摻混孔排列方式對中心分級燃燒室性能的影響

里海洋，王成軍，于建橋，馬 鈺

(沈陽航空航天大學 航空發(fā)動機學院，遼寧 沈陽 110136)

0 引言

燃燒室是航空發(fā)動機的核心部件之一，其性能參數(shù)對航空發(fā)動機的工作效率具有很大影響，隨著航空發(fā)動機技術(shù)的不斷進步，對燃燒室各項性能指標的要求越來越高，高溫升、高推重比和低污染物排放已經(jīng)成為燃燒室未來的發(fā)展趨勢[1]。在燃燒室的幾大部件中，火焰筒是燃燒室的重要部件之一，燃燒和一系列化學反應均在火焰筒中進行?；鹧嫱脖诿嫔祥_有若干進氣孔，按照位置和功用的不同分為主燃孔、補燃孔、摻混孔和冷卻孔。其中，摻混孔位于火焰筒的后部，通過控制流入摻混區(qū)的摻混氣與主燃區(qū)的高溫燃氣混合起到調(diào)控燃燒室出口溫度場的作用[2]，摻混孔的幾何參數(shù)與氣動參數(shù)影響著摻混氣與燃氣的混合效果，而混合效果的優(yōu)劣直接影響著燃燒室的出口溫度分布等性能。

國內(nèi)外學者就摻混孔的幾何參數(shù)對燃燒室出口特性的影響展開了一系列研究。鄭順等[3-4]研究了摻混孔形狀與位置對中心分級燃燒室性能的影響，得出了使燃燒室性能最優(yōu)的摻混孔方案。張征等[5]通過提出一種比擬的方法，對摻混孔孔徑改變后燃燒室出口溫度分布所發(fā)生的變化進行預估，為實驗提供了理論依據(jù)。鐘世林[6]通過研究摻混孔的結(jié)構(gòu)參數(shù)對燃燒室出口溫度場的影響規(guī)律，得出了影響出口溫度場的關鍵因素是摻混射流穿透深度，為燃燒室出口溫度分布的改善明確了優(yōu)化方向。Povey等[7]通過改變摻混孔的大小，改善了燃燒室的出口分布，提高了燃燒室的出口性能。

綜上所述，摻混孔的幾何參數(shù)對燃燒室性能影響的研究具有重要意義。本文以中心分級燃燒室為研究對象，采用數(shù)值模擬的方法，研究摻混孔排列方式對中心分級燃燒室速度場、溫度場、污染物排放量等性能的影響。

1 研究對象及方法

1.1 建立幾何模型

利用三維建模軟件Solidworks2019建立中心分級燃燒室?guī)缀文Ｐ停Ｐ陀扇墢较蛐髌?、機匣及火焰筒等部件組成?；鹧嫱查L度為0.29 m，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。三級徑向旋流器主要由主燃級旋流器、值班級旋流器、壓力霧化噴嘴、文氏管和套筒組成，如圖2所示。旋流器通過氣流旋向方式劃分葉片安裝角，主燃級旋流器的氣流旋向采用逆時針進氣，葉片安裝角為45°，葉片數(shù)量為36個；值班級旋流器分為兩級，第一級采用順時針進氣，第二級采用逆時針進氣，葉片安裝角分別為45°和60°，葉片數(shù)量均為12個。

圖1 中心分級燃燒室?guī)缀文Ｐ?/p>

圖2 旋流器結(jié)構(gòu)

1.2 計算域網(wǎng)格劃分

在設計中心分級燃燒室?guī)缀文Ｐ偷倪^程中，對火焰筒等結(jié)構(gòu)進行了簡化設計，使整個幾何模型中只剩三級徑向旋流器的結(jié)構(gòu)最為復雜，所以為了方便研究與節(jié)省數(shù)值模擬計算的時間，在劃分中心分級燃燒室計算域網(wǎng)格時，對網(wǎng)格采用分區(qū)域劃分法和混合劃分法，即劃分三級旋流器等結(jié)構(gòu)復雜區(qū)域以及主要燃燒區(qū)域時采用四面體網(wǎng)格，劃分簡單結(jié)構(gòu)時采用六面體網(wǎng)格。對含有旋流器的結(jié)構(gòu)復雜區(qū)域采用網(wǎng)格加密處理，網(wǎng)格劃分如圖3所示。通過對劃分的網(wǎng)格進行網(wǎng)格無關性驗證，如圖4所示選取網(wǎng)格數(shù)量為506萬、515萬、540萬和586萬4種方案，得出當網(wǎng)格數(shù)量增加到506萬以上時，中心回流區(qū)形狀和大小基本保持不變，最終選擇計算網(wǎng)格的數(shù)量為506萬。

