航空發(fā)動機燃燒室光學可視模型試驗件及其流場測量研究進展

王于藍, 范雄杰, 高 偉, 劉存喜,3,*, 楊金虎,3,劉富強,3, 穆 勇,3, 徐 綱,3,*

1. 中國科學院工程熱物理研究所 中國科學院輕型動力重點實驗室, 北京 100190;2. 中國科學院大學, 北京 100049; 3. 中國科學院 輕型動力創(chuàng)新研究院, 北京 100190

0 引 言

航空發(fā)動機燃燒室將燃料的化學能轉化為熱能從而對渦輪做功[1]。航空發(fā)動機是飛機的“心臟”，而燃燒室可以說是“心臟”的“心臟”。隨著發(fā)動機燃燒室由傳統(tǒng)富油頭部設計向多級旋流燃油分級的貧油頭部設計發(fā)展[2]，燃燒室頭部進氣量大幅增加，流場組織、燃油霧化、油-氣混合、燃燒組織等都在燃燒室頭部完成，燃燒室頭部的流場組織在燃油霧化、蒸發(fā)、混合和燃燒組織中的作用越來越重要，決定著燃燒室的點/熄火穩(wěn)定工作邊界、出口溫度分布質量、污染物排放水平和火焰筒壽命等燃燒性能。

為滿足發(fā)動機推重比、壽命、污染物排放和安全性等性能要求，軍用發(fā)動機的高溫升燃燒室和民用發(fā)動機的低污染燃燒室普遍采用先進的分區(qū)分級耦合燃燒組織方法，如貧油預混預蒸發(fā)燃燒(LPP)、富燃-淬熄-貧燃燃燒(RQL)以及貧油直接噴射燃燒(LDI)等[3-5]。這些先進的燃燒組織思想已經部分成功運用于在役軍用和商用發(fā)動機燃燒室中，如美國通用電氣(GE)的雙環(huán)預混旋流器燃燒室(TAPS)，英國羅爾斯·羅伊斯(RR)的Lean-burn燃燒室，普惠(PW)公司的TALON燃燒室，日本宇航局(JAXA)的Lean-stage燃燒室等。這些先進燃燒室采用多級旋流器的燃燒室頭部結構，流場組織過程和流場結構特征復雜，湍流強度高，且流場特性受旋流器氣動結構參數(shù)和燃燒室結構影響大。國內外均對燃燒室內的流場特性進行了大量的數(shù)值仿真和試驗研究[6-7]，數(shù)值仿真方法雖然可以得到較完整的流場細節(jié)，但由于燃燒室內流場的高湍流度，并且旋流流動與火焰筒受限空間及其形狀耦合，同時旋流流動過程受旋流器及其出口位置的微小結構影響較大，數(shù)值模擬方法尚不能得到完全真實的流場信息，尤其是在燃燒狀態(tài)下，對帶化學反應的湍流模擬更加困難。目前，發(fā)動機燃燒室內的流場組織機理及流場特性研究仍然以流場測量試驗為主。

先進發(fā)動機或工業(yè)燃氣輪機燃燒室普遍采用環(huán)形燃燒室，具有機匣和火焰筒兩層結構，火焰筒上設計主燃孔、補燃孔、摻混孔等大孔結構和多種類型的氣膜或發(fā)散冷卻小孔等，幾何結構復雜，形狀各異，徑向尺寸達到米量級，幾何尺度范圍寬，無論是接觸式測點布置還是光學診斷的光路布置都相對困難[4]。為更好地捕捉燃燒室內流場特征，流場測試手段不斷發(fā)展，激光診斷技術由于不干擾流場，已被廣泛運用于燃燒室流場測量中，并隨著計算機技術、激光器技術、圖像采集及處理技術的快速發(fā)展，其流場測量精度逐漸提高。如單點測量的熱線風速儀(HWA)、激光多普勒測速儀(LDV)和平面測量的粒子圖像測速儀(PIV)等，國內外大多借助這些成熟的流場診斷技術對燃燒室流場開展研究，并且向高頻和三維體測量方向發(fā)展，同時也在積極探索新的測量方法[6]。美國密歇根大學、辛辛那提大學和普渡大學等與GE的聯(lián)合團隊、歐洲各個高校與RR公司、日本宇航局(JAXA)、德國宇航局(DLR)和法國宇航局(ONERA)等均建立了較為完備的燃燒室流場測量試驗平臺，借助光學模型燃燒室進行了大量的流場測量試驗。國內中國航空發(fā)動機集團公司下屬的動力所聯(lián)合北京航空航天大學、南京航空航天大學、西北工業(yè)大學等航空航天院校、中國科學院、中國空氣動力研究與發(fā)展中心等基于發(fā)動機燃燒室的研制需求，在光學模型燃燒室試驗件內開展了大量的流場測量試驗研究。這些光學模型燃燒室內的流場研究在發(fā)動機燃燒室研制過程中發(fā)揮了重要作用，已經引起了國內外研究院所和發(fā)動機公司的重視。

光學模型燃燒室是研究發(fā)動機燃燒室流場組織機理和流場結構特征的關鍵載體，但由于目前在光學模型燃燒室試驗件設計方面缺少共識，設計什么樣的光學模型燃燒室試驗件困擾著發(fā)動機燃燒室燃燒組織基礎問題或應用基礎研究的科研工作者和燃燒室工程研制的工程師。即使上文提到的成熟流場測量技術應用于發(fā)動機燃燒室時，也受到燃燒室內的高溫高壓燃燒惡劣環(huán)境和復雜結構引起的光路布局等限制，影響精度和測試空間。本文重點總結光學模型燃燒室的發(fā)展趨勢，詳細分析在光學模型燃燒室試驗件設計過程中針對流場測量需要考慮的要求和存在的問題，進一步，分析兩類典型燃燒室的流場特征，從而把燃燒室本身的流場特征與模型試驗件設計結合起來，以期為發(fā)動機燃燒室研制過程中燃燒室光學模型試驗件的設計提供支撐。

