燃燒環(huán)長(zhǎng)寬比對(duì)渦輪葉間燃燒室的影響

徐興亞，唐 豪，鄭海飛

(南京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，南京 210016)

1 引言

渦輪葉間燃燒室(TIB)是利用美國(guó)空軍研究實(shí)驗(yàn)室(AFRL)研究的超緊湊燃燒室(UCC)技術(shù)，通過(guò)在渦輪導(dǎo)向器葉片間安裝噴嘴，在渦輪葉片間的通道內(nèi)進(jìn)行燃燒的一種新型燃燒室[1～3]?；贚ewis提出的高旋流產(chǎn)生的離心加速度提高火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊膶?shí)驗(yàn)研究，利用周向旋流燃燒代替?zhèn)鹘y(tǒng)的軸向組織燃燒，通過(guò)在渦輪通道外圍布置一圈燃燒環(huán)周向腔，將高速氣流以一定角度射入周向腔內(nèi)從而產(chǎn)生高旋流，使噴入的霧化燃料迅速蒸發(fā)并與空氣摻混，形成可燃混氣，發(fā)生燃燒。高溫燃?xì)怆x開(kāi)燃燒環(huán)后，進(jìn)入下游葉間通道，未燃盡燃料及其它可燃成分在通道內(nèi)繼續(xù)燃燒。高溫燃?xì)庠谕ǖ纼?nèi)與主流空氣摻混，發(fā)生動(dòng)量、能量交換，組分?jǐn)U散，最后排出通道[4]。由于利用了高離心過(guò)載提高火焰?zhèn)鞑ニ俣?，同時(shí)延長(zhǎng)火焰在燃燒室的滯留時(shí)間，不僅實(shí)現(xiàn)了在很短軸向長(zhǎng)度內(nèi)火焰穩(wěn)定、高效燃燒，而且燃燒性能基本達(dá)到設(shè)計(jì)要求[5，6]。

目前，國(guó)外對(duì)TIB方案已進(jìn)行了多項(xiàng)數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)研究。其中Anisko等[7]研究了3種燃燒環(huán)結(jié)構(gòu)分別在兩種工況下的流場(chǎng)及燃燒性能；Greenwood[8，9]設(shè)計(jì)了帶徑向槽結(jié)構(gòu)的TIB模型，即在每個(gè)噴油點(diǎn)下方的葉片上設(shè)計(jì)一個(gè)徑向槽，并發(fā)現(xiàn)徑向槽能提高氣流混合、改善出口溫度分布。國(guó)內(nèi)對(duì)TIB方案的研究，主要是數(shù)值模擬了不同渦輪導(dǎo)向器葉片凹槽結(jié)構(gòu)、二次氣入射角及當(dāng)量比等對(duì)渦輪葉間燃燒室的影響[10，11]。在燃燒環(huán)結(jié)構(gòu)方面，僅國(guó)外對(duì)幾種特定類(lèi)型進(jìn)行了研究，但缺乏系統(tǒng)、幾何參數(shù)化的討論。本文在Anisko研究的基礎(chǔ)上，保持燃燒環(huán)軸向?qū)挾纫欢?，僅改變徑向長(zhǎng)度，通過(guò)數(shù)值模擬的方法，比較分析了不同長(zhǎng)寬比燃燒環(huán)結(jié)構(gòu)對(duì)TIB模型內(nèi)部流場(chǎng)和總體性能參數(shù)的影響。

2 物理模型

圖1 TIB基本結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Sketch of the turbine inter-vane burner structure

渦輪葉間燃燒室的幾何結(jié)構(gòu)如圖1所示。中心體模擬發(fā)動(dòng)機(jī)軸，其與前后管組成一個(gè)環(huán)形通道，主氣流流動(dòng)方向如圖1(a)中的箭頭所示。通道內(nèi)有6個(gè)周向均布的葉片，每個(gè)葉片的同側(cè)都開(kāi)有徑向槽，葉片頂部是個(gè)由前后法蘭和環(huán)形蓋圍成的環(huán)形空腔，即燃燒環(huán)周向腔。環(huán)形蓋上均布6個(gè)燃油噴口和6×4個(gè)二次氣入射孔，每個(gè)燃油噴口底部都開(kāi)有軸向槽。液體燃料垂直噴入燃燒環(huán)內(nèi)，二次氣45°傾斜射入燃燒環(huán)，做高速向心運(yùn)動(dòng)[4]。圖1(b)示出了TIB幾何結(jié)構(gòu)的剖面圖。設(shè)定燃燒環(huán)軸向?qū)挾萕為25 mm，燃燒環(huán)徑向長(zhǎng)度L按如下變化：L/W=0.4、0.6、0.8、1.0、1.2、1.4。

