節(jié)流盤對超緊湊燃燒室性能影響的數(shù)值研究

孫明山 ，張 鑫 ，唐 豪 ，劉 禹

（1.南京航空航天大學江蘇省航空動力系統(tǒng)重點實驗室，南京210016；2.中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽110015）

0 引言

超緊湊燃燒室（UCC）采用二次氣流傾斜射流注入燃燒環(huán)，燃油周向旋流燃燒，可極大縮短燃燒室長度，減輕燃燒室質(zhì)量，提高發(fā)動機推重比。1973年Lewis[1]首次提出離心運動加速火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊男魅紵碚?；Zelina[2]試驗證實了超緊湊燃燒室的火焰長度較傳統(tǒng)燃燒室的可縮短50%；Siriginano[3]對超緊湊燃燒室應用于渦輪級間燃燒室以提高發(fā)動機熱力性能進行了研究。近年來美國空軍實驗室持續(xù)推進超緊湊燃燒實際應用的研究：Bohan[4]提出復合導向葉片，以期將超緊湊燃燒室應用于主燃燒室，縮短主燃燒室長度；Wilson[5-6]提出了低Rayleigh損失中心體概念；2013年Cornad[7-8]首次提出了擴壓分流器概念，實現(xiàn)了主次流軸向進氣，有效減小了燃燒室徑向尺寸，極大推進了超緊湊燃燒室的實際應用；Miranda[9]基于Cornad實驗裝置研究了擴壓分流器內(nèi)外環(huán)面積比與內(nèi)外環(huán)流量的關系，表明主次流流量受面積比影響較??；2015年Cottle[10]提出在擴壓分流器主流通道加置節(jié)流盤控制流量分配，試驗和數(shù)值分析表明節(jié)流盤可以有效控制內(nèi)外環(huán)流量，進口流量對內(nèi)外環(huán)分配比影響較?。煌?，Cottle[11]研究了節(jié)流盤開口大小及方向?qū)θ紵覂?nèi)燃燒流動特性的影響，表明節(jié)流盤對燃燒室總壓損失的影響較小，可有效增加燃燒環(huán)內(nèi)燃燒產(chǎn)物向主流通道徑向遷移的速度。節(jié)流盤作為有效的二次流旋流控制結(jié)構，對主次流軸向進氣超緊湊燃燒室性能的提高有重要意義。超緊湊燃燒室燃燒環(huán)內(nèi)旋流渦流燃燒特性作為關鍵的性能特性受節(jié)流盤的影響未見文獻報道。

本文基于文獻[11]中Cottle提出的超緊湊燃燒室原型結(jié)構，采用計算流體力學方法分析了燃燒環(huán)內(nèi)旋流渦流燃燒組織機制，并進一步探究文獻[11]未涉及的節(jié)流盤對旋流渦流燃燒特性的影響，為基于旋流渦流燃燒特性主次流軸向進氣超緊湊燃燒室的進一步結(jié)構改型設計提供理論基礎。

1 模型結(jié)構

主次流軸向進氣超緊湊燃燒室結(jié)構如圖1所示，主要由擴壓分流器、燃燒環(huán)、節(jié)流盤及中心體組成?？諝庋剡M口進入燃燒室，經(jīng)分流器分為核心流和二次流，二次流傾斜進入燃燒環(huán)，與燃燒環(huán)上方注入的丙烷混合后旋流燃燒，核心流經(jīng)節(jié)流盤進入導向葉片通道與燃燒環(huán)燃燒產(chǎn)物摻混，混合氣隨后沿導向器通道排出。

圖1 主次流軸向進氣超緊湊燃燒室結(jié)構

模型總長為249 mm，燃燒環(huán)直徑為159 mm，中心體長102 mm，擴壓器長127 mm。參考截面如圖2所示，D1位于擴壓器進口下游30 mm處，C1、C2分別位于距離燃燒環(huán)前后壁面5 mm處。