1 光學可視模型燃燒室

光學可視模型燃燒室的作用是模擬燃燒室內的真實氣動、霧化和燃燒特征，并且滿足光學測量裝置的光路布置要求。為深入認識燃燒室內的流場組織機理和流場特性，國內外學者基于不同的研究目標，開展了大量的相關研究[1,4]。為了模擬發(fā)動機燃燒室內的真實流動組織過程和流場特征，其模型燃燒室試驗件的發(fā)展趨勢為從開放空間到受限空間、從常溫常壓到中溫中壓甚至高溫高壓、從冷態(tài)流場到燃燒條件下的熱態(tài)流場和從單頭部到多頭部甚至全環(huán)燃燒室等(見圖1)，為發(fā)動機燃燒室研制過程中相關燃燒問題的解決和新型燃燒組織技術的發(fā)展提供了支撐，有效促進了發(fā)動機燃燒室的研制。

根據(jù)圖1，光學可視模型燃燒室設計的最終目標是模擬真實燃燒室的真實工作條件并捕獲燃燒室內的氣動、霧化和燃燒等物理參數(shù)。受經濟因素、試驗條件、測量技術和測點及光路空間布局限制，在發(fā)動機燃燒室研制過程中，光學可視模型燃燒室的設計采用對測量參數(shù)數(shù)量及其空間、燃燒室結構和進氣參數(shù)等進行折中的方法。光學可視模型燃燒室試驗件向3個方向發(fā)展：1) 高溫高壓模型燃燒室試驗件。其更加接近燃燒室的真實工作參數(shù)，忽略燃燒室頭部之間相互作用，并且對燃燒室結構進行簡化，只能采用少量能承受燃燒室內高溫高壓惡劣環(huán)境的測量技術，測量參數(shù)受限，試驗費用高，適用于技術成熟度達到TRL3的燃燒室技術研究。2) 含真實火焰筒并且工作在真實環(huán)境下的燃燒室試驗件。該試驗件充分考慮了進氣參數(shù)、燃燒室的結構和頭部之間相互作用，試驗件結構復雜，受測量方法在高溫高壓下的環(huán)境適應性和空間布局等限制，只能測量極少量參數(shù)，試驗費用較高，適用于技術成熟度達到TRL5-TRL6的燃燒室技術研制。3) 全環(huán)燃燒室模型試驗件。該試驗件充分考慮了燃燒室頭部之間耦合相互作用，采用縮放或真實燃燒室頭部結構，簡化火焰筒結構，大多在常溫常壓條件下開展實驗，測量參數(shù)受環(huán)境適應性和空間布局等因素的限制較小，試驗成本相對較低，適用于技術成熟度達到1級的燃燒室技術研制和燃燒組織機理基礎研究。

圖1 光學可視模型燃燒室試驗件發(fā)展趨勢Fig. 1 The development of optically accessible model combustor

1.1 旋流杯光學模型燃燒室

旋流杯光學模型燃燒室(以下簡稱“旋流杯模型燃燒室”)是美國GE公司發(fā)展的用于燃油霧化和油氣混合的燃燒組織技術，由于其良好的燃油霧化質量和燃燒室穩(wěn)定性，在發(fā)動機上得到廣泛應用，如CFM56[8]。國內外許多學者針對旋流杯模型燃燒室開展了大量的基礎及應用研究，辛辛那提大學在旋流杯模型燃燒室的流場組織機理研究和模型燃燒室試驗件設計方面都作出了較大貢獻[9-12]，在旋流杯模型燃燒室流場研究過程中依次發(fā)展了受限空間單頭部模型燃燒室、真實火焰筒結構的單頭部模型燃燒室和多頭部模型燃燒室。首先，借助受限空間單頭部模型燃燒室在常溫常壓條件下開展了限制域有/無、限制域尺寸和旋流器參數(shù)等對流場結構的影響。其次，對于采用RQL燃燒技術的旋流杯模型燃燒室，頭部的旋流與主燃孔、補燃孔和摻混孔射流相互作用對燃燒穩(wěn)定邊界、污染物排放和出口溫度分布質量等有重要影響，Hassa等[13]和Mohammad等[14]借助帶主燃孔、補燃孔和摻混孔、更接近真實燃燒室結構的光學模型燃燒室開展了旋流與射流混合過程及其流場特征的研究。最近，燃燒室頭部之間及其與側壁相互作用引起研究者的重視，Kao等[10]和Kwong等[15]借助直線型多頭部模型燃燒室開展了頭部個數(shù)、頭部間距、軸線安裝位置和側壁距離等對流場結構影響研究。

圖2 辛辛那提大學旋流杯模型燃燒室試驗件[9-15]Fig. 2 Swirl cupmodel combustor rig in University of Cincinnati [9-15]

為進一步模擬燃燒室的真實進氣條件，旋流杯模型燃燒室試驗件向高溫高壓方向發(fā)展。德國宇航局(DLR)[16]和法國宇航局(ONERA)[17]在高溫高壓模型燃燒室設計及測量方面一直處于領先地位，國內的研究機構近年來也在積極探索高溫高壓旋流杯模型燃燒室及其對應的測量方法。Willert等[16]在2001年已完成了2 MPa和850 K進氣條件的高溫高壓光學可視模型燃燒室試驗件設計，并采用PIV開展了流場測量實驗，通過燃燒室出口的臨界節(jié)流孔板控制空氣流量和壓力，主流空氣按2∶1的比例分別進入燃燒室頭部和內側可視窗的冷卻狹縫。西北工業(yè)大學的Xiao等[18]采用真實火焰筒結構，利用從燃燒室試驗件尾部進光側面拍攝的方法，在0.55 MPa和300 K的進氣條件下分析了主燃孔和摻混孔與旋流流場的耦合過程及其對流場結構的影響。

