渦輪機(jī)壅塞式燃燒室燃燒數(shù)值仿真

喬 宏, 趙衛(wèi)兵, 馬曉勵(lì), 師海潮

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渦輪機(jī)壅塞式燃燒室燃燒數(shù)值仿真

喬 宏, 趙衛(wèi)兵, 馬曉勵(lì), 師海潮

(中國(guó)船舶重工集團(tuán)第705研究所, 陜西 西安, 710075)

為了研究渦輪機(jī)燃燒室的實(shí)現(xiàn)形式并通過(guò)仿真驗(yàn)證其工作性能, 提出了一種既能實(shí)現(xiàn)三組元推進(jìn)劑穩(wěn)定燃燒, 又能滿(mǎn)足渦輪機(jī)在低工況時(shí)較低進(jìn)氣壓力要求的新型壅塞式燃燒室方案, 并基于計(jì)算燃燒動(dòng)力學(xué)方法對(duì)該燃燒室方案的工作特性進(jìn)行了數(shù)值仿真。仿真結(jié)果表明, 在多種工況條件下, 燃燒室三組元推進(jìn)劑燃燒完全, 三組元中的水完全蒸發(fā), 燃燒室流場(chǎng)分布合理, 噴嘴環(huán)前壓力滿(mǎn)足渦輪機(jī)進(jìn)氣要求。該方案及仿真結(jié)果可供三組元推進(jìn)劑渦輪機(jī)燃燒室工程研制參考。

渦輪機(jī); 燃燒室; 計(jì)算燃燒動(dòng)力學(xué); 三組元推進(jìn)劑; 數(shù)值仿真

0 引言

與活塞發(fā)動(dòng)機(jī)相比, 渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)具有功率潛力大, 結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單, 便于加工、裝拆和維修, 以及良好的工作可靠性等優(yōu)點(diǎn)。據(jù)報(bào)道, 采用開(kāi)式渦輪熱力系統(tǒng)的英國(guó)533口徑重型“旗魚(yú)”魚(yú)雷淺水最大航速超過(guò)70 kn, 潛深超過(guò)900 m, 航程達(dá)40 km,推算得到其渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)最大功率超過(guò)920 kW, 這是活塞發(fā)動(dòng)機(jī)難以實(shí)現(xiàn)的, 因此, 渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)代表著未來(lái)魚(yú)雷動(dòng)力系統(tǒng)的發(fā)展趨勢(shì)[1]。

作為發(fā)動(dòng)機(jī)的“心臟”, 燃燒室是發(fā)動(dòng)機(jī)中承受熱負(fù)荷最大的部件, 也是最易出現(xiàn)故障的部件, 燃燒室中的能量轉(zhuǎn)換在很大程度上決定了發(fā)動(dòng)機(jī)的可靠性、經(jīng)濟(jì)性和壽命[2]。近年來(lái), 由于能源和動(dòng)力系統(tǒng)性能不斷提高, 對(duì)燃燒室的要求也日益苛刻, 現(xiàn)有的經(jīng)驗(yàn)、半經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法已不能完全滿(mǎn)足現(xiàn)代先進(jìn)燃燒室的設(shè)計(jì)要求, 同時(shí), 燃燒室的加工和試驗(yàn)費(fèi)用也日益昂貴, 在這種背景下出現(xiàn)了一種以計(jì)算燃燒動(dòng)力學(xué)(Computational Combustion Dynamic, CCD)為核心的新型設(shè)計(jì)方法[3]。本文針對(duì)壅塞式渦輪機(jī)燃燒室內(nèi)氣動(dòng)熱化學(xué)動(dòng)力學(xué)過(guò)程及性能進(jìn)行了多工況數(shù)值仿真。

