塔式同軸分級旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)對燃燒室性能的影響

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)動力與能源工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

燃氣輪機由于具有質(zhì)量輕、體積小、功率密度高等優(yōu)點，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，日益嚴苛的排放法規(guī)要求燃氣輪機進一步降低污染物的排放.

燃燒室是燃氣輪機實現(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)，對燃燒室空間尺寸要求較低等特點，在眾多低排放技術(shù)中脫穎而出.在設(shè)計和研發(fā)新一代燃燒室時，制造商往往會采用貧預(yù)混燃燒技術(shù)來取代傳統(tǒng)的擴散燃燒，以避開高NOx的生成區(qū)間[3-4].其中同軸分級燃燒室以其排放性能良好、出口溫度場均勻、工況過渡平穩(wěn)的特點被廣泛應(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 型同軸分級旋流器應(yīng)用于AE94.3A、AE94.2A 等燃機，在不同功率等級燃機上均實現(xiàn)了50 mg/m3的低NOx排放[8-9].Siemens 公司將同軸分級旋流器布置于多頭部燃燒室內(nèi)，以此實現(xiàn)了F 級燃機的超低NOx排放[10].

國內(nèi)學(xué)者也對同軸分級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)、燃料孔徑等對同軸分級燃燒室燃燒場的影響規(guī)律，實現(xiàn)了對燃燒室性能的優(yōu)化.張欣等[12]對上述燃燒室的值班級噴嘴結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化；王威等[13]在此基礎(chǔ)上探究了燃料分級策略對燃燒室性能的影響，獲得了天然氣同軸分級燃燒室性能達標(biāo)的燃料分級區(qū)間.Wang 等[14-16]基于同軸分級設(shè)計理念開發(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)的同軸分級旋流器大都選擇軸向或徑向進氣方式，針對塔式分級旋流器的研究較少.而且塔式分級旋流器影響燃燒場的參數(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，本文針對哈爾濱工程大學(xué)燃燒團隊設(shè)計的氣態(tài)燃料-低排放塔式同軸分級燃燒室(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旋流器的旋流角、葉間流道斜徑向角和輪轂展向角對燃燒流場結(jié)構(gòu)和燃燒室性能的影響.

1 模型燃燒室設(shè)計特點及結(jié)構(gòu)介紹

氣態(tài)燃料-低排放塔式同軸分級燃燒室，是針對天然氣燃氣輪機所設(shè)計的低排放模型燃燒室.同軸分級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，在降低流動損失方面具有一定的優(yōu)勢；與徑向旋流器相比，緊湊的旋流器結(jié)構(gòu)也便于實現(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燃燒室Fig.1 Low emission tower-type coaxial-staged combustor for gaseous fuel

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

2 網(wǎng)格計算方法及無關(guān)性驗證

本文采用Realizable k-ε湍流模型耦合FGM 燃燒模型進行數(shù)值計算，采用GRI 3.0 詳細機理.FGM燃燒模型使用“火焰面模型假設(shè)”，引入混合分數(shù)Z和進程變量C 作為層流FGM 表單的變量，再通過混合分數(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)得到了驗證[19-20].給出某型天然氣燃機燃燒室的數(shù)值與實驗結(jié)果對比，該數(shù)值方法能較準(zhǔn)確地預(yù)測速度峰值，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，在保證計算精度的同時，提高計算效率[21].本文對燃燒室的旋流器區(qū)域、剪切層位置進行局部加密，以更精確捕捉燃燒場特征.網(wǎng)格如圖3 所示.計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)性驗證的結(jié)果如圖4 所示，在兼顧計算精度、流場細節(jié)以及計算效率的前提下，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)將探究兩級旋流角在40°～55°內(nèi)，燃燒室性能的變化規(guī)律.

3.1.1 兩級旋流角對燃燒室性能的影響

本小節(jié)選取40°、45°、50°、55°共4 個典型結(jié)構(gòu)進行探究.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.在計算過程中還監(jiān)控了混合分數(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，且值班級無燃料，因此NOx排放量較低.

圖5 兩級旋流角對排放性能的影響Fig.5 Emission characteristics under different swirl angles of two stages

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

本小節(jié)還對比了回流區(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 給出了兩級旋流角變化對回流區(qū)的影響.旋流角的增加會同時使回流區(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，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，旋流角度的增長會使速度剪切層張角略有增長，同時會對火焰張角產(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，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，其增長趨勢逐漸放緩.