1.2 分區(qū)分級耦合燃燒光學模型燃燒室

分區(qū)分級耦合燃燒技術是低排放燃燒室和高溫升燃燒室普遍采用的燃燒組織方法，也是目前國內外航空發(fā)動機燃燒室研制致力突破和創(chuàng)新的關鍵技術之一[1-2,5]。下面針對目前國內外在新型燃燒室研制過程中普遍采用的典型光學模型燃燒室試驗件進行分析和總結。

1) TAPS模型燃燒室。美國密歇根大學為研究TAPS燃燒室在不同狀態(tài)下的流場特征(剪切層、回流區(qū)等)，設計了高壓燃燒室模型[19-20]，如圖5所示。模型燃燒室的圓筒形高壓機匣內安裝了TAPS燃燒室的燃油噴嘴和火焰筒，燃燒室機匣耐壓能力為1 MPa。為便于光學測量，燃燒室壁面設計了3個可視窗，其中上側可視窗用于圖像采集，水平方向成180°的2個窗口分別用于讓激光進入燃燒室和激光經過測試區(qū)后透過燃燒室，從而減小激光在燃燒室可視窗之間反射而產生的信號噪聲。為保證進入燃燒室的空氣分布均勻，在主燃燒室的上游設計了一個整流段，依次采用多孔孔板、玻璃珠和蜂窩結構對來流空氣進行整流。同時，燃燒區(qū)下游的火焰筒上分布有一排冷卻孔，這種冷卻布置使火焰筒的冷卻過程與真實的燃氣輪機燃燒室相同，進一步保證了模型燃燒室內流場與真實燃燒室內流場的相似性。試驗過程中，進入TAPS燃燒室頭部的空氣量和冷卻空氣量比例沒有進行測試，而是通過旋流器和冷卻孔的有效面積計算得到。

圖5 密歇根大學TAPS燃燒室模型[19]Fig. 5 TAPS model combustor of University of Michigan[19]

2) Lean-burn燃燒室模型。德國宇航局(DLR)在研究RR公司的Lean-burn低污染燃燒室過程中設計了如圖6所示的光學研究試驗臺和燃燒室[21-22]。為獲取燃燒室在實際工況下的燃燒流場數(shù)據(jù)，模型燃燒室耐壓能力高達2 MPa，進口空氣溫度為850 K，空氣質量流量為10 kg/s。為滿足光學可視化測量光路布置的需要，整個試驗件測量段高壓機匣設計成矩形而不是圓形，方便相干反斯托克斯拉曼散射(CARS)、LDV、PIV和OH-PLIF等光學診斷設備在此試驗件上的使用。可視窗玻璃可以沿流動方向調整位置，以適應不同軸向位置速度場測量過程中發(fā)射光源光路和接受信號光路的布置。為滿足測試區(qū)尺寸要求，德國宇航局開發(fā)了具有較大可視窗口的BOSS光學可視模型燃燒室，如圖7所示[23]。

圖6 德國宇航局(DLR)燃燒室模型[22]Fig. 6 Model combustor of DLR[22]

圖7 BOSS光學可視模型燃燒室(DLR)[23]Fig. 7 Big optical single sector model combustor (DLR)[23]

3) Lean-stage燃燒室。日本宇航局(JAXA)建立了單頭部燃燒室高壓噴霧試驗裝置，如圖8所示，最大工作狀態(tài)參數(shù)為常溫條件下壓力1 MPa[24-29]。其試驗段內徑為310.5 mm，高壓可視窗直徑分別約為150和200 mm，可視窗的石英玻璃厚度為40 mm。在可視窗的內側設計了輔助空氣氣簾系統(tǒng)用于清潔可視窗，速度場和粒徑測量采用PDPA方法，霧錐幾何特性和燃油分布測量采用PMie方法。此模型燃燒室可以開展高壓試驗，但沒有考慮火焰筒限制域對流場特性的影響。隨后，在進行常溫常壓點火和熄火特性試驗過程中，火焰筒采用直徑為125 mm的石英玻璃筒，用于試驗過程中的火焰探測。

4) 南京航空航天大學TAPS/MIDL燃燒室模型。南京航空航天大學在研制一種帶多點燃油直接噴射雙環(huán)預混旋流頭部的貧油預混預蒸發(fā)(LPP)燃燒室時，忽略燃燒室機匣、火焰筒形狀及其冷卻，將模型燃燒室設計成一個單層的圓筒形燃燒室[30-32]。為滿足氣動霧化場光學測量過程中光路布置的需求，如測量燃燒室不同橫向和縱向截面的速度分布，燃燒室筒體采用全透明的石英玻璃筒體，并在測量段末端設置石英玻璃觀察窗。在中心截面的速度場測量過程中，激光通過測量段末端的可視窗進入燃燒室，利用CCD相機通過圓筒形可視窗采集粒子圖像；而在橫截面的速度場測量過程中，激光通過圓筒形可視窗進入燃燒室，在測量段末端的可視窗進行粒子圖像采集。在進行燃燒室熱態(tài)流場試驗時，為防止燃燒火焰發(fā)光對測量結果的影響，利用波長為532 nm、帶寬為5 nm的濾光片對火焰光干擾信號進行屏蔽。

