預(yù)燃級旋流數(shù)對TeLESSⅡ燃燒室貧油熄火性能影響

肖榮洪，林宇震，2，* ，張弛，2

(1.北京航空航天大學 能源與動力工程學院，北京100083; 2.先進航空發(fā)動機協(xié)同創(chuàng)新中心，北京100083)

在較寬工作范圍內(nèi)穩(wěn)定燃燒，是燃氣輪機燃燒室重要需求之一。甚至在很低溫度壓力下，油氣比在碳氫化合物和空氣混合物可燃極限以下工作。航空發(fā)動機燃燒室完整的穩(wěn)定性能(一系列穩(wěn)定工作包線)通常需要在不同壓力下通過大量熄火試驗確定，而貧油熄火邊界是其中的重點。

Lefebvre［1］基于熱平衡觀點，即新進入燃燒室均勻混氣被加熱到可燃溫度所需能量大于主燃區(qū)釋熱即熄火。Perters和Mellor［2-3］提出回流區(qū)點火理論，認為由于新進混合氣在剪切層內(nèi)停留的時間小于被熱回流區(qū)加熱到著火點時間，即回流區(qū)及剪切層內(nèi)的停留時間小于點火延遲時間。對于貧油熄火邊界的工程探索一直在進行，Sen等［4］研發(fā)新貧油熄火邊界測量技術(shù)，Yi和Gutmark［5］研發(fā)通過測量火焰形態(tài)實時預(yù)測貧油熄火邊界技術(shù)，Sarkar等［6］通過動力學參數(shù)預(yù)測貧油熄火邊界。

通過分級燃燒方式，中心分級燃燒室不僅符合低排放燃燒室要求，還能滿足高溫升燃燒室的發(fā)展要求。隨著對環(huán)境要求的提高，航空發(fā)動機污染物排放標準越嚴格。航空發(fā)動機燃燒室發(fā)展出低排放中心分級燃燒室，典型代表是GE公司TAPS燃燒室［7］。在中心分級高溫升燃燒室方面，Mongia［8］從1979—1993 年研發(fā)不同的高溫升燃燒室，超過1 200K溫升燃燒室均采用中心分級燃燒，性能指標均達預(yù)期。中心分級燃燒室，中心為預(yù)燃級，采用擴散燃燒方式，用于保證小工況狀態(tài)工作;外部是主燃級，采用預(yù)混預(yù)蒸發(fā)燃燒方式，用于大工況組織燃燒［9］。而預(yù)燃級與主燃級旋流耦合導致燃燒室內(nèi)流場和燃燒場［10-11］與常規(guī)頭部形成的流場和燃燒場區(qū)別較大［12］。

國外對于中心分級燃燒室的研究集中在排放特性和燃燒特性。通過激光測試技術(shù)和燃氣分析技術(shù)測量排放特性、燃料特性、釋熱和溫度，研究不同噴嘴對燃效效率和排放的影響。Bake等［13］通過采用激光測試技術(shù)測量中心分級單頭部火焰筒排放特性。Meier等［14］采用燃氣分析測量中心分級燃燒室排放特性和激光測試技術(shù)測量中心分級燃燒室燃料特性、釋熱和溫度。Yamamoto等［15-16］研究中心分級燃燒室燃料噴嘴對燃燒效率和排放特性影響。

北京航空航天大學在中心分級低排放燃燒研究中，發(fā)展了旋流攪拌低排放技術(shù)(TeLESS)。TeLESSⅡ在TeLESSⅠ主燃級葉片進氣基礎(chǔ)之上，增加主燃級通道壁面進氣，改善主燃級油氣預(yù)混效果。以下是TeLESSⅠ中心分級低排放燃燒室的一些研究［23-26］:付鎮(zhèn)柏等［23-24］對套筒擴張角、頭部臺階高度、預(yù)燃級氣量分配考察，發(fā)現(xiàn)套筒擴張角增加、臺階高度減小、預(yù)燃級氣量分配增加都會增大中心分級燃燒室貧油熄火油氣比。李海濤等［25］對噴嘴流量數(shù)、不同燃料、進口溫度研究，發(fā)現(xiàn)降低離心噴嘴流量數(shù)有利于降低中心分級燃燒室貧油熄火當量比;進口溫度低于150℃，溫度增加當量比迅速降低，高于150℃，溫度影響不明顯;在5%壓降內(nèi)氣態(tài)燃料貧油熄火當量比低于液態(tài)燃料。代威等［26］對二級旋流器二級徑向旋流器旋流數(shù)研究，發(fā)現(xiàn)減少二級旋流數(shù)改善貧油熄火性能。文獻［27-28］介紹了北京航空航天大學發(fā)展的TeLESSⅡ燃燒室的研究進展，TeLESSⅡ的排放性能設(shè)計目標是達到比CAEP/6標準降低60%，這2篇文獻重點研究了TeLESSⅡ低排放燃燒室的點火和套筒擴張角對熄火性能影響。

