摻混孔位置對中心分級燃燒室性能影響的數(shù)值模擬

鄭順，王成軍，里海洋，劉威

(沈陽航空航天大學 航空發(fā)動機學院，遼寧 沈陽，110136)

燃燒室的性能參數(shù)對航空發(fā)動機整體影響大，由于航空發(fā)動機的快速發(fā)展，燃燒室未來發(fā)展趨勢已經逐漸向著高溫升、高推重比以及低污染排放的目標靠近，同時這也對燃燒室的各項性能參數(shù)提出了更高的要求[1]。但高溫升和低污染一般來說是相互沖突的，這個問題的解決方式之一是通過改變幾何結構調整流入主燃區(qū)的空氣流量，但是缺點是需要增加反饋、控制結構，同時這種方法會提高總體成本，使燃燒室質量以及可靠性下降。中心分級燃燒室分級燃燒方式恰恰是解決這種問題的有效手段之一，中心分級燃燒室是近些年出現(xiàn)的一種新型燃燒室，其具備構造緊密、性能較高和較低污染排放的特點，可以通過分級燃燒的方式實現(xiàn)高溫升高熱容燃燒的目的，無論是徑向分級還是軸向分級都使用了2個分離的區(qū)域，每一個單一區(qū)域都可以按照改善燃燒室部分性能的要求進行設計。摻混孔位于火焰筒壁面，摻混區(qū)的作用是滿足燃燒室燃燒和空氣冷卻，溫度較低的氣體通過摻混孔與火焰筒內部的高溫氣體混合以改變出口溫度分布，使其能被渦輪接受[2]。主燃區(qū)的燃燒、摻混區(qū)摻混氣等因素影響燃燒室的出口溫度[3]，調節(jié)燃燒室出口溫度的有效方法之一是改變摻混區(qū)參數(shù)，可以看出摻混孔的參數(shù)特性對燃燒室出口溫度品質有著及其重要的影響[4-5]。國內外對于多種燃燒室都開展了相應的研究，如張征等[6]提出一種比擬法來預估當調整摻混孔孔徑時，燃燒室出口溫度會如何變化，這種方法為實驗操作提供了一定理論基礎；劉凱等[7]通過試驗研究了某型燃氣輪機燃燒室摻混孔孔徑比、相對孔距等參數(shù)對出口溫度場的影響，對優(yōu)化燃氣輪機出口溫度品質有一定效用；李瑞明等[8]采用數(shù)值仿真手段研究了摻混孔面積對二元模型駐渦燃燒室流量分配的影響，并利用試驗方法進行驗證，發(fā)現(xiàn)摻混面積較小方案的燃燒室燃燒性能距摻混面積較大的方案性能有一定差距；POVEY等[9]改進摻混孔尺寸，優(yōu)化了噴嘴性能，為改善燃燒室出口溫度品質提供一定理論基礎。

綜上，摻混孔對燃燒室出口特性影響的研究具有重要意義。以中心分級燃燒室為對象，通過數(shù)值模擬方法，探究摻混孔位置對中心分級燃燒室的溫度場、流場、污染排放等的影響。

1 研究對象

1.1 幾何建模

采用Solidworks2017軟件構建中心分級燃燒室模型，主要包括三級旋流器(預燃級采用二級徑向旋流器)、機匣以及火焰筒等組成部件，見圖1。三級旋流器見圖2，主要結構是主燃級、預燃級第一級以及第二級葉片、壓力霧化噴嘴、套筒、主燃級進油腔。火焰筒長度為0.288 m，主燃級、預燃級第一級以及預燃級第二級葉片安裝角分別為45°，45°和60°，主燃級、預燃級第一級以及預燃級第二級葉片數(shù)量分別為12，12和36個[10]。

圖1 中心分級燃燒室模型

圖2 旋流器

1.2 網格劃分及計算方法

由于中心分級燃燒室結構如火焰筒及擴壓器進行了簡化設計，所以，相比較而言，中心分級旋流器結構復雜[11]。為了減少模擬過程時間和避免整體構造網格困難，在對中心分級燃燒室劃分網格時采用分區(qū)域劃分網格手段和混合網格方法，即劃分結構復雜的壁面、旋流器部分以及主要燃燒部分和重點分析燃燒的部分時采用四面體網格，劃分簡單、規(guī)整結構時采用六面體網格。對結構復雜的部分如含有旋流器的區(qū)域采用網格加密處理，通過網格無關性驗證，網格數(shù)量陸續(xù)增加到510萬時，回流區(qū)大小基本保持不變，所以，選取選取網格數(shù)量為510萬。圖3所示為對中心分級燃燒室采取上述手段后的網格劃分示意圖。