5) 北京航空航天大學TeLESS模型燃燒室。北京航空航天大學在TeLESS中心分級低排放燃燒室的研制過程中開發(fā)了光學可視模型燃燒室試驗件[33]，如圖10所示。TeLESS模型燃燒室采用四面開窗的方形結構，上下側的火焰筒保留了原始火焰筒的初始結構特征和氣膜冷卻結構，并且預留了相對較大的側壁可視窗，用以采集盡可能大的區(qū)域的氣動霧化場和燃燒場信息。此模型燃燒室考慮了限制域、火焰筒幾何形狀及氣膜冷卻等因素，在保持燃燒室內氣動霧化和燃燒場真實性方面具有一定的優(yōu)勢。

圖8 日本JAXA高壓試驗裝置[24]Fig. 8 High pressure combustor facility of Japan Aerospace Exploration Agency[24]

圖9 南航LPP燃燒室試驗方案[30-32]Fig. 9 Lean premixed prevaporized combustor facility of Nanjing University of Aeronautics and Astronautics[30-32]

圖10 TeLESS光學可視模型燃燒室[33]Fig. 10 Optically accessible model combustor of TeLESS[33]

6) 中國科學院工程熱物理研究所分層部分預混模型燃燒室。針對組合式燃油霧化噴嘴對高溫高壓氣動霧化特性的測量需求，中國科學院工程熱物理研究所研制了燃油噴嘴高壓高溫霧化特性平面激光測量系統(tǒng)，開發(fā)了高溫高壓光學可視模型燃燒室試驗件[34]，如圖11所示。采用內層承溫外層承壓的設計理念，火焰筒內側設計氣簾用于吹掃火焰筒可視窗，減小示蹤粒子及液滴對可視窗的污染；模型試驗件中采用方形火焰筒，火焰筒橫截面積保持與燃燒室單頭部橫截面積相同，同時保持了火焰筒收縮段長度及收縮比例。應用于采用中心分級燃燒技術的分層部分預混燃燒室時，由于分層部分預混燃燒室取消了主燃孔和補燃孔，約50%～70%的空氣由燃燒室頭部的旋流器進入，燃燒室內的流場結構主要由旋流器氣動結構參數(shù)決定，火焰筒壁面的氣膜冷卻孔和摻混孔對燃燒室內的流場結構影響較小，并考慮到火焰筒的加工難度和光學可視需求，光學火焰筒省略了氣膜冷卻孔和摻混孔。目前已經利用此模型燃燒室試驗件對分層部分預混燃燒室進行了大量的氣動霧化場試驗，也為從事發(fā)動機研究相關的高等院校、科研院所和工業(yè)部門的新型高溫升和低排放燃燒室研制提供了氣動霧化場測量試驗服務和數(shù)據(jù)支撐。

圖11 高溫高壓光學可視模型燃燒室試驗件[34]Fig. 11 High temperature and high pressure model combustor with optical access[34]

7) 中國空氣動力研究與發(fā)展中心三級軸向旋流模型燃燒室。中國空氣動力研究與發(fā)展中心和西北工業(yè)大學合作，針對采用三級軸向旋流器的航空發(fā)動機燃燒室設計了高溫高壓光學可視模型燃燒室試驗件[35]。供氣系統(tǒng)提供常溫或加熱的壓縮空氣來流，經燃燒室后水平向側后方45°轉向流入排氣管路，管路轉向是為了在正對燃燒室出口的方向設置石英玻璃窗，以進行光學測量，如圖12所示。該試驗件可以承受真實燃燒室來流條件，目前已經開展了全狀態(tài)進氣壓力2.78 MPa和進氣溫度813 K條件下的PIV流場測量。

圖12 三級軸向旋流模型燃燒室[35]Fig. 12 Three-staged axial swirler model combustor[35]

以上典型的光學模型燃燒室為發(fā)動機燃燒室研制過程中燃燒室頭部方案設計、分區(qū)分級氣動霧化場和燃燒組織機理認識、霧化性能和部分燃燒性能評估提供了重要支撐。目前已服役的GE航空公司的TAPS系列低排放燃燒室和RR航空公司的Trent系列發(fā)動機上的低排放燃燒室等都離不開研制前期在光學模型燃燒室上的大量基礎研究試驗。我國在研制民用發(fā)動機低排放燃燒室和高推重比發(fā)動機高溫升燃燒室的過程中，已在光學模型燃燒室上開展了部分基礎試驗，從支撐在研發(fā)動機燃燒室和探索未來新型燃燒室的角度考慮，還需要進行更加全面的氣動霧化和燃燒組織機理試驗、數(shù)據(jù)積累和針對具體工程問題的應用試驗等。