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

圖9 兩級旋流角對火焰張角的影響Fig.9 Flame angles under different swirl angle of two stages

圖10 給出了兩級不同旋流角條件下的溫度及混合分數(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.兩級旋流角為40°時，旋流強度較低，這時旋流器流阻較低，燃燒室頭部的冷卻氣流量會相應(yīng)減少，如圖6 所示，角渦處的平均混合分數(shù)較高，角渦處會發(fā)生局部燃燒的現(xiàn)象.而兩級旋流角度為55°、旋流強度較高時，速度剪切層的張角較大，未燃預(yù)混氣向角渦的燃料輸運效應(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)會影響燃燒室的壽命，再綜合上述對于燃燒性能方面的分析，考慮到較低的旋流會帶來更低的流動損失，同時在確保燃燒效率、排放性能達標(biāo)的前提下，本節(jié)將選取兩級旋流角度為45°的燃燒室來進一步開展研究.

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

3.1.2 主燃1 級旋流角對燃燒室性能的影響

本節(jié)探究了主燃2 級為45°時，主燃1 級旋流角度對燃燒室性能的影響.如圖11 所示，總壓損失會隨著主燃1 級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 級旋流角對燃燒室性能的影響有限.

圖11 主燃1級旋流角對燃燒性能的影響Fig.11 Emission characteristics under different swirl angles of first main-stage

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

圖12 主燃1級旋流角對各級進氣比例的影響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 級旋流角變化對燃燒室回流區(qū)的影響規(guī)律.由于主燃1 級的流量占比較低，其旋流角變化對燃燒場的影響有限.回流區(qū)長度會隨著主燃1 級旋流角的增加略有增長，主燃1 級葉片角大于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 級旋流角的影響.渦心軸向位置隨著主燃一級旋流角度的增加呈現(xiàn)出向上游移動的趨勢，當(dāng)渦心移動到軸向位置95 mm 左右時(主燃1 級旋流角度50°左右時)，旋流角的變化幾乎不再對渦心軸向位置產(chǎn)生影響.此時渦心之間的距離會隨著旋流角增加而減小.

圖13 主燃1級旋流角對燃燒室回流區(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 級旋流角對燃燒室性能的影響

本小結(jié)將探究在主燃1 級旋流角度為45°條件下，主燃2 級旋流角度對燃燒室性能的影響，見圖14.圖14(a)可以看出主燃2 級旋流角度對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.另外，與上述兩種情況不同的是，隨著主燃2 級旋流角的增加，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級旋流角對燃燒性能的影響Fig.14 Emission characteristics under different swirl angles of second main-stage

與上述情況不同，主燃2 級旋流角的增加，會顯著降低主燃2 級的空氣流量，值班級、主燃1 級和冷卻孔的進氣量都有不同程度的增加，其中主燃1 級的進氣量顯著增加，見圖15.

圖15 主燃2級旋流角對各級進氣比例的影響Fig.15 Air mass flow ratio of three stages under different swirl angles of second main-stage

主燃2 級流量占比較高，占了整個燃燒室頭部進氣量的70%以上，因此主燃2 級旋流角的變化會對燃燒流場產(chǎn)生較大的影響.旋流角度的增加會同時使回流區(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 級旋流角的增加向上游移動.在主燃2 級旋流角度達到50°左右時，渦心軸向位置隨著旋流角增加而繼續(xù)增長的趨勢變緩，同時，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級旋流角對燃燒室回流區(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級斜徑向角記為αin，主燃2 級斜徑向角記為αout.考慮到實際的工程應(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 級斜徑向角對燃燒性能的影響

圖18(a)和(b)分別給出了主燃1 級斜徑向角對燃燒性能和排放性能的影響.由于主燃1 級斜徑向角的增加，會使旋流器的進氣截面積降低，因此會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 級斜徑向角范圍內(nèi)，燃燒效率均在99.9%以上.

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

主燃1 級斜徑向角的增加，在增加了主燃1 級進氣面積的同時，降低了主燃2 級的進氣面積，造成主燃1 級的空氣流量大幅增長，而主燃2 級流量大幅降低，導(dǎo)致兩級的進氣比例受到顯著影響.同時由于旋流器流阻隨著主燃1 級斜徑向角的增長而升高，相對而言流阻沒有發(fā)生變化的值班級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級斜徑向角對各級進氣比例的影響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 級斜徑向角的改變對回流區(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)生移動而主導(dǎo)的現(xiàn)象，主燃1 級斜徑向角的升高，使回流區(qū)渦心位置向燃燒室上游和外壁面位置移動，進而擴大了回流區(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 級斜徑向角造成葉間流道內(nèi)的流速降低，會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集中，這將不利于燃燒室排放性能的提升.另外較高的1 級斜徑向角不僅會造成總壓損失的升高，還會引起角渦處的燃料富集，進而引起嚴重的角渦著火情況，這對燃燒室的性能和壽命都會造成不利的影響.因此主燃1 級斜徑向角取中間值9.25°是較為合適的.