圖3 中心分級燃燒室計算域網格

CFD計算采用ANSYS軟件，由于中心分級燃燒室中燃料和空氣混合氣體雷諾數(shù)較高，屬于強湍流，湍流模型選擇Realizable k-ε模型；采用Simple方法求解速度-壓力的耦合；以航空煤油(C12H23)為燃料，采用非預混燃燒模型概率密度函數(shù)(PDF)模型；輻射計算選擇P1輻射模型；污染物計算模型采用熱力型NOX[12]。燃燒室進口邊界條件為質量流量進口，設置為3.8 kg/s，溫度為850 K，噴嘴處溫度為300 K。燃燒室出口邊界條件設置為壓力出口。摻混孔和主流噴口設置為速度入口；進口輻射換熱率為0.8，固體表面采用無滑移絕熱的邊界條件；假定自由射流出口的出口邊界以及出口邊界法向上的擴散流量為零[13]。燃燒室壁面中側面為周期性對稱絕熱壁面，其他設置為無滑移絕熱壁面。

2 研究方案

如圖4所示，設計3個方案研究摻混孔位置對燃燒室出口特性的影響，摻混孔采用圓形摻混孔，其直徑均為0.019 m，只改變摻混孔圓心距離旋流器幾何中心位置沿Y軸距離，其他結構部分幾何建模時均相同。摻混孔距離旋流器的距離分別為0.180 m(方案A)，0.195 m(方案B)，0.215 m(方案C)。

圖4 摻混孔距旋流器距離示意圖

3 結果分析

3.1 溫度場

摻混孔截面溫度分布見圖5(其中，T為溫度，單位為K)，通過比較可以看出3個方案摻混孔截面溫度分布均勻性都較好，并沒有出現(xiàn)局部過熱的情況。燃燒室沿流程截面溫度分布如圖6(a)，(b)和(c)所示。旋流器中心截面X=0，坐標原點位于燃燒室軸線上旋流器進口處，沿氣流的軸向流動方向為Y軸正向，同一平面內垂直于X軸的為Z軸，與X-Z平面垂直的為Y軸(坐標方向見圖1)。根據(jù)對比可以看出，隨著摻混孔離旋流器的距離越來越大，主燃區(qū)較高溫度的面積也隨之增大，同時，主燃區(qū)平均溫度有所升高。在方案C中，主燃區(qū)平均溫度達到2 000 K左右。在摻混區(qū)，隨著摻混孔與旋流器距離的增大，由于通過摻混孔的氣體摻混作用后溫度開始下降，摻混區(qū)高溫區(qū)域面積隨之減小，溫度也越來越低。

圖5 摻混孔中心縱截面溫度分布云圖

圖6 燃燒室沿流程截面溫度分布云圖

火焰筒溫度沿軸向變化曲線見圖7，橫軸Y為火焰筒中心軸線長度。從圖7可以看出：方案A，B和C的油氣混合氣體從頭部的旋流器流出后，溫度都是急劇上升到2 300 K左右；在主燃區(qū)部分開始出現(xiàn)差異，方案A和B的溫度繼續(xù)增大，但是，增長幅度相較于第一階段減小很多，方案A和B在摻混孔前端處陸續(xù)達到溫度最大值；方案C的溫度繼續(xù)增加，達到最高溫度后開始逐漸下降，這可能與摻混孔位置較為滯后有關；在摻混孔位置之后，在通過摻混孔的氣體摻混作用下，方案A，B和C溫度均開始急速下降，其中方案C的溫度下降速率最大，方案B的次之，方案A的溫度下降速率最慢?？梢钥闯?，方案A的火焰筒出口位置溫度最高。

圖7 火焰筒溫度沿軸向分布曲線

火焰筒出口截面溫度分布見圖8，可以看出方案A，B和C的燃燒均比較穩(wěn)定，沒有出現(xiàn)局部區(qū)域過于高溫的現(xiàn)象。方案A和B燃燒室出口截面溫度場均呈年輪狀分布，有一個明顯的高溫中心。在方案A(即摻混孔位置離旋流器距離最近)中，其溫度場溫度高于方案B和C。在方案C(即摻混孔位置離旋流器最遠)中，出口截面有2個高溫中心，雖然與方案A和B的相似，均位于在火焰筒出口中心軸線位置，但由于出現(xiàn)2個高溫中心，導致溫度分布均勻性變差。

圖8 火焰筒出口截面溫度分布云圖

圖9所示為中心分級燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)(RTDF)。從圖9可以看出：方案C的RTDF最高，方案A和B的RTDF較為接近。經過比較可以認為，方案A和B的燃燒室出口徑向溫度系數(shù)分布表現(xiàn)較好，C的溫度系數(shù)分布次之。方案A的出口溫度分布系數(shù)(OTDF)最高為0.289，方案C最低，為0.246，方案B為0.274，居于二者中間。一般情況下，OTDF的默認合理范圍為0.25～0.35，可以看出，方案A，B和C的OTDF都滿足這一要求。

圖9 燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)