1.3 流場診斷技術在光學模型燃燒室上應用的難點分析

根據(jù)前面對光學模型燃燒室發(fā)展趨勢的分析，從光學模型燃燒室設計的角度考慮，流場診斷技術在光學模型燃燒室上應用的主要挑戰(zhàn)是可視窗空間布局、可視窗的清潔和可視窗的燒蝕等問題?？梢暣翱臻g布局局限性的分析已在典型的光學模型燃燒室中介紹。燃燒室內流場測量試驗過程中，需要向燃燒室入口空氣中添加示蹤粒子，包括液滴和固體示蹤粒子，示蹤粒子材質和顆粒粒徑等選擇可參考文獻[36]，而在高溫冷態(tài)和燃燒條件下，由于液滴示蹤粒子會快速蒸發(fā)，故只能采用耐高溫的固體示蹤粒子。無論采用液滴或固體示蹤粒子，進入燃燒室后都可能部分附著于可視窗表面，對光學模型燃燒室的可視窗產生污染，而發(fā)動機燃燒室內的旋流環(huán)境進一步加劇了示蹤粒子在可視窗表面的附著幾率。目前普遍通過在可視窗內側設置氣簾來降低示蹤粒子對可視窗的污染。進一步，燃燒條件下的流場測量過程中，在相對較小的發(fā)動機工況時，可視窗壁面易產生積炭；同時，對于采用液體燃料的燃燒室，存在部分液滴撞擊到可視窗表面的問題，一方面影響可視窗光學通透性，另一方面也會加劇可視窗表面的積炭問題。此時氣簾設計需考慮對可視窗的加熱作用，加速可視窗表面附著液滴的蒸發(fā)，減小液滴及隨后的積炭對可視窗的污染。而在發(fā)動機大工況條件下，火焰局部溫度達到2000 ℃以上，可視窗表面易被高溫燃氣燒蝕，可視窗表面的積炭和燒蝕都影響流場測量過程中的光學信號輸入/采集，給流場測量帶來誤差，可視窗壁面污染嚴重時甚至難以開展流場測量試驗。此時吹掃氣簾設計需考慮對可視窗的冷卻作用。綜上所述,故在可視窗內外兩層分別設置吹掃氣簾。

2 限制域對流場特性的影響

發(fā)動機燃燒室內的流場組織是受限空間內的旋流流動過程，因此，限制域是影響旋流流場結構的重要因素，是在進行模型燃燒室試驗件設計過程中需要考慮的重要因素之一[37]。為深入認識旋流杯模型燃燒室內流場組織過程和驗證燃燒模型，辛辛那提大學的Fu和Jeng等[9]系統(tǒng)開展了限制域對旋流杯模型燃燒室內的流場特性影響研究。在旋流器壓降為4%的常溫常壓條件下，采用LDV測量燃燒室內的速度場，方形燃燒室寬度分別為76.2 mm(3.0 inch)、101.6 mm (4.0 inch)、114.4 mm (4.5 inch)、127.0 mm (5.0 inch)、152.4 mm (6.0 inch)和開放空間。如圖13所示，研究結果表明，在受限空間工況下，流場中都存在角渦回流區(qū)(Corner Recirculation Zone，CORZ)，角渦回流區(qū)的尺寸和旋流在火焰筒上的附著點受火焰筒寬度與旋流器直徑的比值影響。在限制域尺寸較大時，旋流在火焰筒上的附著點靠近下游，這也導致燃燒室內存在2個中心回流區(qū)(Center Toroidal Recirculation Zone，CTRZ)。而在限制域尺寸較小時(3.0和4.0 inch)，旋流產生的中心低壓區(qū)形成一個中心回流區(qū)；限制域由4.0 inch縮小到3.0 inch時，CTRZ尺寸減小。流場模式由2個CTRZ轉換成1個CTRZ時，經過詳細的試驗發(fā)現(xiàn)流場模式轉換的臨界點為限制域尺寸4.3 inch，并且在流場模式轉換臨界點工況下，流場隨機呈現(xiàn)2種不同的速度分布，如圖14所示。目前，尚未見限制域對中心分級燃燒室流場特性研究的論文發(fā)表。

圖13 限制域對流場的影響[9]Fig. 13 Confinement effects on flow field[9]

圖14 流場模式轉換臨界點時的兩種流場結構[9]Fig. 14 Flow fields with two metastable modes[9]

3 燃燒室頭部之間流場耦合作用

燃燒室由單管燃燒室發(fā)展到環(huán)管燃燒室，進一步發(fā)展到目前在燃氣輪機上普遍采用的環(huán)形燃燒室，燃燒室頭部之間的耦合作用不斷增強[4]。最近，高推重比軍用發(fā)動機的高溫升燃燒室和大涵道比民用發(fā)動機的低排放燃燒室頭部進氣量比例由富油頭部設計理念的傳統(tǒng)燃燒室的15%～25%增加到60%～80%，旋流器直徑大幅增加，進一步增強了燃燒室頭部之間的耦合作用，因此，認識燃燒室頭部之間耦合作用對燃燒室模型試驗件設計及其試驗研究均至關重要。

辛辛那提大學的Jeng等對旋流杯模型燃燒室直線陣列布置的頭部之間旋流相互作用對流場的影響開展了研究[10,38-39]。在旋流器壓降為4%的常溫常壓條件下，采用LDV測量燃燒室內的速度場。研究結果表明，在三頭部和五頭部試驗件中各個頭部的CTRZ尺寸和強度并不相同(見圖15)。相對于兩側的頭部，中心頭部的CTRZ強度相對較小，而CTRZ尺寸相對較大；中心頭部的流場組織過程類似于開放空間中的旋流器。產生這種現(xiàn)象的原因是頭部之間旋流空氣的相互作用，中心頭部的旋流強度減弱，其旋流方向主要受中心第一級旋流器決定，而兩側頭部中的旋流更類似于單頭部受限空間中的流場組織過程。

圖15 旋流杯模型燃燒室頭部之間耦合相互作用對流場結構的影響(軸向速度)[38]Fig. 15 The effect of sector-to-sector interactions on flow field of swirl cup combustor (axial velocity)[38]