OTTO-II單組元推進(jìn)劑從上世紀(jì)60年代開(kāi)始使用, 能量較高, 使用安全, 但缺點(diǎn)是貧氧, 熱分解時(shí)有大量的化學(xué)能量未能釋放, 而且燃燒產(chǎn)物中可溶于水的成分僅為13%, 魚(yú)雷航行時(shí)航跡較大, 隱蔽性差[3]。在OTTO-II中按一定比例加入氧化劑HAP和冷卻水很好地解決了這個(gè)問(wèn)題, 最大體積能量密度提高60%, 質(zhì)量能量密度提高40%, 并且在OTTO-II、HAP和H2O配比恰當(dāng)?shù)那闆r下, 80%以上的燃燒產(chǎn)物可溶于水, 減小了魚(yú)雷航跡, 提高了魚(yú)雷的隱蔽性。

使用三組元推進(jìn)劑的難點(diǎn)之一是維持推進(jìn)劑穩(wěn)定燃燒的燃燒室壓力下限很高, 但渦輪工作壓力卻較低, 兩者較難匹配。

1 壅塞式渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)

壅塞的概念來(lái)自固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)氣體動(dòng)力學(xué), 當(dāng)噴管出口速度達(dá)到音速時(shí),背壓降低產(chǎn)生的擾動(dòng)波不能在音速氣流中向噴管上游傳播,因而影響不到噴管入口處的氣流參數(shù),氣流的流速和流量均不再增加[4]。

為了使燃燒室穩(wěn)定燃燒壓力和渦輪工作壓力能夠?qū)崿F(xiàn)匹配, 本文將壅塞的概念引入渦輪機(jī)燃燒室, 提出一種在燃燒室中央設(shè)置節(jié)流隔板的壅塞式結(jié)構(gòu), 如圖1所示。

圖1 壅塞式燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖

2 仿真模型

壅塞式渦輪機(jī)采用三組元推進(jìn)劑, OTTO-II、HAP和H2O按照一定的質(zhì)量流量使用旋流式噴嘴供應(yīng)至燃燒室, 推進(jìn)劑在燃燒室隔板前充分燃燒, 通過(guò)節(jié)流降壓噴管進(jìn)入隔板后腔, 最后排出燃燒室供應(yīng)至噴管盒。從燃燒室中提取計(jì)算域并劃分網(wǎng)格, 為提高網(wǎng)格質(zhì)量, 在結(jié)構(gòu)規(guī)則處劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格, 結(jié)構(gòu)復(fù)雜處劃分非結(jié)構(gòu)T-GRID網(wǎng)格, 并對(duì)流動(dòng)參數(shù)變化劇烈的噴管處網(wǎng)格進(jìn)行加密, 結(jié)果如圖2所示。

圖2 燃燒室計(jì)算域網(wǎng)格劃分

2.1 流動(dòng)模型

連續(xù)方程

動(dòng)量方程

能量方程

組分方程

標(biāo)準(zhǔn)-控制方程

湍流模型中經(jīng)驗(yàn)常數(shù)的取值見(jiàn)表1[5]。

表1 k-e模型中的系數(shù)