已公開文獻中心分級燃燒室貧油熄火的研究主要集中在火焰筒壓力損失、預(yù)燃級與主燃級耦合回流區(qū)、套筒擴張角、頭部臺階高度、氣量分配、噴嘴旋流數(shù)、進口溫度等因素影響，但對于主燃級為一級軸向旋流器、預(yù)燃級為二級徑向旋流器的旋向組合對中心分級燃燒室貧油熄火性能的研究研究較少。

本文針對TeLESSⅡ中心分級低排放燃燒室的預(yù)燃級，設(shè)計徑向旋流器不同旋流數(shù)組合，通過數(shù)值模擬方法對其流場進行數(shù)值模擬，采用試驗方法對徑向旋流器在單頭部圓形燃燒室中進行貧油熄火油氣比測試，研究預(yù)燃級旋流數(shù)對中心分級燃燒室貧油熄火性能的影響。

1 試驗方案及系統(tǒng)

將預(yù)燃級旋流數(shù)作為唯一改變因素，其他旋流器設(shè)計相關(guān)參數(shù)保持一致，例如旋向、有效面積等。設(shè)計不同旋流數(shù)試驗方案，對常溫常壓不同壓降條件下進行貧油熄火試驗。燃燒室點著火后，不斷減少燃油供應(yīng)，直至燃燒室熄火，記錄不同方案不同壓降下貧油熄火油氣比。

1.1 試驗方案

燃燒室頭部試驗件(如圖1所示)由主燃級旋流器、預(yù)燃級二級旋流器、文氏管、預(yù)燃級一級旋流器、噴嘴組成。噴嘴為離心噴嘴，噴霧張角為80°。本試驗研究預(yù)燃級采用的二級徑向旋流器，主燃級采用二級軸向旋流器。預(yù)燃級和主燃級有效面積之比為1∶6。采用圓形收縮火焰筒，無壁面冷卻氣，即所有空氣從頭部進入火焰筒。本文研究預(yù)燃級一級旋流數(shù)和預(yù)燃級二級旋流數(shù)對燃燒室貧油熄火的性能影響，各方案設(shè)計參數(shù)見表1。

研究方案共有5個，通過方案1、方案3和方案5改變預(yù)燃級一級旋流數(shù);方案1、方案2和方案4改變預(yù)燃級二級旋流數(shù)。試驗件旋流數(shù)的計算采用Beer與Chigier的定義［29］進行推導，對于不同方案盡可能保持其他參數(shù)不變，例如旋流器結(jié)構(gòu)和有效面積。

其實初等數(shù)學不意味著簡單，高等數(shù)學也不意味著困難，如果代數(shù)、幾何、集合學不好，那么對高數(shù)的理解就會缺乏。高職院校普遍存在的觀點是高職學生數(shù)學能力較差，微積分較難，和實際相距較遠，學來未必有用，結(jié)合數(shù)學無用論的觀點，還有很多學生不知道學微積分干什么用，為了應(yīng)付考試就死記硬背題型，認識不到高等數(shù)學對專業(yè)發(fā)展的意義。

圖1 頭部試驗件結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of test piece dome

表1 各方案設(shè)計參數(shù)Table 1 Design parameters of each case

1.2 試驗系統(tǒng)

貧油熄火試驗臺為北京航空航天大學常溫常壓點火試驗臺，系統(tǒng)示意圖如圖2所示，試驗系統(tǒng)由采集系統(tǒng)、氣路系統(tǒng)、油路系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)組成，p3和p4分別為燃燒室進口和出口總壓。采集系統(tǒng)中進口熱電偶、出口熱電偶進行溫度采集;總壓計、差壓計進行氣流壓力采集;科氏流量計進行燃油流量采集;采集計算機進行壓力、溫度采集。氣路系統(tǒng)主要由風機、調(diào)節(jié)閥、前測試段、試驗段、后測試段組成。油路系統(tǒng)是通過氣瓶將油罐中的航空煤油加壓，將燃油通過離心噴嘴噴入試驗件中。冷卻系統(tǒng)由進水管、出水管、冷卻水套等組成。

