高溫升燃燒室流動與貧油熄火過程的影響規(guī)律

陳 堅，李建中，胡 閣，陳霖周廷

（1.貴州理工學(xué)院航空航天工程學(xué)院，貴陽 550003；2.江蘇省航空動力系統(tǒng)重點實驗室，南京 210016）

0 引言

作為航空發(fā)動機3大核心部件之一的燃燒室，是把燃料化學(xué)能轉(zhuǎn)化為熱能的熱端部件，其性能直接反映了航空技術(shù)的發(fā)展水平。因此在航空技術(shù)發(fā)展過程中備受關(guān)注，其性能也有了質(zhì)的飛躍?，F(xiàn)今，各類航空器為了追求更高的動力性能，對發(fā)動機推重比的要求持續(xù)提高，燃燒室朝著高溫升方向發(fā)展。盡管對高溫升燃燒室在大狀態(tài)下的油氣比要求越來越高，但對其設(shè)計要求并沒有降低：可靠的點火性能、拓寬穩(wěn)定工作范圍、降低出口溫度分布系數(shù)、提高燃燒室壽命、減少污染物排放。這些要求之間往往相互矛盾，折中協(xié)調(diào)非常困難。

貧油熄火被列為發(fā)動機的重要性能指標(biāo)，其性能優(yōu)劣將直接影響發(fā)動機的可靠性和穩(wěn)定工作范圍。由于航空發(fā)動機燃燒室內(nèi)的氣流根據(jù)其流量分配分別由射流孔和頭部旋流器進入，是包含旋流和橫向射流的復(fù)雜流動。旋流和射流之間存在相互作用，對燃燒室的貧油熄火性能、穩(wěn)定工作范圍、出口溫度分布及污染物排放等具有至關(guān)重要的影響。Muruganandam等對燃燒室的貧油熄火極限進行了試驗研究，當(dāng)燃燒室在貧油熄火極限附近工作時，一些熄火的先兆狀況會反復(fù)出現(xiàn)，如果出現(xiàn)OH基團突然減少，那么預(yù)示著即將熄火；Ateshkadi等在對燃燒室火焰穩(wěn)定和貧油熄火極限的研究過程中發(fā)現(xiàn)，燃燒室主燃區(qū)的形狀對貧油熄火極限起關(guān)鍵作用，并由此提出了一種新的預(yù)測燃燒室貧油熄火極限的模型；Richards等研究發(fā)現(xiàn)主燃孔的位置對燃燒過程至關(guān)重要，并提出實現(xiàn)與主流最佳匹配主燃孔軸向位置應(yīng)位于燃燒室高度的1/2處；Gogineni等研究了不同主燃孔位置及孔徑對燃燒室主燃區(qū)特征的影響，獲得了主燃孔射流對燃燒室貧油熄火極限和污染物排放的影響規(guī)律；王曉峰等結(jié)合數(shù)值模擬和試驗結(jié)果，獲得了主燃孔位置變化對燃燒室流動和點熄火性能的影響規(guī)律；王成軍等采用特征截面特征參數(shù)法，對中心分級燃燒室貧油熄火極限進行了預(yù)測，并對熄火過程中火焰結(jié)構(gòu)變化的內(nèi)因進行了分析。

本文將富油燃燒-淬熄-貧油燃燒（Rich-burn/Quick-quench/Lean-burn,RQL）燃燒技術(shù)與高溫升燃燒室設(shè)計相結(jié)合，設(shè)計基于RQL的高溫升燃燒室，并以RP-3液態(tài)航空煤油為燃料，分別在冷態(tài)和燃燒狀態(tài)下，采用粒子圖像測速法（Particle Image Velocimetry，PIV）對燃燒室流場結(jié)構(gòu)進行測量。另外，采用高速攝影機對燃燒室的貧油熄火過程進行拍攝，并將熄火過程的火焰圖像與燃燒狀態(tài)的流場結(jié)構(gòu)進行疊加，分析流動與熄火過程的耦合特性。

1 燃燒室結(jié)構(gòu)及試驗系統(tǒng)