圖3 中心分級燃燒室計算域網(wǎng)格

圖4 不同網(wǎng)格數(shù)下燃燒室中心回流區(qū)大小

1.3 計算模型及邊界條件

利用計算流體力學軟件FLUENT進行數(shù)值模擬計算，由于燃燒室中的氣體雷諾數(shù)較大，氣體流動屬于強湍流流動，故模型選擇Realizablek-ε湍流模型，采用SIMPLE的方法對壓力-速度耦合進行求解，擴散項采用中心差分格式，求解方式為隱式分離求解，選擇非預混燃燒概率密度函數(shù)(PDF)模型作為湍流燃燒模型，污染物排放量采用熱力型NOx模型來進行計算，將流體視為理想流體，燃燒室進口邊界條件為質(zhì)量進口，質(zhì)量流量設置為3.8 kg/s，進口溫度為850 K;湍流強度為5%，水力直徑為0.11 m 。燃燒室出口邊界條件為壓力出口，壓力設置為一個大氣壓，湍流強度為5%，水力直徑為0.09 m。水力直徑的定義式為

式中：A為流通截面積，Pw為潤濕周長，即過流斷面上流體與固體壁面接觸的周界線長度。

摻混孔邊界設置為速度入口,進口輻射換熱率為0.8，燃燒室側(cè)壁面設為周期性對稱絕熱壁面，其他各壁面為無滑移絕熱壁面。

2 研究方案

設計兩個研究方案，如圖5所示，兩種方案的摻混孔總面積相同，第一排摻混孔距旋流器的距離195 mm，第二排摻混孔距第一排摻混孔的距離為23 mm。方案A的第一排為3個直徑為17 mm的圓形摻混孔，第二排為3個直徑為8 mm的圓形摻混孔，摻混孔排列方式采用雙排對排;方案B的第一排為3個圓形摻混孔，第二排為2個，直徑均為14.6 mm，摻混孔排列方式采用雙排錯排，對兩種方案分別用計算流體力學軟件FLUENT進行數(shù)值模擬，得到速度場、溫度場、污染物排放量等性能的規(guī)律。

圖5 摻混孔排列方式方案

3 結(jié)果分析

3.1 速度場

圖6為以摻混孔為中心的縱截面速度分布云圖。在第一排摻混孔平面，方案A與方案B的速度分布基本相同;在第二排摻混孔平面，由于兩種方案的摻混孔數(shù)目不同，導致速度分布有細微的差別。圖7為燃燒室橫截面速度云圖，通過對兩種方案云圖的對比發(fā)現(xiàn)，方案B由于摻混孔的錯排排列，中心橫截面只顯示一排孔，導致中心回流區(qū)中的兩個對稱渦體積比方案A小，對稱渦的體積大小對中心回流區(qū)的穩(wěn)定性具有重要影響。圖8為燃燒室沿流程對稱中心軸線速度曲線。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，方案A與方案B中的氣體經(jīng)過兩級值班級旋流器和主燃級旋流器的相互作用，從旋流器出口流出的氣體速度為負值，接著由于中心回流區(qū)的回流作用，使氣流速度的值逐漸減小，絕對值逐漸增大，并在中心軸線長度為0.15 m時達到最小值。之后，由于經(jīng)過摻混孔進入火焰筒的摻混氣與主燃區(qū)的高溫燃氣混合，使摻混氣的速度疊加于高溫燃氣的速度矢量上，使得速度大幅度上升，最后在接近燃燒室出口的時候速度上升幅度趨于穩(wěn)定。通過對兩種方案的對比，發(fā)現(xiàn)速度變化規(guī)律基本相同，兩種方案的速度分布云圖差別較小，速度曲線幾乎重合，說明摻混孔排列方式的不同對速度分布的影響較小。

流入燃燒室的氣流經(jīng)過三級旋流器的旋流作用，產(chǎn)生了中心回流區(qū)，中心回流區(qū)在燃燒室中起到穩(wěn)定火焰的作用，中心回流區(qū)形狀和面積的大小對于燃燒室的穩(wěn)定工作起到至關重要的作用，圖9為燃燒室中心軸線截面上兩種方案下的回流區(qū)形狀示意圖。從圖中可以看出，方案A與方案B的中心回流區(qū)寬度分別為0.064 m、0.062 m，長度分別為0.124 m、0.122 m，故方案A中心回流區(qū)的面積大于方案B，且方案A中心回流區(qū)形狀略為平緩，結(jié)合對圖7的分析可以看出，方案A的中心回流區(qū)穩(wěn)定性比方案B好。