工況參數(shù)為:進口溫度 300 K，進口壓力0.100 ～0.105MPa，進口壓降為3%。熱電偶采用測量精度為0.5℃的K型熱電偶;科氏流量計測量精度為1%;火焰筒壓降通過差壓計測量，測量精度等級為0.075，壓力表測量精度等級為0.5，標定出空氣流量相對誤差±2.1%;表面點火器為12 J高能點火器。根據(jù)相對誤差傳遞公式得到油氣比誤差為±3.1%。

油氣比公式為

圖2 貧油熄火試驗系統(tǒng)Fig.2 Test system of lean blow-out

式中:為燃油流量;為空氣流量。

貧油熄火性能主要體現(xiàn)為貧油熄火油氣比Rfa，貧油熄火油氣比低，則認為燃燒室燃燒穩(wěn)定性好。如圖3所示，試驗中每個油氣比穩(wěn)定15 s溫度無明顯下降后，緩慢調(diào)節(jié)至下一個油氣比，油氣比間隔0.001，直至出現(xiàn)溫度迅速下降。記錄溫度迅速降低時間點對應(yīng)油氣比為該結(jié)構(gòu)下貧油熄火油氣比。

圖3 試驗中油氣比隨時間變化Fig.3 Change of gas-oil ratio in test with time

2 試驗結(jié)果

在常溫常壓條件下，壓降為2% ～4%時測量表1所示各方案貧油熄火油氣比，結(jié)果如圖4所示，S0408表示一級旋流數(shù)為0.4，二級旋流數(shù)為0.8，其余方案類似。

對比方案2和方案1貧油熄火油氣比，發(fā)現(xiàn)預(yù)燃級一級旋流數(shù)增加50%;在2%～4%壓降條件下，預(yù)燃級一級旋流數(shù)為0.6的方案(方案2)比預(yù)燃級一級旋流數(shù)為0.4的方案(方案1)貧油熄火邊界更寬。對比方案3和方案1貧油熄火油氣比，預(yù)燃級二級旋流數(shù)減少25%;在2% ～4%壓降條件下，預(yù)燃級二級旋流數(shù)為0.6的方案(方案3)比預(yù)燃級二級旋流數(shù)為0.8的方案(方案1)貧油熄火邊界更寬。

圖4 方案1～方案3貧油熄火邊界Fig.4 Boundary line of lean blow-out for Case1 to Case3

3 數(shù)值分析

本文試圖通過回流區(qū)體積、回流區(qū)平均總溫和回流量比較，分析回流量與貧油熄火油氣比之間的關(guān)系。按照試驗燃燒室的結(jié)構(gòu)，采用收縮型火焰筒，無壁面冷卻氣，即氣體全部從頭部進氣。流體域長度300 mm，流體域進口直徑141 mm，流體域出口直徑100mm。運用ICEM軟件中非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格對流體域進行網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格總數(shù)800萬;進口溫度為300 K;參考壓力101 325 Pa;壓力損失3%;油氣比為0.026，湍流模型采用標準k-ε模型、壁面增強模型;煤油空氣離散模型;預(yù)燃級噴嘴為80°張角離心噴嘴;液滴噴出分布為 R-R、平均直徑30 μm、n=3.5;波浪式破碎模型;隨機跟蹤方式為離散隨機游走模型;文氏管切向反射系數(shù)為0.2;燃燒模型為部分預(yù)混、穩(wěn)定小火焰模型;化學機理為Jet-A、23-steps。

由圖4知在3%壓降下各方案貧油熄火油氣比相差最大，現(xiàn)象最明顯。因此對3%壓降下各方案中心截面溫度云圖、流線圖、回流區(qū)溫度云圖、沿程回流量進行對比。統(tǒng)計5個方案2% ～4%回流區(qū)體積、回流區(qū)平均總溫。

3.1 各方案溫度場

圖5為3%壓降下方案1～方案5中心截面溫度場，云圖顯示溫度范圍為298 K～1738 K。圖中顏色越深，表明溫度越高。比較圖5(a)、(c)、(e)，發(fā)現(xiàn)一級旋流數(shù)增加中心截面最高溫度區(qū)域面積是先增加后減小。比較圖5中(a)、(b)、(d)，發(fā)現(xiàn)二級旋流數(shù)增加中心截面最高溫度區(qū)域面積是一直增加。