1.1 燃燒室結(jié)構(gòu)

本文研究的燃燒室為基于RQL燃燒技術(shù)的環(huán)形燃燒室單個頭部，如圖1所示。

圖1 基于RQL燃燒技術(shù)的環(huán)形燃燒室結(jié)構(gòu)

將單頭部扇形結(jié)構(gòu)簡化成長、寬、高分別為300、100和65 mm的矩形結(jié)構(gòu)。為了便于對氣動和結(jié)構(gòu)參數(shù)的孤立研究，燃燒室不設(shè)置冷卻結(jié)構(gòu)，頭部、主燃孔和摻混孔均采用獨立進氣方式，其流量分配為32%、22%和46%。為了保證頭部進氣的均勻性，頭部氣流首先流經(jīng)多孔板后，再由旋流器進入燃燒室。同理，氣流在進入主燃孔和摻混孔前均需流經(jīng)進氣腔體，進氣腔體的長度為腔體水力直徑的10倍，主燃孔和摻混孔的開孔板厚1 mm。主燃孔中心距離旋流器出口32.5 mm，摻混孔中心距離旋流器出口63.5 mm。為了便于試驗中主燃孔和摻混孔的位置可調(diào)，在燃燒室上、下壁面均采用多個距離調(diào)節(jié)塊相互搭接的形式并與燃燒室進行密封。采用雙級反旋的斜孔式旋流器和離心噴嘴，噴霧錐角為77°，噴口位于旋流器中心，距離出口19.8 mm。

1.2 試驗系統(tǒng)

試驗系統(tǒng)（如圖2所示）主要包括：矩形燃燒室、供氣系統(tǒng)、供油系統(tǒng)、點火系統(tǒng)、高速相機、同步器、激光發(fā)射器、示蹤粒子發(fā)生器、控制系統(tǒng)及2維PIV等。

圖2 試驗系統(tǒng)

燃燒室氣流由1臺羅茨風(fēng)機供給，通過主氣路后分為5路分別由頭部和上、下主燃孔以及上、下?lián)交炜走M入燃燒室，每條支路上均安裝渦街流量計和閥門對總壓進行測量。試驗是以燃燒室頭部進口總壓作為基準(zhǔn)，上、下主燃孔和摻混孔的進口總壓與頭部保持一致。為了進行光學(xué)測量，在燃燒室側(cè)壁面設(shè)置觀察窗，其長和高分別為150和65 mm，長度方向的起點與旋流器出口平齊。為了便于燃燒室在PIV測量中尾氣的排出，設(shè)計了分支型排氣段，激光由平行于燃燒室通道的觀察窗口射入，尾氣則通過排氣段側(cè)開的支管排出。

在PIV測量中，為了保證具有足夠高的測量精度，必須確保示蹤粒子在氣流中具有很好的跟隨性和分布的均勻性。在燃燒狀態(tài)下的測量中，還需要保證在高溫下具有化學(xué)穩(wěn)定性。Mgo的熔點為2852℃，具有較好的耐溫性和跟隨性，因此在測量中使用平均直徑為10μm的MgO作為示蹤粒子。示蹤粒子由粒子發(fā)生器發(fā)出，噴注在進氣總管內(nèi)，噴注位置距離燃燒室各進口均達到3 m以上，從而保證在試驗過程中示蹤粒子的均勻性。試驗采用的激光器為Nd：YAG雙脈沖激光器，單脈沖最大能量為200 mJ，激光波長為532 nm，最大工作頻率為15 Hz。數(shù)字相機為Imperx公司的Bobcat B2041型，最大分辨率為2048像素×2048像素，最小跨幀時間為200 ns，最高拍攝頻率為20 Hz。同步控制器為Micro Pulse 725型，通過多個延時通道同時產(chǎn)生多個延時的觸發(fā)信號來控制激光器、數(shù)字相機和圖像采集板，保證在嚴格同步的信號基礎(chǔ)上協(xié)調(diào)工作。在測量燃燒狀態(tài)下的流場時，為了減弱火焰對測量結(jié)果的影響，在相機鏡頭前安裝機械快門和濾光鏡片。濾光鏡片通光波長為532 nm，帶寬為1 nm；機械快門的最高工作頻率為2 Hz，拍攝圖像200張。另外，為了盡量減小測量誤差，PIV的拍攝時間間隔應(yīng)小于預(yù)估時間。在試驗中參考最高速度估算出時間間隔為18μs，設(shè)置的實際時間間隔為5μs。數(shù)據(jù)詢問窗口的設(shè)置尺寸為32 pixels×32 pixels，放大倍數(shù)為2.604 pixels/mm。另外，使用高速相機拍攝燃燒室的熄火過程，焦距調(diào)節(jié)至燃燒室中心截面，相機分辨率設(shè)置為1280 pixels×1088 pixels拍攝頻率為1000 Hz，像素放大率為16.74 pixels/mm。