為分析燃燒室頭部之間的氣動作用，Jeng研究了頭部間距(S)和側邊旋流器中心到火焰筒壁面的距離(Dw)對直線型五頭部旋流杯模型燃燒室試驗件(見圖16)冷態(tài)流場的影響[39]，相對于S=2D(D為旋流器直徑)的流場(從中心頭部向外呈現(xiàn)“大-小-大”周期性的非均勻CTRZ分布)，當頭部間距減小到1.75D時，回流區(qū)空間布局不變，而當頭部間距增加到2.50D，回流區(qū)空間布局發(fā)生明顯變化，中心頭部向外呈現(xiàn)出 “小-大-小”周期性的非均勻CTRZ分布，繼續(xù)增加頭部間距到2.75D時，回流區(qū)空間布局與2.50D時相同，如圖17和18所示。為進一步深入分析五頭部旋流杯模型燃燒室試驗件中周期性非均勻回流區(qū)形成的原因，Jeng結合限制域和旋流器深入火焰筒深度2個參數(shù)詮釋了2種旋流流場組織模式——貼壁旋流模式和自由射流旋流模式的形成機理，如圖19所示。

圖16 旋流杯五頭部模型燃燒室試驗件[39]Fig. 16 Linear-arranged 5-swirler array of swirl cup combustor[39]

圖17 旋流杯模型燃燒室頭部間距對流場結構的影響[39]Fig. 17 Effect of inter-swirler spacing on flow field of swirl cup combustor[39]

圖18 中心回流區(qū)空間布局示意圖[39]Fig. 18 Periodic flow patterns of center recirculation zone[39]

圖19 旋流杯模型燃燒室內流動模式分析[39]Fig. 19 Flow pattern sketches in swirl cup combustor[39]

北京航空航天大學的林宇震等[40]通過對比單頭部受限空間和三頭部旋流杯模型燃燒室內的流場結構，分析了邊界條件對燃燒室內渦分布和耗散速率的影響，結果表明，在三頭部燃燒室中，渦結構在旋流器下游較長距離內都更能保持連貫性。中國科學院工程熱物理研究所的徐綱和北京航空航天大學的林宇震合作研究了分區(qū)分級新型燃燒室頭部之間的流場耦合作用(見圖20)[41]。借助三頭部光學模型試驗件開展了氣動霧化特性試驗，中心頭部的回流區(qū)尺寸相對于側邊頭部較小，不同于旋流杯模型燃燒室三頭部試驗件的流場分布結果，這說明燃燒室頭部之間的相互作用不僅受到燃燒室頭部之間間距的影響，也取決于燃燒室內的旋流器及其流場特性。

圖20 某分級分區(qū)低排放燃燒室三頭部試驗件內回流區(qū)(Plane 1：中心頭部，Plane 5:側邊頭部)[41]Fig. 20 Recirculation zone in the three-sector rig of a internal staged low emission combustor (Plane 1: center dome, Plane 5: side dome)[41]

4 發(fā)動機燃燒室流場研究進展

除發(fā)動機燃燒室的全環(huán)、火焰筒及其多孔等結構特征外，燃燒室內的流場組織過程和流場特征也是模型燃燒室試驗件設計過程中需要考慮的重要因素。目前在役和在研的發(fā)動機燃燒室主要包括2種類型：基于頭部富油設計的傳統(tǒng)旋流杯燃燒室和采用分區(qū)分級擴散/預混耦合燃燒技術的中心分級燃燒室[1]，因此，本文主要針對這2種類型的發(fā)動機燃燒室流場特性研究進展進行分析。

4.1 傳統(tǒng)旋流杯燃燒室

旋流杯燃燒室的頭部油/氣混合裝置由壓力霧化噴嘴和周圍兩層旋向相反的旋流空氣組成，由于其良好的霧化和燃燒性能，在發(fā)動機上得到廣泛應用，如CF6-80、F404、CFM56、GE90、F101、F110、F414及T700等[42]。自20世紀80年代以來，國內外學者針對旋流杯燃燒室的流場組織開展了大量研究，國外主要代表有GE公司的Mongia等[8]、辛辛那提大學Jeng等[9，42]、加州大學歐文分校的McDonell等[43]和德國宇航中心(DLR)的Hassa等[13]，國內的主要代表有北京航空航天大學、南京航空航天大學、西北工業(yè)大學3個航空航天院校、中國航空發(fā)動機集團公司下屬的動力所和中國科學院等。傳統(tǒng)旋流杯燃燒室的典型流場特征如圖21所示。在燃燒室中心形成中心回流區(qū)(CTRZ)，在燃燒室火焰筒與頭部安裝邊交接處形成角渦回流區(qū)(CORZ)。影響旋流杯燃燒室流場的因素包括旋流器的氣量分配、旋流強度、旋流器軸向/徑向位置和出口套筒結構等氣動結構參數(shù)，在此方面已有大量成果發(fā)表，本文不再贅述。

圖21 旋流杯燃燒室典型流場結構Fig. 21 The typical flow field structure of swirl cup combustor

模型燃燒室設計過程中還需要考慮的另一個因素是燃燒化學反應釋熱對流場結構的影響(見圖22)[11,44]。目前得到的一致結論是：燃燒化學反應釋熱引起主燃區(qū)空氣膨脹，導致回流區(qū)尺寸減小。因此，根據(jù)需要試驗目標，確定是在冷態(tài)條件下還是在熱態(tài)燃燒化學反應條件下開展流場測試試驗。

圖22 旋流杯燃燒室冷/熱態(tài)流場對比[11]Fig. 22 Comparison between non-reacting and reacting flow fields in swirl cup combustor[11]

進一步的，在模擬燃燒室真實結構方面，導流板、主燃孔和摻混孔等也是模型燃燒室設計過程中需要考慮的因素，Mohammad等和Hassa等[12-14]在帶導流板、主燃孔和摻混孔的真實燃燒室火焰筒內開展了旋流杯燃燒室流場特性研究，其流場結構(見圖23)明顯不同于簡化火焰筒的模型燃燒室流場，角渦回流區(qū)消失，中心回流區(qū)被主燃孔射流截斷，中心回流區(qū)尺寸明顯減小，在主燃孔和摻混孔下游形成尾流低速區(qū)。