2.2 離散相模型

2.2.1 軌道方程

推進(jìn)劑噴射入燃燒室后需要一定時(shí)間才能蒸發(fā), 因此蒸發(fā)之前的流動(dòng)屬于氣液兩相流動(dòng)。

液滴軌道方程是在離散時(shí)間步長(zhǎng)上逐步進(jìn)行積分來(lái)求解的。液滴軌道為

對(duì)每個(gè)坐標(biāo)方向求解, 可得液滴軌跡。

2.2.2 連續(xù)相與離散相的耦合

連續(xù)相與離散相之間存在質(zhì)量、動(dòng)量和能量的耦合。

液滴質(zhì)量變化

液滴動(dòng)量變化

液滴熱量交換

2.3 燃燒模型

三組元推進(jìn)劑燃燒時(shí)會(huì)生成微量Cl和NH3, 為加快收斂速度, 略去這些微量產(chǎn)物, 反應(yīng)方程式為

0.189 8C27.45H52.48O30.45N9.29+2.544 9NH4OHClO4+ 26.116H2O(l)→

0.168 84CO+5.041 37CO2+2.544 94HCl+0.545 11H2+ 34.369 05H2O(g)+2.154 12N2

當(dāng)燃燒為湍流燃燒時(shí), 需要考慮湍流作用對(duì)反應(yīng)速率的影響, 因此采用渦耗散模型: 氣流渦團(tuán)因耗散而變小時(shí), 分子之間的碰撞機(jī)會(huì)增多, 反應(yīng)容易進(jìn)行并迅速完成, 因此化學(xué)反應(yīng)速率在很大程度上受湍流的影響, 反應(yīng)速率取決于渦團(tuán)中包含燃料、氧化劑和產(chǎn)物中濃度最小的一個(gè)。該模型的表達(dá)式為

3 數(shù)值仿真結(jié)果與分析

本文的仿真基于4種工況, 計(jì)算條件見(jiàn)表2。

表2 壅塞式渦輪機(jī)燃燒室計(jì)算工況

3.1 溫度分布

運(yùn)用成熟的Fluent商業(yè)軟件對(duì)燃燒室內(nèi)流場(chǎng)的燃燒流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值仿真, 得到燃燒室內(nèi)部的溫度分布, 結(jié)果如圖3所示。

燃燒室內(nèi)的溫度分布顯示燃料的燃燒主要集中在燃燒室的前腔, 工況1和工況2的高溫區(qū)位于燃燒室燃料噴嘴附近區(qū)域, 而工況3和工況4的高溫區(qū)則位于前腔的中后段; 后腔的溫度則比較均勻, 沒(méi)有明顯的高溫區(qū)。

選取隔板上距離出口較遠(yuǎn)的噴管的中心線, 位置如圖4所示, 各種工況下中心線上的溫度曲線如圖5所示, 從結(jié)果分析如下。

1) 從最高燃燒溫度看, 工況2的最高燃燒溫度最高, 超過(guò)1 800 K, 工況3的最高燃燒溫度最低, 低于1 600 K, 從高到低4種工況依次為: 工況2＞工況1＞工況4＞工況3, 最高燃燒溫度的排列與燃料流量的大小排列具有一致性;

2) 工況1和工況2的最高燃燒溫度出現(xiàn)位置先于工況3和工況4, 工況1和工況2的燃燒溫度在軸向40 mm處達(dá)到最高, 工況3和工況4則要到軸向80 mm才能達(dá)到;

3) 4種工況下, 燃?xì)獾竭_(dá)燃燒室后腔的溫度相差不大, 均在1 400 K左右。

圖3 y=0截面, z=0截面和軸向橫截面上不同工況的燃?xì)忪o溫分布

圖4 中心線位置示意圖

圖5 中心線上溫度曲線

當(dāng)前燃燒室面臨的關(guān)鍵技術(shù)難點(diǎn)在于三組元燃料的穩(wěn)定燃燒問(wèn)題, 要實(shí)現(xiàn)三組元燃料的高效穩(wěn)定燃燒, 需要一定的壓力和溫度條件。一般來(lái)說(shuō), 燃燒溫度越高, 越有利于燃料的穩(wěn)定燃燒, 從仿真結(jié)果看, 燃燒室的設(shè)計(jì)首先應(yīng)該滿(mǎn)足工況3的穩(wěn)定燃燒。

3.2 化學(xué)反應(yīng)速率分布

燃燒室內(nèi)部的化學(xué)反應(yīng)速率結(jié)果如圖6所示?；瘜W(xué)反應(yīng)速率即燃料的燃燒速率, 從結(jié)果分析, 工況2的燃料燃燒最為劇烈, 最高反應(yīng)速率達(dá)到24 kmol/(m3?s), 工況3的燃燒最緩慢, 最高僅10 kmol/(m3?s)左右。4種工況下的最高反應(yīng)速率的排列與最高燃燒溫度的排列一致, 說(shuō)明燃料燃燒越劇烈, 燃燒溫度就越高。