2 試驗結(jié)果及分析

在=0測量截面（子午面）上，燃燒室在不同壓損下的冷態(tài)流場如圖3所示。圖中黑色實線代表零速度線，即回流區(qū)邊界。從圖中可見，主燃孔射流深度達到燃燒室高度的一半，將中心回流區(qū)截斷，并在主燃孔射流交匯處下游形成低速尾跡區(qū)，尾跡區(qū)延伸到摻混孔射流處截止。在射流交匯處上游的上、下兩側(cè)，形成旋向相反的局部回流。這說明主燃孔射流與頭部旋流存在相互作用，部分射流將進入頭部富油區(qū)強化中心回流。在主燃孔射流交匯處下游上、下兩側(cè)，同樣形成旋向相反的局部回流。局部回流區(qū)的形成強化了主燃孔氣流與周圍氣流的動量和質(zhì)量交換，有利于淬熄區(qū)的快速混合。摻混孔射流深度同樣達到燃燒室高度的一半，在射流交匯處上游的上、下兩側(cè)，形成旋向相反的局部回流。在富油區(qū)和淬熄區(qū)內(nèi)形成的局部回流雖然是成對出現(xiàn)的，但其位置和大小并不是嚴格對稱的。這說明雖然射流孔的結(jié)構(gòu)是對稱的，但是單孔射流與頭部旋流之間的作用力是有差異的。在下?lián)交炜缀缶壭纬闪说退傥槽E區(qū)，而在上摻混孔處卻沒有出現(xiàn)。正因如此，貧油區(qū)內(nèi)上、下兩側(cè)的流動方向是不對稱的，上摻混孔射流在一定程度上主導(dǎo)了貧油區(qū)內(nèi)的氣流方向。另外，在不同壓損下的中心回流區(qū)結(jié)構(gòu)、局部回流區(qū)形成位置、射流孔射流軌跡、尾跡區(qū)位置及結(jié)構(gòu)基本保持一致?？梢哉f明，主燃孔和摻混孔射流與頭部旋流相互作用，提高了燃燒室內(nèi)湍流強度，燃燒室的流動處于自?；癄顟B(tài)（雷諾數(shù)達到一定值后，雷諾數(shù)的改變幾乎不影響流場性質(zhì)），其流場結(jié)構(gòu)與壓損無關(guān)。