圖6為3%壓降下方案1～方案5中心截面流線圖和溫度場的疊加，觀察中心截面溫度云圖、中心截面流線和溫度云圖、回流區(qū)溫度云圖可發(fā)現(xiàn)，出現(xiàn)回流的區(qū)域，也是溫度最高區(qū)，溫度最高區(qū)是燃料反應(yīng)區(qū)。

隨著試驗持續(xù)減小油量供應(yīng)，主燃區(qū)內(nèi)反應(yīng)物減少，釋熱量降低，主燃區(qū)溫度繼續(xù)降低，當燃油量減小到不足以將新進混合氣加熱到著火點，燃燒室熄火。燃燒室內(nèi)燃燒反應(yīng)與回流氣體相關(guān)。

回流區(qū)內(nèi)軸向速度為負，因此取軸向速度為零等值線作為回流區(qū)輪廓線。圖7為3%壓降

圖5 方案1～方案5中心截面溫度云圖Fig.5 Center section temperature contours for Case1 to Case5

圖6 方案1～方案5中心截面流線和溫度云圖Fig.6 Center section streamline and temperature contours for Case1 to Case5

圖7 方案1～方案5三維回流區(qū)溫度云圖Fig.7 3D recirculation zone temperature contours for Case1 to Case5

下方案1～方案5的三維回流區(qū)溫度云圖。統(tǒng)計5個方案2%～4%壓降下回流區(qū)體積和平均總溫，結(jié)果如表2所示。在同一壓降下，隨著一級旋流數(shù)增加回流區(qū)體積出現(xiàn)先減小后增加，回流區(qū)平均溫度先增加后減小。在同一壓降下，隨著二級旋流數(shù)減小回流區(qū)體積減小，回流區(qū)平均溫度增加。隨著燃燒室壓降增加回流區(qū)體積減小，平均總溫減小，貧油熄火油氣比增加。

表2 回流區(qū)體積和總溫Table 2 Recirculation zone volume and total temperature

3.2 沿程截面回流量

比較模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)各因素改變后流場結(jié)構(gòu)變化不明顯。因此，對不同方案流場沿程回流量進行定量分析。以燃燒室頭部套筒出口圓心為坐標原點，統(tǒng)計各方案沿軸向各截面回流量。因從x=30 mm截面開始出現(xiàn)明顯回流，所以從該截面開始，每隔5 mm統(tǒng)計一次，得到回流區(qū)各截面對應(yīng)回流量 mreverse與進氣流量 mswirler之比。通過回流量統(tǒng)計可知，在軸向x=50mm截面處所有方案回流量比例達到最高;沿程比例變化都為從小到大再到小。從圖8和圖9中可以看出，當一級旋流數(shù)增加，回流量先減小后增加;二級旋流數(shù)減少，回流量減小。在火焰筒內(nèi)流動中，被旋流卷入回流區(qū)的燃氣越多，需要加熱的氣體就越多，根據(jù)Lefebvre能量平衡理論［30］，當回流燃氣所帶來的能量不足以將新進燃氣和回流氣加熱到燃料著火點，燃燒室熄火。

圖8 方案1、方案3和方案5沿程回流量Fig.8 Recirculation air along flow channel for Case1，Case3 and Case5

圖9 方案1、方案2和方案4沿程回流量Fig.9 Recirculation air along flow channel for Case1，Case2 and Case4

4 結(jié)論

1)在同一壓降范圍下回流區(qū)體積越小，回流區(qū)平均溫度越高，燃燒室貧油熄火油氣比越低。

2)燃燒室回流量對貧油熄火穩(wěn)定性有很大影響，通過各方案的回流量和油氣比比較可得:沿程回流量百分比是先增加后減少，回流量最大截面為中心截面，所有方案中心截面均為x=50 mm截面。

3)一級旋流數(shù)增加燃燒室體積先減小后增加，總溫先增加后減小，回流量先減小后增加，說明貧油熄火油氣比先降低后增加。

4)預(yù)燃級旋流數(shù)改變不會導致回流區(qū)中心截面的移動。

5)二級旋流數(shù)減少，貧油熄火油氣比更低，熄火邊界更寬。

6)燃燒室壓降越大，熄火油氣比越高，熄火熄火性能越差。

7)回流量越多，燃燒穩(wěn)定性越差，貧油熄火油氣比越高。

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