圖20 主燃1級旋流角對燃燒室回流區(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級斜徑向角時溫度及混合分數(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 級斜徑向角對燃燒性能的影響

與主燃1 級不同，主燃2 級斜徑向角的增加會降低燃燒室的總壓損失，混合均勻性指數(shù)會因此受到影響，雖然總壓損失進一步降低，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級斜徑向角對燃燒性能的影響Fig.22 Emission characteristics under different oblique radial angles of second main-stage

如圖23 所示，主燃2 級斜徑向角的增加增大了主燃2 級的進氣面積，降低了2 級流道的流阻，使更多的空氣流過2 級流道.這種變化趨勢在主燃2 級斜徑向角度達到25°的時候區(qū)域平緩，各級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級斜徑向角對各級進氣比例的影響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 級斜徑向角的改變對回流區(qū)肩部的影響也較為明顯，但是與主燃1 級斜徑向角度的影響規(guī)律不同，隨著主燃2 級斜徑向角度的升高，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.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 級斜徑向角的升高，火焰張角由51.5°逐漸降低至42°.主燃2 級斜徑向角度達到25°以上時，燃料在剪切層位置處的分布相對集中，不利于降低排放.且主燃2 級斜徑向角度的增加會為加工和安裝帶來困難.因此本節(jié)選取主燃2 級斜徑向角度為22.5°.

圖24 主燃2級斜徑向角對燃燒室回流區(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級斜徑向角時溫度及混合分數(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)將以兩級旋流角度均為45°，主燃1 級斜徑向角為9.25°，主燃2 級斜徑向角為22.5°的旋流器結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，研究輪轂展向角對燃燒室性能的影響.輪轂展向角定義為相鄰兩級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燃燒室的主燃1 級靠近燃燒室軸線方向，其進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 級的輪轂展向角為0°.考慮到本文所設(shè)計的塔式同軸分級燃燒室主要是針對于順流式進氣型的火焰筒，權(quán)衡進氣來流的氣流折轉(zhuǎn)角度，本文將輪轂展向角控制在37.5°內(nèi)，選取4 個角度進行研究，如圖26 所示.

圖26 4種輪轂展向角度的同軸分級旋流器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，燃燒效率和總壓損失性能良好.輪轂展向角的增加會在一定程度上降低燃燒室總壓損失，并在展向角增加至30°時基本不再發(fā)生變化.輪轂展向角的增加縮短了主燃2 級燃料的摻混距離，這是導(dǎo)致混合均勻性指數(shù)成下降趨勢的主要原因.圖27(b)表明，在輪轂展向角超過30°時，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各級進氣比例的影響.燃燒室頭部流阻的降低會使更多的空氣流經(jīng)旋流器，其中輪轂展向角的變化僅對主燃2 級的結(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 級的流阻變化.相應(yīng)地，主燃2 級空氣流量隨著輪轂展向角的增加而逐漸升高.

圖28 輪轂展向角對各級進氣比例的影響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，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大幅減小火焰張角.在展向角大于30°時，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)增加展向角會造成的火焰張角持續(xù)減小，意味著燃料逐漸遠離燃燒室的上游壁面，這不利于成功點火.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 不同輪轂展向角時溫度及混合分數(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旋流器的旋流角度、葉間流道斜徑向角、輪轂展向角對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旋流器，主燃2級流量占比較高.相對于主燃1 級旋流角，總壓損失和兩級流量分配比例受到主燃2 級旋流角的影響更大.兩級旋流角度增加都會使回流區(qū)渦心位置向燃燒室上游移動，主燃2 級旋流角的增加會使回流區(qū)長度有所增加.兩級旋流角的增加會使火焰鋒面與燃燒室中軸線的夾角增加.

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

(3) 當(dāng)輪轂展向角從15°變化至37.5°時，燃燒效率和總壓損失性能良好.輪轂展向角的增加會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，此時污染物排放增幅明顯.輪轂展向角的增加會略微增大回流區(qū)寬度，同時使得渦心位置會向下游移動，還會降低火焰張角.