沿燃料噴射方向選取一條直線, 直線位置如圖7所示, 各種工況下該直線上的反應(yīng)速率曲線如圖8所示, 從結(jié)果分析如下。

1) 在燃料噴嘴出口, 4種工況下的反應(yīng)速率均不高, 約3~5 kmol/(m3?s), 但在噴射行程達(dá)到15 mm左右時(shí), 反應(yīng)速率達(dá)到最大, 4種工況最大反應(yīng)速率從高到低依次為: 工況2＞工況1＞工況4＞工況3;

圖6 y=0截面上不同工況的反應(yīng)速率

圖7 直線位置示意圖

2) 工況1和工況2的最高反應(yīng)速率出現(xiàn)位置略早于工況3和工況4, 但提前程度不如溫度曲線明顯。

3.3 組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布

由于三組元反應(yīng)較為復(fù)雜, 反應(yīng)物和生成物眾多, 因此選擇OTTO-II、H2O和CO2作為典型組分討論其組分質(zhì)量分?jǐn)?shù), OTTO-II作為反應(yīng)物的典型, 其濃度可以表示反應(yīng)物的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布狀況, CO2代表反應(yīng)生成物的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布情況, H2O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布反應(yīng)了自身的摻混蒸發(fā)狀況。

4種工況下燃燒室內(nèi)部的OTTO-II質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布如圖9所示。仿真結(jié)果顯示4種工況下燃料均能夠在燃燒室前腔完全反應(yīng), 工況1和工況2的反應(yīng)物質(zhì)量分?jǐn)?shù)差別較小, 工況3和工況4的反應(yīng)物質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布同樣較為相似。

選用圖4所示的噴管中心線, 分析該直線上的OTTO-II的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布, 如圖10所示。從結(jié)果看出:

1) 在前腔頭部, 工況1情況下的OTTO-II質(zhì)量分?jǐn)?shù)最高, 工況3和工況4的OTTO-II質(zhì)量分?jǐn)?shù)曲線差別不大;

2) 4種工況下, 在中心線150 mm之前均反應(yīng)完全。

4種工況下燃燒室內(nèi)部的H2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布如圖11所示。結(jié)果顯示, 在燃燒室出口處H2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)可以達(dá)到0.62左右, 4種工況下燃燒室出口處H2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)相近。

噴管中心線上H2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)見(jiàn)圖12。結(jié)果顯示在該中心線上H2O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)具有相同的上升趨勢(shì), 在中心線末端H2O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)量值上趨同, 表明4種工況具有相同的蒸發(fā)效率。

圖10 噴管中心線上OTTO-II的質(zhì)量分?jǐn)?shù)曲線

圖11 y=0截面上不同工況的H2O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

圖12 噴管中心線上H2O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)曲線

4種工況下燃燒室內(nèi)部的CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布如圖13所示。結(jié)果顯示, 燃燒室內(nèi)部的CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)與溫度分布相近, 燃燒反應(yīng)在放出熱量的同時(shí)產(chǎn)生生成物。

噴管中心線上CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)見(jiàn)圖14。從結(jié)果看出, 在中心線上有2個(gè)明顯的凸起, 表明在該中心線上存在2個(gè)反應(yīng)區(qū), 之后隨著摻混水的蒸發(fā)效應(yīng)CO2質(zhì)量下降, 最終CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)約0.22。

圖13 y=0截面上不同工況的CO2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

圖14 噴管中心線上CO2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)曲線

3.4 速度矢量的分布

由于燃燒室結(jié)構(gòu)形狀固定不變, 因此, 4種情況下燃燒室內(nèi)部的流動(dòng)特征差別較小, 本文僅給出工況1情況下的馬赫數(shù)分布和流線圖, 如圖15和圖16所示。

