定自由射流出口邊界及出口邊界法向上的擴(kuò)散流量為零。

2 數(shù)值模擬方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

航空發(fā)動機(jī)燃燒室運行時會產(chǎn)生復(fù)雜的物化反應(yīng)，其過程為非穩(wěn)態(tài)、多相、三維、多組分、湍流燃燒、傳熱傳質(zhì)、對流換熱、熱輻射等反應(yīng)的相互作用，雖然物化反應(yīng)過程十分復(fù)雜，然而其均遵守質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程、組分質(zhì)量守恒方程[14]。

2.2 計算模型

燃燒室中混合氣體雷諾數(shù)較高，屬于強(qiáng)湍流流動?？紤]到k-ε模型雷諾應(yīng)力的數(shù)學(xué)約束，所以選擇適合其特性的Realizablek-ε湍流模型；采用Simple方法求解速度與壓力的耦合，同時利用二階精度離散格式，進(jìn)行隱式分離求解；采用Lagrangian法追蹤燃料液滴流動；湍流燃燒模型選用非預(yù)混燃燒模型概率密度函數(shù)(PDF)模型；輻射模型采用P1計算模型；研究中心分級高溫升燃燒室，污染物NOx計算模型采用熱力型類型計算；壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

2.3 邊界條件

邊界條件為：燃燒室進(jìn)口邊界條件：空氣和燃料的進(jìn)口為質(zhì)量流量進(jìn)口，設(shè)置為3.75 kg/s，溫度為850 K,水力直徑為0.109 m，湍流強(qiáng)度為5%；噴嘴處溫度為300 K，直徑為0.002 m；燃燒室出口邊界條件為壓力出口，水利直徑為0.09 m，湍流強(qiáng)度為5%；燃燒室壁面：側(cè)面為周期性對稱絕熱邊界，其他壁面選擇無滑移絕熱壁面。如圖5所示。

圖5 燃燒室邊界條件示意圖Fig.5 Boundary conditions schema of combustor

2.4 摻混孔幾何形狀方案設(shè)計

設(shè)計3種幾何形狀的摻混孔研究方案，其中設(shè)計孔的幾何面積相同，并且其中心距離旋流器19.5 mm，也就除是幾何形狀外的其他條件相同，設(shè)計為圓形、雨滴形、斜縫形摻混孔，幾何數(shù)據(jù)如圖6所示。圖6中，φ為圓直徑，R為圓半徑。

單位：mm圖6 摻混孔幾何形狀設(shè)計圖Fig.6 Geometry design of dilution holes

3 結(jié)果與分析

3.1 出口截面溫度分布

分析圖7所示的出口截面溫度分布可知，3種方案存在較大的差異，圓形和雨滴形方案溫度較低，并且溫度分布比較均勻呈年輪狀分布，然而斜縫形的出口截面溫度要比圓形和雨滴形方案高溫多，并且溫度分布不均勻有兩個中心高溫區(qū)，溫度分布較差。

燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)(RTDF)與燃燒室出口截面周向溫度分布系數(shù)(OTDF)是評價出口溫度場品質(zhì)的重要數(shù)據(jù)標(biāo)準(zhǔn)，這兩個參數(shù)指標(biāo)都是衡量導(dǎo)向葉片的壽命，其表達(dá)式為

(1)

(2)

圖7 出口截面溫度分布Fig.7 Temperature distribution of the exit

如圖8所示，從縱坐標(biāo)建模時X方向看，3條曲線都呈現(xiàn)中間高兩邊低的形狀，并且都是在中心零點處出現(xiàn)峰值，其RTDF從高到低的次序為斜縫形、圓形、雨滴形，最合理徑向溫度分布系數(shù)的取值上限通常認(rèn)為為0.1，顯然3種形狀方案的摻混孔的RTDF在中心零點處都超越了這個數(shù)值，就這3種方案比較，雨滴形摻混孔在RTDF方面性能最好，圓形次之，斜縫形表現(xiàn)最差。