圖3 燃燒室在不同壓損下的冷態(tài)流場

燃燒室在不同壓損狀態(tài)下，=0截面上不同軸向位置的軸向速度和徑向速度分布如圖4所示。圖中速度均進行歸一化處理，其參照量為4%壓損狀態(tài)下僅頭部進氣時的最大軸向和徑向速度。從圖中可見，在不同壓損狀態(tài)下，各軸向位置的速度分布趨勢保持一致，即流場的結(jié)構(gòu)特征不會改變，但速度隨著壓損的增加而提高。這說明壓損的改變不會影響燃燒室內(nèi)的速度分布，但是對沿程速度產(chǎn)生影響。增加燃燒室壓損有利于增強富油區(qū)燃油摻混以及淬熄區(qū)內(nèi)氣流的快速混合，從而強化富油區(qū)的燃燒性能和提高淬熄區(qū)的快速混合效果。在=10 mm處，軸向速度分布呈現(xiàn)類似“M”型分布，即中間范圍為負向速度，兩側(cè)為正向速度。通過兩零速度點之間的高度計算其中心回流區(qū)高度約為51 mm。徑向速度則呈現(xiàn)上側(cè)正向速度，下側(cè)負向速度的雙峰結(jié)構(gòu)。在=25 mm處，軸向速度在高度為20~40 mm時出現(xiàn)負向速度值大幅度提高。結(jié)合流場圖不難說明，主燃孔射流交匯處前緣形成的局部回流區(qū)能有效加強中心回流區(qū)內(nèi)局部的氣流混合。因此，其徑向速度在靠近燃燒室高度的中心出現(xiàn)了明顯的雙峰分布。在=50 mm處，結(jié)合流場圖發(fā)現(xiàn)，軸向速度在低速尾跡區(qū)出現(xiàn)明顯的負速度區(qū)域。同時，由于存在旋向相反的一對局部回流區(qū)，因此徑向速度在燃燒室高度兩側(cè)形成雙峰的結(jié)構(gòu)特征，且上側(cè)的速度峰值較高。說明上、下兩側(cè)的局部回流區(qū)并不是嚴格對稱的，上側(cè)的局部回流具有更高的回流強度。在=100 mm處，軸向速度分布均為正值，而徑向速度分布均為負值，且軸向速度和徑向速度的分布呈不均勻狀態(tài)，整體來看下側(cè)的速度值略高。說明貧油區(qū)的流動特征受摻混孔射流的影響明顯，從而影響燃燒室出口溫度分布。

圖4 燃燒室在Z=0截面上不同軸向位置的速度分布

燃燒室在1%壓損下的不同當(dāng)量比燃燒狀態(tài)下的速度矢量和軸向速度如圖5所示。從圖中可見，在不同當(dāng)量比狀態(tài)下，燃燒室內(nèi)的速度矢量方向、局部回流區(qū)形成位置及旋向基本沒有變化。說明在燃燒狀態(tài)下，當(dāng)量比的變化不會改變?nèi)紵隣顟B(tài)下的流場結(jié)構(gòu)。另外，在燃燒狀態(tài)下，由于液態(tài)燃料是以離散液滴形式噴入燃燒室，部分示蹤粒子會附著在液滴上。同時，在旋流器出口附近，液滴的噴射速度較氣流速度高，較大尺寸的液滴由于慣性力大，穿透深度增加，且與氣流的跟隨性變差。因此距旋流器出口較近的軸向距離內(nèi)，PIV測量出的主要是液滴的運動軌跡。但隨著軸向距離的增大，燃油顆粒逐漸蒸發(fā)成燃油蒸汽并與氣流混合，PIV相機才能準(zhǔn)確捕捉到示蹤粒子，從而反映出流場的真實狀態(tài)。與圖3的冷態(tài)流場對比可以明顯發(fā)現(xiàn)，由于燃油從離心噴嘴噴出具有一定的噴霧錐角，因此在旋流器出口沒有表現(xiàn)為冷態(tài)時的貼壁流動，而是表現(xiàn)為具有一定擴張角的高速流動區(qū)域，且在該區(qū)域內(nèi)具有較高的速度梯度。同時由于液滴相對氣流具有更高的速度，因此在其迅速擴張以及與氣流的相互剪切作用下，在旋流器出口上、下兩側(cè)的角落出現(xiàn)局部回流（角回流區(qū)），且2個角回流區(qū)的旋向相反。說明燃油噴射與氣流的相對運動對燃燒室頭部的流場結(jié)構(gòu)造成影響。另外，由于在燃燒狀態(tài)下，一方面，燃燒室內(nèi)的溫度升高，氣流密度減小，使得燃燒室內(nèi)氣流的氣動阻力減小，導(dǎo)致燃燒室內(nèi)的氣流速度提高；另一方面，燃燒引起更大能量耗散，使得燃燒室內(nèi)的正向速度梯度增大。因此，主燃孔和摻混孔射流上游的局部回流區(qū)雖然存在，并與冷態(tài)時的旋向相同。但回流區(qū)有所減小，尤其富油區(qū)內(nèi)的局部回流（主燃孔射流上游）減小尤為明顯；同時主燃孔射流下游的局部回流區(qū)消失。說明燃燒狀態(tài)對燃燒室富油區(qū)和淬熄區(qū)內(nèi)的流場結(jié)構(gòu)具有一定影響；同時淬熄區(qū)內(nèi)的駐留時間將被縮短。在貧油區(qū)內(nèi)，下?lián)交炜咨淞飨掠蔚木植炕亓鲄^(qū)消失，整體上的流動方向與冷態(tài)時的相同，但速度梯度明顯增大，且隨著當(dāng)量比的增大，其速度梯度進一步增大。說明燃燒狀態(tài)對貧油區(qū)內(nèi)的氣流流動方向影響較小，但是高溫導(dǎo)致速度及速度梯度的增大。