圖2 軸向參考截面位置

節(jié)流盤尺寸如圖3所示，節(jié)流盤的節(jié)流比例系數(shù)λ的定義及節(jié)流盤的開口面積為

式中：AJPK為節(jié)流盤開口面積；AZT為主流通道面積；AeJK為二次流進氣孔面積；AeT為二次流通道面積。

節(jié)流比例系數(shù)為5和4的節(jié)流盤對比如圖4所示。不同節(jié)流盤開口中線半徑一致，節(jié)流比例系數(shù)等于8時為無節(jié)流狀態(tài)，節(jié)流比例系數(shù)越小，節(jié)流效應越強。

圖3 節(jié)流盤尺寸標注

圖4 λ=5（左）和 λ=4（右）的節(jié)流盤

2 數(shù)值方法

2.1 計算域及網(wǎng)格

采用的非結(jié)構四面體計算網(wǎng)格如圖5所示。局部區(qū)域進行網(wǎng)格加密，控制壁面y+在100以內(nèi)，經(jīng)網(wǎng)格獨立性驗證確定網(wǎng)格數(shù)量為650萬。

圖5 計算域

2.2 計算模型及方法

采用Fluent16.1進行計算[12]。湍流模型采用realizable k-ε模型[13-14]，近壁區(qū)采用標準壁面函數(shù)。燃燒反應速率模型采用渦耗散（EDM）模型，采用丙烷單步反應，其反應方程式為

2.3 邊界條件及計算工況

進口邊界條件為質(zhì)量進口，出口邊界條件為壓力出口，部分進口邊界條件見表1。

分別選取富油和貧油2個工況，計算工況見表2。

表1 進、出口邊界條件

表2 計算工況

2.4 網(wǎng)格獨立性驗證

以出口截面（x/L=0.77）沿y軸的溫度分布作為比較參數(shù)，λ=5、φ=1.37條件下的計算結(jié)果如圖6所示。對比發(fā)現(xiàn)，309萬網(wǎng)格模型在截面上方溫度明顯較高，部分區(qū)域溫度值較902萬網(wǎng)格模型高達300 K，而502萬、650萬及902萬網(wǎng)格模型溫度分布基本一致，選取650萬網(wǎng)格進行計算分析。

2.5 計算結(jié)果的有效性驗證及分析

核心流流量的本文計算結(jié)果與文獻[11]試驗及仿真結(jié)果對比如圖7所示。文獻的數(shù)值計算結(jié)果與本文的計算結(jié)果與試驗結(jié)果相比均偏高，本文計算結(jié)果與試驗結(jié)果的最大誤差在15%左右，與文獻[11]的計算結(jié)果基本一致。燃燒環(huán)參考截面C1處溫度場分布本文計算結(jié)果與文獻[11]計算結(jié)果的對比如圖8所示。從圖中可見，高溫區(qū)分布基本一致，驗證了本文數(shù)值仿真的有效性與準確性。

圖6 網(wǎng)格獨立性驗證結(jié)果

圖7 核心流流量對比

圖8 C1位置溫度場比較

3 計算結(jié)果與分析

對3種不同節(jié)流比例系數(shù)模型采用以上方法進行仿真計算，得到超緊湊燃燒室速度、溫度、壓力及燃燒流動特性。

3.1 擴壓分流器流場分析

節(jié)流比例系數(shù)分別為8、5時擴壓分流器及燃燒環(huán)內(nèi)壓力場的分布分別如圖9、10所示。從圖中可見，加置節(jié)流盤引起燃燒環(huán)下部主流形成低壓區(qū)，增加了擴壓器外環(huán)通道與燃燒環(huán)的壓差，實現(xiàn)了內(nèi)外環(huán)空氣流量的有效控制。此外，節(jié)流盤同時還增加了燃燒環(huán)與主流通道的壓力梯度。