圖23 旋流杯燃燒室真實火焰筒結構的流場特征[12]Fig. 23 The flow field in swirl cup combustor with real liner[12]

4.2 中心分級燃燒室

中心分級燃燒室是目前先進燃燒室的代表和未來的發(fā)展方向，目前的高溫升燃燒室和低排放燃燒室普遍采用中心分級燃燒室技術，借助燃油分級和多級旋流器實現(xiàn)分區(qū)分級擴散/預混耦合燃燒，分為主燃級和預燃級，以適應發(fā)動機全工況范圍內燃燒性能的需求。國內外學者均對中心分級燃燒室流場開展了大量基礎研究，促進了對中心分級燃燒室內流場組織過程和流場特性的認識。圖24為中心分級主燃燒室的典型流場結構示意圖[45]，燃燒室內存在主回流區(qū)(PRZ)、角回流區(qū)(CRZ)、臺階回流區(qū)(LRZ)和剪切層(Shear layer)。

圖24 中心分級燃燒室典型流場結構[45]Fig. 24 The typical flow field of internal staged combustor[45]

GE公司的TAPS燃燒室是最早在發(fā)動機上成功應用的中心分級燃燒室方案，目前已經發(fā)展到第三代(TAPS I，TAPS II和TAPS III)[46]。燃燒室頭部的燃燒組織采用預燃級與主燃級同心共軸設計，預燃級為兩級旋流器，主燃級為一級徑向旋流器，預燃級采用富油擴散燃燒，主燃級采用貧油預混預蒸發(fā)燃燒。

圖25為Sulabh等[19-20]利用PIV得到的TAPS燃燒室在某工況下的冷態(tài)、熱態(tài)流場?？梢钥闯?在冷態(tài)工況下，燃燒室內形成了尺寸相對較大的主回流區(qū)(PRZ)，主回流區(qū)幾乎充滿了整個燃燒室。而在預燃級單獨工作和主/預燃級同時工作的2種熱態(tài)工況下，燃燒室中心線上的軸向速度由負變?yōu)檎?，主回流區(qū)尺寸明顯減小，并且主回流區(qū)被分為2個獨立的環(huán)形區(qū)域。冷/熱態(tài)流場對比結果表明，熱態(tài)條件下的熱釋放改變了回流區(qū)形狀和速度場結構。圖26為TAPS燃燒室冷、熱態(tài)工況下的湍流強度和雷諾應力分布。冷態(tài)工況下，相對于主回流區(qū)，主/預旋流空氣出口位置湍流強度明顯較大，在回流區(qū)邊界處存在較大的剪切應力；熱態(tài)工況下，預燃級火焰的熱釋放使燃燒室中心的湍流強度大幅增加，預燃級旋流空氣與主回流區(qū)之間、主燃級旋流空氣與預燃級旋流空氣之間的區(qū)域都形成了剪切層。

圖25 TAPS燃燒室冷態(tài)、熱態(tài)流場[19]Fig. 25 Non-reacting and reacting flow fields in TAPS combustor[19]

圖26 TAPS燃燒室冷/熱態(tài)工況下的湍流強度和雷諾應力[19]Fig. 26 Turbulence intensity and shear strain rate in TAPS combustor under non-reacting and reacting conditions[19]

RR公司在Engine 3E項目中研制了多種類型的中心分級燃油噴嘴用于Lean-burn燃燒室[47]，預燃級方案采用預膜空氣霧化噴嘴或離心噴嘴同心旋流空氣霧化技術；主燃級燃油霧化方案都采用預膜式空氣霧化技術。Meier等[48]針對Lean-burn燃燒室研究了預燃級旋流強度對流場結構的影響，其中弱旋流的噴嘴下游未形成回流區(qū)，而強旋流噴嘴下游形成了中心回流區(qū)，如圖27所示。地面起動點/熄火試驗表明，強旋流噴嘴的燃燒室有較好的點火能力，但顯示出較差的貧油燃燒穩(wěn)定性，而弱旋流噴嘴的點/熄火燃燒穩(wěn)定性趨勢與此相反。

圖27 RR公司Lean-burn燃燒室內流場[48]Fig. 27 Flow field in Lean-burn combustor of Rolls-Royce company[48]

JAXA和川崎重工(KHI)聯(lián)合研制了Lean-Staged低排放燃燒室[28-29]。其采用四級旋流器，主燃級采用噴射成膜霧化方式，預燃級采用通道內預膜或旋流杯預膜空氣霧化方式，典型流場結構如圖28(a)所示。Kobayashi等在優(yōu)化Lean-Staged低排放燃燒室點火性能的過程中研究了預燃級內旋流器角度對燃燒穩(wěn)定性的影響，結果表明預燃級內級旋流器角度由0°增加到45°時，主回流區(qū)尺寸略有增加，預燃級內級旋流器通過改變燃油空間分布特性而影響點火性能。進一步的，為阻止主燃級旋流空氣對預燃級霧錐的耦合作用，在預燃級和主燃級旋流器周向布置了狹縫，狹縫對流場結構的影響如圖28(b)所示，通過增加狹縫改善了小推力工況下的燃燒穩(wěn)定性。

圖28 Lean-Staged燃燒室流場[29]Fig. 28 Flow field of Lean-Staged combustor[29]