圖6 摻混孔中心縱截面速度分布云圖

圖7 燃燒室橫截面速度云圖

圖8 燃燒室沿流程對稱中心軸線速度曲線

圖9 回流區(qū)形狀示意圖

3.2 溫度場

溫度分布對于燃燒室的工作效率和壽命具有重要影響，溫度分布較差會使燃燒室工作效率降低，壽命降低。

圖10為摻混孔中心縱截面溫度分布云圖，與速度分布云圖同理。在第一排摻混孔平面，兩種方案溫度分布基本相同;在第二排摻混孔平面，方案B中心軸線處的高溫區(qū)面積比方案A略大。圖11為燃燒室橫截面溫度云圖，從圖中可以看出，方案A的溫度云圖中有兩排對稱的缺口，而方案B只有一排，這是由于方案B的摻混孔排列方式為錯排排列，橫截面處只有一排摻混孔，在高溫區(qū)的分布方面，兩種方案的高溫區(qū)域面積及分布基本相同。圖12表示的是兩種方案下燃燒室溫度沿軸向的變化。在兩種方案中，空氣與燃油混合后，在主燃區(qū)發(fā)生燃燒反應，溫度急劇上升，在摻混孔前段溫度達到最大值，之后由流經(jīng)摻混孔的摻混氣與主燃區(qū)的高溫燃氣進行摻混，使溫度逐漸下降。其中方案A由于摻混孔排列方式為雙排對排，在燃燒室中心軸線長度為0.2～0.27 m的區(qū)域，第二排摻混孔正對軸線，使得摻混效果更好，溫度下降速率比方案B大，在此區(qū)域之后，由于兩種方案總摻混面積相同，所以方案B的溫度下降速率逐漸增加，最終使得方案A的燃燒室出口溫度大于方案B。

圖10 摻混孔中心縱截面溫度分布云圖

圖11 燃燒室橫截面溫度云圖

燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)(RTDF)如圖13所示。兩種方案中，在燃燒室中心徑向長度為-0.02～0.02 m，方案B的RTDF值比方案A高，說明方案A的燃燒室出口徑向溫度分布比方案B更加均勻,所以方案A的RTDF比方案B表現(xiàn)更好。

出口溫度分布系數(shù)(OTDF)是評價出口溫度場品質(zhì)的重要數(shù)據(jù)標準[8]。通過模擬計算得出方案A的OTDF為0.272，方案B的OTDF為0.415，方案B的OTDF比方案A高，而OTDF的合理取值范圍為0.25～0.35，方案A滿足取值范圍要求，方案B不滿足，故認為方案A在OTDF方面更為合理。

3.3 污染物排放

兩種方案的燃燒室出口截面NO分布云圖如圖14所示，從云圖中可以看出，方案A的NO排放量大于0.394 mg/m3的面積比方案B小，且高排放量區(qū)域集中在中心位置，分布情況比方案B均勻，通過對兩種方案的云圖的對比可以得出，方案A的NO排放量比方案B少，故在污染物NO排放方面，方案A比方案B更為合理。

圖12 燃燒室溫度沿軸向分布圖

圖13 燃燒室出口徑RTDF

圖14 燃燒室出口截面NO分布云圖

4 結(jié)論

以中心分級燃燒室為研究對象，在保證摻混孔總面積相同的情況下，設計方案A和方案B兩種摻混孔方案，研究摻混孔排列方式對中心分級燃燒室速度場、溫度場、污染物排放量的影響，得出以下結(jié)論。

(1)從速度場來看，方案A與方案B速度分布差異較小，說明摻混孔的排列方式對中心分級燃燒室速度分布的影響較小。在中心回流區(qū)方面，兩種方案均產(chǎn)生了中心回流區(qū)，但方案A中心回流區(qū)較方案B長，形狀更為平坦，穩(wěn)定性更好。

(2)從溫度場來看，方案A出口溫度比方案B高；在燃燒室出口RTDF方面，方案A的RTDF比方案B??；OTDF方面，方案B的OTDF不在合理取值范圍內(nèi)，而方案A的OTDF在合理取值范圍。

(3)從污染物排放量來看，方案A的污染物NO排放量比方案B少，方案A更加環(huán)保。