圖9 λ=8時擴壓器及燃燒環(huán)的壓力分布

圖10 λ=5時擴壓器及燃燒環(huán)的壓力分布

參考截面D1處燃燒環(huán)當量比φ=1.37條件下軸向速度分布曲線如圖11所示。擴壓器中環(huán)分流面（圖2）下方為核心流通道速度分布，分流面上方為二次流通道速度分布。從圖中可見，隨著節(jié)流比例系數(shù)λ的減小，節(jié)流效應增強，核心流流速減小，二次流流速增加，相應地核心流流量減小，二次流流量增加。

圖11 擴壓器D1處氣流軸向速度分布

由于節(jié)流盤后方會形成低壓區(qū)，節(jié)流效應會引起整個燃燒室壓力損失性能的變化。燃燒室總壓恢復系數(shù)隨節(jié)流比例系數(shù)的變化曲線如圖12所示，分別對貧油燃燒及富油燃燒2種燃燒狀態(tài)進行分析和計算。從圖中可見，隨著節(jié)流比例系數(shù)的減小，節(jié)流效應增強，燃燒室進出口總壓恢復系數(shù)呈下降趨勢，但下降幅度較小，λ=4較λ=8總壓恢復系數(shù)降低僅1.2%，整個燃燒室總壓恢復系數(shù)仍保持在0.97以上，滿足燃燒室總壓恢復系數(shù)在0.90～0.96的一般設計要求[15]。

圖12 總壓恢復系數(shù)隨節(jié)流比例系數(shù)的變化

3.2 燃燒環(huán)燃燒流動分析

燃油與二次流混合后在燃燒環(huán)內(nèi)完成富油旋流燃燒，燃燒產(chǎn)物在壓力梯度的作用下由燃燒環(huán)向內(nèi)環(huán)遷移并與主流摻混。節(jié)流盤的設計由于在主流通道形成低壓區(qū)，因此可以有效地促進燃燒環(huán)內(nèi)的高溫燃氣向核心流遷移。不同節(jié)流比例系數(shù)條件下參考截面C2導向葉片通道內(nèi)葉中位置燃燒環(huán)內(nèi)氣流徑向遷移速度分布如圖13所示，徑向速度指向燃燒室軸線，速度值為負值。隨著節(jié)流比例系數(shù)λ的減小，節(jié)流效應增強，高溫燃氣徑向遷移速度較無節(jié)流情況（λ=8）明顯增加，極大促進了高溫燃氣與主流的摻混。

圖13 不同節(jié)流比例系數(shù)下氣流徑向遷移速度對比

由第3.1節(jié)擴壓器內(nèi)流場分析可知，節(jié)流盤可以增加擴壓器外環(huán)通道空氣流量，相應的進入燃燒環(huán)的二次流流速會增加，由此可增加二次流切向速度Vtan和離心力。Zelina[3]定義無量綱數(shù)g-loading描述離心加速度的大小

式中：gc為重力加速度。

不同節(jié)流比例系數(shù)下燃燒環(huán)C2處g-loading沿徑向的分布曲線如圖14所示。從圖中可見，隨著節(jié)流比例系數(shù)的減小，節(jié)流效應增強，燃燒環(huán)內(nèi)旋流強度增加。此外，依據(jù)Lewis[2]提出的離心加速度可增加火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊睦碚摚?jié)流盤的設置可進一步增加燃燒火焰的傳播速率，縮短燃料完全燃燒所需的滯留時間，有利于較小空間內(nèi)的高效燃燒。

圖14 不同節(jié)流比例系數(shù)g-loading對比

3.3 出口溫度分布

第3.2節(jié)的分析表明，節(jié)流設計可以有效增加燃燒環(huán)內(nèi)高溫燃氣的徑向遷移速度，徑向速度的增加會極大地促進高溫燃氣與主流空氣在導向葉片通道內(nèi)實現(xiàn)深度摻混，使混氣溫度場趨于均勻，從而實現(xiàn)合理的出口徑向溫度分布。