中國科學院工程熱物理研究所針對分層部分預混低排放燃燒室和高溫升燃燒室的流場特性及組織機理開展了研究[49-51]。圖29對比了單頭部常壓下預燃級內級旋流器是否有旋對燃燒室流場結構的影響[49]?？梢钥闯?，預燃級有旋時可以形成幾乎占滿頭部的回流區(qū)，旋流器出口會形成小的臺階回流區(qū)，同時燃油幾乎全部分布在中心回流區(qū)里；而預燃級無旋的回流區(qū)則被高速軸向射流分成2個小回流區(qū)，燃油分布于中心高速射流區(qū)。進一步研究了主燃級旋流角度(40°、45°和50°)對流場結構的影響[50]，獲得了如圖30所示的時均流場分布?？梢钥闯?，隨著葉片角度增加，主回流區(qū)位置向上移動，尺寸增大，主燃級回流氣與預燃級進氣的相互作用增強，但主燃級回流區(qū)與預燃級回流區(qū)在中心線附近有重合。

圖29 預燃級內級旋流器有旋/無旋對流場及燃油分布的影響[49]Fig. 29 Effect of inner swirler angle on flow field and spray pattern[49]

圖30 主燃級旋流角度對流場的影響[50]Fig. 30 Effect of main swirler angle on flow field[50]

5 結 論

光學模型燃燒室試驗件是認識發(fā)動機燃燒室內流場組織機理和流場結構特征的基礎，在發(fā)動機燃燒室的研制過程中發(fā)揮了重要作用。目前，針對復雜旋流組織機理的光學模型燃燒室試驗件已經形成相對一致的認識，而針對發(fā)動機燃燒室工程研制的光學模型燃燒室試驗件設計尚未形成統(tǒng)一的意見，但完全保持燃燒室結構和進出口試驗條件，對于測量方法的環(huán)境適用性和光學診斷光路布置而言，在現(xiàn)實燃燒室流場測量中是不可行的。當前，對于發(fā)動機燃燒室內流場的測試，在測量方法、進氣條件、燃燒室結構和光路布置等方面都需要通過權衡、盡量得到真實的燃燒室流場信息，從而進一步認識燃燒室內復雜旋流組織過程。

光學模型燃燒室的應用可以分為3個主要方面：1) 發(fā)動機燃燒室工程應用。深入認識發(fā)動機燃燒室的氣動、霧化和燃燒等過程，支撐新型燃燒室研發(fā)及燃燒相關問題的解決。2) 氣動熱力學模型和數(shù)值仿真工具開發(fā)。用于驗證湍流模型、霧化模型和燃燒模型等，利用試驗數(shù)據(jù)開發(fā)氣動霧化和燃燒性能預測模型，形成設計工具，支撐發(fā)動機燃燒室的研發(fā)。3) 解決燃燒科學問題。詮釋復雜旋流燃燒過程中的流場組織、霧化、蒸發(fā)、混合和燃燒組織機理。

光學模型燃燒室以上3個方面的應用需求對模型燃燒室的進氣條件和燃燒室結構真實性的要求是逐次降低的，即對能否真實反映發(fā)動機燃燒室內流場組織過程的要求是逐次降低的，但是低工況下或簡化模型燃燒室上得到的氣動熱力學模型和數(shù)值仿真工具應用于發(fā)動機燃燒室設計時，需要考慮其適用范圍或進行外推驗證。受試驗條件、光路布置、測量方法和試驗成本等限制時，需要從以下幾個方面考慮：1) 所研究的燃燒室本身的特點。例如：對于采用分區(qū)分級耦合燃燒技術的先進燃燒室，其燃燒極大程度取決于頭部進氣的空氣動力學特性，故在模型燃燒室設計過程中，燃燒室頭部結構及其與頭部流場組織密切相關的因素應盡量與真實發(fā)動機燃燒室結構相同，此時火焰筒壁面的冷卻小孔(如氣膜孔)和位于主燃區(qū)下游的摻混孔等在開展流場組織機理研究時可忽略；對于傳統(tǒng)旋流杯燃燒室，通過主燃孔和補燃孔的高速射流都與主燃區(qū)的旋流流動強耦合，從而影響流場特性，因此，在開展旋流杯燃燒室頭部流場組織機理研究時，火焰筒壁面的主燃孔和補燃孔需要保留。2) 模型燃燒室的研發(fā)目標。如果模型燃燒室研發(fā)的目的是用于燃燒基礎科學問題或模型/數(shù)值仿真工具方法研究，在分析所研究的燃燒室特點基礎上，首要考慮的因素是模型燃燒室邊界條件清晰，其次是待研究的流場、霧化特性和燃燒特性等物理量對應的測量方法和光路布置要求，最后考慮進氣條件和模型燃燒室結構；如果模型燃燒室研發(fā)的目的是燃燒室工程研制，在分析所研究的燃燒室特點基礎上，首要考慮的因素是所處的研制階段或技術成熟度，例如在役發(fā)動機燃燒室使用過程的燃燒問題、在研發(fā)動機燃燒室技術成熟度達到TRL3及TRL3以上性能的驗證過程中的燃燒問題和預研新型發(fā)動機燃燒室在TRL3以下時借助模型燃燒室認識氣動、霧化和燃燒過程并評估初步燃燒性能等；其次需考慮的是具體的燃燒問題，例如點火、熄火、積炭、火焰筒燒蝕、出口溫度溫度分布質量和污染物排放指數(shù)等。

國內外在傳統(tǒng)旋流杯燃燒室和分區(qū)分級耦合燃燒燃燒室的流場組織機理和流場特性方面都已經開展了大量的基礎和應用基礎研究，得到了旋流杯燃燒室和分區(qū)分級耦合燃燒室的典型流場結構，但由于對旋流、剪切層形成等過程中的渦核進動、渦形成和渦破碎等微觀機理認識不足，目前還難以通過燃燒室頭部結構和旋流器氣動參數(shù)等對流場結構進行精細化設計。