3 計(jì)算方法

3.1 網(wǎng)格劃分

考慮到TIB幾何結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，為節(jié)省計(jì)算時(shí)間，選取1/6模型即只對(duì)60°的扇形域進(jìn)行計(jì)算，如圖2所示。利用ANSYS ICEM CFD軟件劃分網(wǎng)格，模型網(wǎng)格數(shù)約為60萬(wàn)。為保證網(wǎng)格質(zhì)量，在葉片周?chē)岸螝馊肷淇走M(jìn)行O-grid網(wǎng)格劃分，還根據(jù)壓力、溫度、速度、近壁網(wǎng)格的y+，采用網(wǎng)格自適應(yīng)方法局部加密，最終網(wǎng)格數(shù)約為100萬(wàn)。

圖2 TIB計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Computational grid for the turbine inter-vane burner

3.2 數(shù)值方法

數(shù)值計(jì)算采用Realizable k-ε湍流模型。液體燃料使用煤油(C12H23)，燃燒過(guò)程考慮C12H23、CH4、CO、CO2、H2、H2O、H2O(液)、O2、OH、N2及 C(s)等 11 種組分，其中CH4、C(s)只在富油燃燒時(shí)考慮。在TIB內(nèi)，空氣和燃油分別從不同入口進(jìn)入，因此選擇非預(yù)混燃燒模型(平衡混合分?jǐn)?shù)/PDF模型)。油氣混合燃燒為多相流流動(dòng)，采用離散相模型(DPM)，通過(guò)隨機(jī)顆粒軌道模型模擬兩相的相互作用，相間采用耦合計(jì)算。通過(guò)SIMPLEC算法處理壓力-速度耦合項(xiàng)。

3.3 邊界條件

如圖2所示，主流和燃燒環(huán)上二次氣進(jìn)口均為質(zhì)量流量進(jìn)口，兩側(cè)壁面為旋轉(zhuǎn)式周期性邊界條件，出口為壓力出口。燃料、壓力、溫度的設(shè)置參考文獻(xiàn)[7]，燃油流量 0.053 kg/min，油滴直徑 55 μm，初速度30.5 m/s，工況具體參數(shù)如表1所示。

表1 工況參數(shù)Table 1 Operating conditions

4 計(jì)算結(jié)果與分析

4.1 速度場(chǎng)

圖3給出了6種長(zhǎng)寬比下燃油噴射口截面(x=72.5 mm)的速度矢量分布。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，在長(zhǎng)寬比較小時(shí)(如L/W=0.4)，燃燒環(huán)內(nèi)的速度場(chǎng)較紊亂，這是由于較小的燃燒環(huán)徑向長(zhǎng)度會(huì)導(dǎo)致二次氣流在徑向更易打穿主流氣流，但在徑向槽處，具有較大徑向動(dòng)量的二次氣流與進(jìn)入徑向槽的主流氣流碰撞，主流氣流阻礙了二次氣流的下潛，從而導(dǎo)致部分氣流在燃燒環(huán)周向速度的引導(dǎo)下重新上行，上行氣流沖擊至燃燒環(huán)上部壁面后折返，隨后沿周向繼續(xù)流動(dòng)。L/W=0.6時(shí)，由于徑向長(zhǎng)度增加，燃燒環(huán)內(nèi)的速度場(chǎng)紊亂程度較L/W=0.4時(shí)有了明顯改善，燃燒環(huán)上部?jī)H有周向流動(dòng)，主流與二次氣流的相互擴(kuò)散滲透主要在燃燒環(huán)中部與下部進(jìn)行，上行氣流在流至燃燒中部時(shí)即在上部氣流的引導(dǎo)下周向流動(dòng)。

在長(zhǎng)寬比較大(如L/W=0.8、1.0、1.2、1.4)時(shí)，燃燒環(huán)內(nèi)部為周向流動(dòng)，僅底部與主流有擴(kuò)散滲透發(fā)生。但在徑向槽處，燃燒環(huán)底部氣流與主流相互作用形成一回流旋渦(圖中圓環(huán)位置)，隨著長(zhǎng)寬比的增大，旋渦強(qiáng)度越來(lái)越大，渦也越來(lái)越飽滿，這增加了可燃混氣的駐留時(shí)間并有利于燃燒產(chǎn)物與主流的摻混。

4.2 溫度場(chǎng)

燃燒環(huán)內(nèi)的溫度分布如圖4所示?？梢?jiàn)，不同長(zhǎng)寬比的燃燒環(huán)內(nèi)部溫度分布存在明顯差異。L/W=0.4時(shí)，高溫區(qū)主要分布在燃油噴射口的軸向腔內(nèi)和主流通道下游帶徑向槽一側(cè)。這是由于斜射的二次氣流無(wú)法在具有極短徑向長(zhǎng)度的燃燒環(huán)內(nèi)促成旋流燃燒，反而阻礙了燃油順利進(jìn)入燃燒環(huán)內(nèi)燃燒，導(dǎo)致燃油在軸向腔內(nèi)富油燃燒，進(jìn)而形成腔內(nèi)的高溫區(qū)；同時(shí)，未燃盡油滴與大量可燃?xì)怏w通過(guò)徑向槽引導(dǎo)進(jìn)入主流通道下游后，繼續(xù)燃燒釋放熱量再次形成高溫區(qū)。L/W=0.6時(shí)，主要燃燒區(qū)域出現(xiàn)在燃燒環(huán)中部，軸向腔內(nèi)的高溫區(qū)已消失，主流下游帶徑向槽一側(cè)雖有高溫現(xiàn)象，但沒(méi)有出現(xiàn)大面積的極高溫度，溫度分布較均勻。