圖5 燃燒室在1%壓損下的不同當(dāng)量比燃燒狀態(tài)下的速度矢量和軸向速度

燃燒室在改變當(dāng)量比條件下不同軸向位置的軸向速度和徑向速度分布與冷態(tài)時的對比曲線如圖6所示。

圖6 燃燒室在冷態(tài)與燃燒狀態(tài)下的流動速度分布

從圖6（a）的軸向速度分布曲線中可見，在富油區(qū)和淬熄區(qū)內(nèi)（=10、25、50 mm），雖然在燃燒狀態(tài)下的軸向速度基本為正向速度分布，且在相同軸向位置處的正向速度平均值比冷態(tài)時的提高5~7倍，但其分布曲線變化趨勢與冷態(tài)時的幾乎相同。說明雖然在富油區(qū)受燃油液滴的影響，沒有反映出中心回流的流動特征，但液滴的運動軌跡是由燃燒室的氣流流動決定的，即氣流的流動特征決定了燃油的分布特征。富油區(qū)內(nèi)正向速度的提高，有利于增強其剪切作用，從而強化富油區(qū)的燃燒性能。淬熄區(qū)內(nèi)正向速度的提高，有利于縮短其駐留時間，從而有效抑制淬熄區(qū)內(nèi)熱力型NO的大量生成。另外，在相同壓損、不同當(dāng)量狀態(tài)下的軸向速度分布曲線基本重合。說明相比于當(dāng)量比的改變，燃燒室壓損的變化對軸向速度分布中的速度影響更為明顯。在貧油區(qū)（=100 mm），在燃燒狀態(tài)和冷態(tài)下的軸向速度雖然均為正向速度分布，但是在燃燒狀態(tài)下的軸向速度明顯提高，且速度分布的不均勻性增大。同時在相同壓損下，隨著當(dāng)量比的增大，軸向速度提高。說明貧油區(qū)內(nèi)的溫度分布不均勻?qū)е螺S向速度分布不均勻，同時燃燒溫度的提高加速了氣流的流動。

從圖6（b）的徑向速度分布曲線中可見，在=10 mm位置處，在燃燒狀態(tài)下的徑向速度分布趨勢與冷態(tài)的相同，均呈現(xiàn)上正下負的雙峰結(jié)構(gòu)，但速度峰值較冷態(tài)的提高約10倍，且在相同壓損、不同當(dāng)量比狀態(tài)下的徑向速度分布曲線基本重合。徑向速度的提高，促進了燃油液滴在燃燒室周向的摻混，從而強化了富油區(qū)的燃燒性能。在=25 mm位置處，在冷態(tài)條件下的徑向速度分布呈現(xiàn)類似連續(xù)正弦分布特征，出現(xiàn)正負交替的4個峰值點。燃燒狀態(tài)下的分布依然為上正下負的雙峰結(jié)構(gòu)，且速度峰值與冷態(tài)時的相當(dāng)。說明在此位置處，燃油的蒸發(fā)基本完成，可以反映出燃燒室內(nèi)真實的氣流流動特征，但在燃燒狀態(tài)下富油區(qū)內(nèi)局部回流區(qū)尺寸縮小。在=50 mm位置處，冷態(tài)與燃燒狀態(tài)的徑向速度分布趨勢基本一致。相比于富油區(qū)，速度峰值點位置向燃燒室高度中心靠近，且速度峰值較冷態(tài)時的略微增大，但冷態(tài)時的峰值點位置更靠近燃燒室高度中心。結(jié)合軸向速度分布可以說明，此位置處的流動受摻混孔射流上游的局部回流影響，在燃燒狀態(tài)下的局部回流區(qū)尺寸有所縮小。在=100 mm位置處，雖然燃燒狀態(tài)與冷態(tài)時整體的徑向速度方向一致，但在燃燒狀態(tài)下的徑向速度較冷態(tài)時的增大，且分布的不均勻性增強。說明貧油區(qū)內(nèi)溫度分布不均勻也將造成徑向速度分布不均勻，同時燃燒溫度的提高將加速氣流的流動。