由表1可知，3種方案形狀的摻混孔下OTDF數(shù)值：斜縫形最大，圓形次之，雨滴形最低。正常情況下，OTDF取上限值為0.3，明顯斜縫形的OTDF超過了合理極限值，所以經(jīng)比較認(rèn)為斜縫形摻混孔性能最差，雨滴形摻混孔較小認(rèn)為最優(yōu)，圓形相比次之。

圖8 燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)Fig.8 Radial temperature distribution coefficient of the combustor exit

表1 燃燒室出口周向溫度分布系數(shù)

3.2 速度場分析

為比較3種方案對燃燒室性能的影響，分別對其3種方案的中心軸線速度云圖進(jìn)行分析，以Y軸選取中心軸線進(jìn)行數(shù)度分析，使用Tecplot進(jìn)行處理，得到3種方案速度云圖及線圖。

圖9為火焰筒中不同方案下中心截面燃?xì)釿軸軸向速度曲線。從圖9可以看出，在回流區(qū)處三種方案跨度相差不大，并且氣體的速度都為負(fù)數(shù)值，變化趨勢先呈緩幅度的增加后在減小。在回流區(qū)內(nèi)的渦流疊加處3種方案負(fù)值速度為最大值，經(jīng)過回流區(qū)后，曲線走勢呈指數(shù)上升，其中雨滴形摻混孔上升速度最快，圓形摻混孔次之，斜縫形摻混孔最慢，在燃燒室出口位置，速度的增長率都呈下降趨勢。

如圖10所示，經(jīng)比較可得3種方案的速度云圖形狀大致相似，在摻混區(qū)處，斜縫形摻混孔與圓形摻混孔的速度比雨滴形摻混孔大得多。在3種方案中的回流區(qū)處，斜縫形摻混孔的回流區(qū)面積最小。在燃燒室出口處，圓形摻混孔速度最大，雨滴形摻混孔速度最小，斜縫形摻混孔介于二者之間，并且圓形摻混孔速度分布均勻性最好。對于軍用高溫升發(fā)動機(jī)來說，為了在飛行過程中隱身，就必須降低NOx的排放，否則會增加被探測的風(fēng)險。經(jīng)過數(shù)值模擬可以得到3種不同形狀摻混空的NOx排放分布狀況。由圖11可知，斜縫形摻混孔NOx的排放不均勻，并且明顯高于圓形和雨滴形方案，然而圓形摻混孔與雨滴形摻混孔的NOx排放分布大概一致，所以可以得出，斜縫形摻混孔方案NOx排放方面比較差。

4 結(jié)論

基于中心分級燃燒室，在除摻混孔幾何形狀不同其他條件一定的情況下，設(shè)計3種幾何形狀的摻混孔方案，分別為圓形、雨滴形、斜縫形，研究摻混孔幾何形狀對燃燒室出口特性的影響，通過數(shù)值模擬計算得到以下結(jié)論。

圖9 中心軸線截面軸向速度線圖Fig.9 Axial velocity plot of central axis section

圖10 中心軸線速度云圖Fig.10 Axial velocity cloud diagram of central axis section

圖11 出口截面NOx分布Fig.11 NOx distribution of the exit section

(1)從燃燒室出口截面溫度分析來看，由于斜縫形摻混孔的OTDF和RTDF超過了其合理極限值，所以認(rèn)為其性能較差，而圓形與雨滴形較好，其中雨滴形最好。

(2)從燃燒室中心軸線速度分布來看，圓形與斜縫形摻混孔的燃燒室出口速度要比雨滴形大得多，并且圓形摻混孔的速度分布要比斜縫形更均勻，故在氣體速度方面，圓形摻混孔方案最優(yōu)。

(3)從排放物NOx的分布情況來看，經(jīng)比較斜縫形摻混孔燃燒室出口NOx排放量最高，性能較差，圓形與雨滴形摻混孔較少，性能較好。

(4)從出口溫度場分布、速度場、排放方面比較，得到圓形摻混孔設(shè)計最好。