燃燒室出口NOX排放見圖10。從圖10可以看出：方案A和B呈年輪狀分布，均是中心處濃度最大；方案C呈帶狀分布，濃度最大處較方案A和B高很多，且分布范圍更大。所以，方案C的NOX生成量最大，方案B次之，方案A的NOX生成量最少，即隨著摻混孔與旋流器距離的增大，NOX的排放量大幅度增加。這是由于NOX排放的生成主要受到主燃區(qū)高溫混合氣體的影響。分析溫度場可以知道，方案A的主燃區(qū)溫度最低，方案C的主燃區(qū)溫度最高，方案B的主燃區(qū)溫度位于二者中間。

圖10 燃燒室出口截面NOX分布云圖

3.2 速度場

以摻混孔中心為縱截面，速度云圖見圖11(v為速度，單位為m/s)。從圖11可以看出：3種方案的速度略有區(qū)別，但是差別不大。這表明摻混孔位置逐漸增加，但是，通過摻混孔的氣流速度改變不明顯。方案A，B和C中，火焰筒上側摻混孔和下側摻混孔的速度絕對值大致呈中心對稱(圖中顏色不僅代表速度大小，同時也表征速度矢量的方向)，摻混氣體通過摻混孔后速度逐漸減小。

圖11 摻混孔中心截面方向速度

選中心軸線平面上沿流程速度場進行分析，得到燃燒室沿流程速度圖，見圖12。方案A，B和C流場圖大致相似。從圖12可以從速度場看出：由于進口氣體通過旋流器和摻混孔產生初始速度，氣體速度在燃燒室摻混孔進口處較大；空氣流經預燃級的第一、第二級旋流器后形成預燃級旋流，同時與通過主燃級旋流器的主級旋流相互影響，在主燃區(qū)速度降低逐漸形成回流區(qū)，起到穩(wěn)定火焰燃燒的作用。對比速度場主燃區(qū)的回流區(qū)可以發(fā)現(xiàn)，方案A，B和C均存在2個對稱的渦核，但大小略有差異，方案A最大，方案B次之，方案C最小，即隨著摻混孔位置距離旋流器位置的增大，主燃區(qū)的回流區(qū)中對稱渦的體積逐漸變小，渦核之間的距離逐漸變大?？梢钥闯觯谡麄€燃燒室中，方案A，B和C的速度差別不明顯，這說明摻混孔距旋流器的位置對速度場的影響較小。

圖12 燃燒室沿流程速度

圖13所示為火焰筒沿流程對稱中心線速度變化曲線。從圖13可以發(fā)現(xiàn)：方案A,B和C中氣體經過預燃級二級旋流器和主燃級旋流器旋流后并相互作用，從旋流器流出的速度為負值；方案A，B和C的速度矢量均為小幅度變大，變化量很小，接下來逐漸減小并達到最小值。這是因為在回流區(qū)里的2個對稱渦核產生回流作用，將速度矢量進行疊加，使速度矢量達到最小值。之后，混合氣體速度矢量開始增加，同時，摻混區(qū)中空氣通過摻混孔后將速度疊加于火焰筒中混合氣體的速度矢量上，速度曲線急劇上升。由于方案A，B和C中，摻混孔距旋流器的距離分別是0.180，0.195和0.215 m，速度矢量上升最快的是方案A，方案B次之，方案C最慢，在燃燒室出口處，速度矢量逐漸趨于相同。

3.3 回流區(qū)

圖14所示為火焰筒縱截面回流區(qū)形狀。從圖13可見：方案A的回流區(qū)長度最小，方案C的回流區(qū)長度最大，方案B位于二者之間，方案B和方案C分別比方案A增大了9.20%和5.17%，即隨著摻混孔位置與旋流器位置距離的增大，回流區(qū)的長度逐漸增大。方案A，B和C的回流區(qū)寬度較接近，沒有太大差異。從回流區(qū)形狀來看，方案A的回流區(qū)最為平緩，方案B和C的回流區(qū)略長，不利于火焰的穩(wěn)定燃燒。

圖13 沿流程對稱中心線速度變化曲線

圖14 回流區(qū)形狀

4 結論

以中心分級燃燒室為研究對象，設計A,B和C 3種方案。方案A，B和C中摻混孔與旋流器的距離分別為0.180，0.195和0.215 m，研究摻混孔位置對燃燒室出口特性的影響，得到以下結論：

1)從火焰筒溫度來看，在主燃區(qū)，方案A的溫度最低，方案C的溫度最高。火焰筒出口處，方案A的溫度最高，方案C的溫度最低。同時，方案C的污染物NOX排放最大，方案B次之，方案A最小。

2)方案A，B和C都形成回流區(qū)，隨著摻混孔位置距旋流器的距離增大，對稱渦核的體積變小，渦核間距增大，這種現(xiàn)象會對回流區(qū)中火焰燃燒的穩(wěn)定性造成一定程度的影響。

3)從回流區(qū)長度來看，方案A的回流區(qū)長度適中，且回流區(qū)形狀較為平滑，有利于主燃區(qū)火焰的穩(wěn)定燃燒。