貧油燃燒與富油燃燒狀態(tài)下不同節(jié)流比例系數(shù)燃燒室的出口徑向溫度分布曲線如圖15所示。從圖中可見，燃燒室出口分布呈上部徑向平均溫度高，下部徑向平均溫度低的分布特性，隨著節(jié)流比例系數(shù)λ的降低，節(jié)流效應增強，燃燒室出口上部徑向平均溫度降低，下部徑向平均溫度分布升高，λ=4和λ=8時出口徑向溫度分布系數(shù)RTDF分別為0.32和0.61，前者較后者的RTDF降低49%，出口溫度分布明顯改善。

圖15 出口徑向平均溫度分布曲線

3.4 節(jié)流盤對燃燒環(huán)內(nèi)渦流的影響

主次流軸向進氣超緊湊燃燒室燃燒環(huán)內(nèi)燃燒組織的原理如圖16所示。燃燒環(huán)內(nèi)主要有2種燃燒組織的方式，一種是離心力作用下的旋流燃燒，另一種是高湍流度的渦流燃燒。2種燃燒機制共同作用，保證了燃燒環(huán)極小空間內(nèi)的快速穩(wěn)定燃燒。

圖16 燃燒環(huán)內(nèi)的燃燒組織

燃燒環(huán)D1處λ=8和λ=5的壓力分布如圖17所示；不同節(jié)流比例系數(shù)下C1、C2速度矢量對比如圖18所示。對比圖 17（a）、圖 18（a）-C1和圖 17（b）、圖 18（b）-C1可以發(fā)現(xiàn)，燃燒環(huán)內(nèi)該圓形低壓區(qū)與渦流燃燒位置一致，可認為該圓形低壓區(qū)引起燃燒環(huán)內(nèi)渦團的形成，進而形成渦流燃燒區(qū)。對比圖17（a）、（b）可以發(fā)現(xiàn)，節(jié)流盤的設置引起圓形低壓區(qū)向燃燒環(huán)外部及導向葉片上方遷移，從圖18（a）、（b）可以看出相應的渦流燃燒渦團位置也向著相同方向遷移。進一步對比圖 18（a）、（b）、（c）可以發(fā)現(xiàn)，燃燒渦的尺寸由于節(jié)流盤的設置而明顯擴展，有利于火焰穩(wěn)定和高效燃燒。此外，對比C1和C2截面矢量圖可以發(fā)現(xiàn)，燃燒渦主要在燃燒環(huán)前部作用較強，在燃燒環(huán)后部燃燒渦逐步減弱甚至消失。

圖17 燃燒環(huán)D1處λ=8和λ=5的壓力分布

圖18 不同節(jié)流比例系數(shù)下C1、C2速度矢量對比

4 結(jié)論

基于Cottle超緊湊燃燒室原型模型，探究了主次流軸向超緊湊燃燒室燃燒環(huán)內(nèi)旋流渦流燃燒組織機制以及節(jié)流盤對超緊湊燃燒室旋流渦流燃燒特性的影響，得到如下結(jié)論：

（1）節(jié)流盤設計可以增加進入燃燒環(huán)的二次流流速，提高混氣的切向速度分量，進而增大燃燒環(huán)內(nèi)離心加速度，提高旋流燃燒強度，從而加快燃燒環(huán)內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣取?/p>

（2）節(jié)流盤形成的主流低壓區(qū)增加了燃燒環(huán)內(nèi)高溫燃氣徑向遷移速度，增強了高溫燃氣與導向葉片通道主流的摻混能力，可以有效地改善燃燒室出口溫度分布。

（3）燃燒環(huán)內(nèi)存在旋流燃燒與渦流燃燒2種燃燒機制，節(jié)流盤可擴展燃燒渦的尺寸，提高燃燒的穩(wěn)定性。

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