由于燃燒室內(nèi)存在不同的氣流與火焰的耦合方式，即平行氣流、垂直氣流和漩渦作用于火焰邊界，這都將對火焰的結(jié)構(gòu)和發(fā)展造成巨大的影響。因此將燃燒狀態(tài)下的流場與熄火過程耦合，研究氣流對熄火過程中火焰結(jié)構(gòu)的變化規(guī)律。燃燒室在壓損為1%狀態(tài)下的貧油熄火過程與流場的相互關(guān)系如圖7所示。從圖中可見，當(dāng)供油開始減小時，火焰長度縮短，且火焰前鋒在主燃孔射流交匯處形成凹面（1~2），即在局部漩渦的作用下，火焰前鋒中間區(qū)域首先熄滅。隨著供油壓力的繼續(xù)降低，火焰的長度繼續(xù)縮短，且火焰前鋒快速熄滅處均處在局部漩渦的作用下。同時，火焰的高度減小，火焰邊界由剪切層縮小至中心低速區(qū)（3~5）。隨后火焰在局部漩渦和垂直作用火焰邊界氣流的作用下，中心區(qū)域熄滅，形成類似“C”型結(jié)構(gòu)（6）。當(dāng)供油繼續(xù)降低時，在垂直火焰邊界氣流的作用下，旋流器根部中心區(qū)域火焰開始熄滅，隨后整個根部火焰熄滅，火焰快速縮小，燃燒室瀕臨熄火（7~9）。

圖7 燃燒室在壓損為1%狀態(tài)下的貧油熄火過程與流場的相互關(guān)系

3 結(jié)論

（1）壓損的變化不會改變?nèi)紵伊鲌鼋Y(jié)構(gòu)，但隨著壓損的增大，燃燒室內(nèi)沿程速度分布值增大；

（2）燃燒狀態(tài)對富油區(qū)和淬熄區(qū)內(nèi)流動的影響最主要體現(xiàn)在局部的回流區(qū)上，在燃燒狀態(tài)下，局部回流區(qū)縮小甚至消失；同時，燃油噴射影響旋流器出口上、下兩側(cè)的流場結(jié)構(gòu)；當(dāng)量比的變化不會影響燃燒狀態(tài)下的流場結(jié)構(gòu)，但影響速度值大?。?/p>

（3）除局部回流區(qū)外，在燃燒狀態(tài)與冷態(tài)下的整體速度分布趨勢基本一致，但在燃燒狀態(tài)下速度顯著提高，其中軸向的正向速度提高約5~7倍，徑向速度提高約10倍；同時在燃燒狀態(tài)下溫度分布的不均勻性導(dǎo)致了速度分布的不均勻性；

（4）在貧油熄火過程中火焰結(jié)構(gòu)的變化與氣流流動強烈耦合。當(dāng)供油開始減小時，在局部漩渦的作用下的火焰前鋒處首先熄滅；隨后火焰邊界由剪切層縮小至中心低速區(qū)，并在局部漩渦和垂直氣流的作用下熄滅；最后旋流器根部的火焰在垂直氣流的作用下熄滅，燃燒室瀕臨熄火。