在長(zhǎng)寬比較大(如L/W=0.8、1.0、1.2、1.4)時(shí)，由于燃燒環(huán)周向腔容積增大，旋流燃燒形成，燃料在環(huán)內(nèi)充分燃燒，且燃燒區(qū)域都在環(huán)的中部及下部，避免了燃燒環(huán)壁面出現(xiàn)高溫區(qū)；葉片兩側(cè)都出現(xiàn)了局部高溫，但面積較小且溫度分布均勻。

圖3 不同長(zhǎng)寬比下燃油進(jìn)口截面的速度矢量分布Fig.3 Velocity vectors of fuel inlet for turbine inter-vane burner with different length-width ratio

圖4 不同長(zhǎng)寬比下TIB內(nèi)部的溫度分布Fig.4 Contours of static temperature along the turbine inter-vane burner flow path with different length-width ratio

燃燒室出口截面(y=170 mm)徑向平均溫度隨葉片無(wú)量綱高度的變化如圖5所示。在L/W=0.8、1.0、1.2、1.4時(shí)，溫度分布趨勢(shì)類(lèi)似，都是隨著高度的增加溫度逐漸升高，并在頂層達(dá)到最高溫。這是由于燃燒環(huán)內(nèi)的燃燒主要發(fā)生在燃燒環(huán)底部，二次氣沒(méi)有起到充分摻混的作用，導(dǎo)致高溫燃?xì)庠谥髁黜攲泳奂?。在L/W=0.4、0.6時(shí)，燃燒室出口溫度分布與理想的拋物線型出口溫度曲線(中間高、兩端低)相似，且L/W=0.6對(duì)應(yīng)的曲線更理想，曲線變化平滑，高低溫差較低。這是由于燃燒發(fā)生在整個(gè)燃燒環(huán)內(nèi)(圖4(b))且燃燒充分，在主流下游并未形成集中的局部高溫區(qū)。

圖5 不同長(zhǎng)寬比下出口截面的徑向平均溫度Fig.5 Radial temperature profile at outlet of TIB with different length-width ratio

4.3 總體性能對(duì)比

表2定量給出了6種TIB模型的燃燒效率ηb、總壓損失dp/p、CO污染物及未燃碳?xì)浠衔?UHC)排放量與長(zhǎng)寬比的關(guān)系?？梢?jiàn)，不同長(zhǎng)寬比的燃燒環(huán)的總壓損失和燃燒效率相差不大，但污染物排放量相差巨大。這是由于長(zhǎng)寬比不同帶來(lái)不同的燃燒區(qū)域及燃燒充分程度，從而導(dǎo)致污染物排放量差異巨大。L/W=0.6時(shí)，CO排放量最低。UHC排放量隨著長(zhǎng)寬比的增加而減少，這是由于富油狀態(tài)下燃燒環(huán)體積增加使得UHC的燃燒更加充分。

表2 不同長(zhǎng)寬比下燃燒環(huán)的總體性能參數(shù)Table 2 Performance parameters of TIB with different length-width ratio

5 結(jié)論

對(duì)比文中6種模型的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)及總體性能參數(shù)發(fā)現(xiàn)，不同長(zhǎng)寬比的燃燒環(huán)對(duì)渦輪葉間燃燒室性能有很大影響：當(dāng)燃燒環(huán)長(zhǎng)寬比為0.6時(shí)，出口徑向溫度分布呈拋物線型，CO排放量最低，總壓損失低，燃燒效率高，最適合渦輪葉間燃燒室設(shè)計(jì)；長(zhǎng)寬比為0.4時(shí)，燃燒環(huán)內(nèi)摻混充分，但溫度場(chǎng)內(nèi)易出現(xiàn)局部高溫區(qū)，導(dǎo)致燃燒效率降低；長(zhǎng)寬比為0.8、1.0、1.2、1.4時(shí)，燃燒環(huán)溫度分布平均，但燃燒都發(fā)生在燃燒環(huán)底部且與主流摻混不劇烈，從而導(dǎo)致出口溫度分布不理想且CO排放量較高。

另外，由于TIB燃燒室屬于超緊湊燃燒室，因此為避免徑向長(zhǎng)度過(guò)大，應(yīng)優(yōu)先考慮較低長(zhǎng)寬比的燃燒環(huán)。同時(shí)，不同工況(如當(dāng)量比)在同一長(zhǎng)寬比燃燒環(huán)下對(duì)TIB的影響也必不相同，因此在實(shí)際的燃燒環(huán)長(zhǎng)寬比設(shè)計(jì)中還需綜合考慮，使TIB性能達(dá)到最優(yōu)。

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