圖15 燃燒室內(nèi)部馬赫數(shù)分布

圖16 燃燒室內(nèi)部流線圖

從圖15可以看出, 高溫燃?xì)庠趪姾磉_(dá)到音速并在擴(kuò)張段持續(xù)加速, 最終馬赫數(shù)達(dá)到1.3以上。由于高溫燃?xì)鈱?duì)隔板的燒蝕比較嚴(yán)重, 工況2下的燃燒最劇烈。因此, 要特別注意工況2下隔板節(jié)流孔的燒蝕, 節(jié)流孔噴喉的燒蝕可能造成燃燒室工作壓力偏離設(shè)計(jì)工況, 使壓力不穩(wěn)定。

從圖16可以看出, 這種形式的燃燒室能夠在燃燒室前腔形成明顯的漩渦區(qū), 液滴噴入燃燒室后迅速蒸發(fā)、燃燒, 生成燃?xì)? 燃?xì)庠偻傲鲃?dòng), 受到隔板的作用氣體分叉, 然后沿著壁面流向燃燒室頭部的拐角區(qū)域, 從而形成2個(gè)主要的漩渦區(qū), 還有一小部分氣體在燃燒室頭部靠近壁面區(qū)域小范圍內(nèi)形成漩渦區(qū), 漩渦區(qū)的存在能夠卷吸大量的高溫燃?xì)? 進(jìn)行強(qiáng)烈的熱質(zhì)交換, 漩渦區(qū)內(nèi)的燃?xì)獗３窒鄬?duì)較低的流動(dòng)速度, 對(duì)推進(jìn)劑蒸發(fā)和燃燒穩(wěn)定十分有利。結(jié)果顯示, 在燃燒室后腔也有2個(gè)明顯的漩渦區(qū)存在。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)渦輪機(jī)燃燒室燃燒流動(dòng)過(guò)程的仿真, 得到如下結(jié)論。

1) 4種工況下, 在燃燒室出口處H2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到0.62左右, CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為0.22, 用化學(xué)方程式計(jì)算, 當(dāng)反應(yīng)進(jìn)行完全時(shí), H2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)為61.86%, CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)為22.18%, 經(jīng)過(guò)對(duì)比可證明燃料已完全反應(yīng)。

2) 4種工況下, 在燃燒室后腔的溫度場(chǎng)、組分濃度場(chǎng)分布均勻, 燃燒室出口燃?xì)馑俣容^低, 能夠持續(xù)穩(wěn)定地為噴管環(huán)供應(yīng)燃?xì)狻?/p>

經(jīng)過(guò)仿真分析可證明, 使用壅塞式燃燒室方案, 燃料的燃燒和水的摻混蒸發(fā)較好, 該方案既能實(shí)現(xiàn)三組元推進(jìn)劑的高效燃燒, 又能滿(mǎn)足渦輪機(jī)在低工況時(shí)的較低進(jìn)氣壓力要求, 為解決三組元推進(jìn)劑渦輪機(jī)燃燒室的工程研制提供了技術(shù)參考。

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[2] 劉長(zhǎng)福, 鄧明. 航空發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)分析[M].西安:西北工

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Numerical Simulation about Combustion Performance of Choked Combustor of Turbine

QIAO Hong, ZHAO Wei-bing, MA Xiao-li, SHI Hai-chao

(The 705 Research Institute, China Shipbuilding Industry Corporation, Xi′an 710075, China)

In order to study the form of turbine combustor and verify its performance, a new choked combustor scheme which is suitable for tri-propellant and matches the lower gas inlet pressure of a turbine under low operating condition was proposed. The combustion characteristics of scheme under multi-operating conditions were simulated based on computational combustion dynamics. Simulation results show that the tri-propellant burns completely, the water vaporizes entirely, the flow field in the combustor is satisfactory, and the front pressure of the nozzle ring meets the requirement of the turbo-pressure. This new choked combustor with its simulation results may benefit the design of turbine combustors with tri-propellant.

turbine; combustor; computational combustion dynamics(CCD); tri-propellant; numerical simulation

TJ630.32

A

1673-1948(2011)01-0048-07

2010-05-07;

2010-07-09.

喬 宏(1982-), 男, 工程師, 主要從事動(dòng)力技術(shù)及仿真方面的研究.

(責(zé)任編輯: 陳 曦)