預(yù)燃級(jí)旋流數(shù)對(duì)雙環(huán)腔燃燒室流場(chǎng)的影響

李 茂，鐘世林，周 雄，馬存祥，李逸飛

(中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，成都 610500)

1 引言

雙環(huán)腔燃燒室在民用航空發(fā)動(dòng)機(jī)中應(yīng)用非常廣泛，其主要應(yīng)用目的是降低污染排放，如GE90、E3 和CFM56-5B 等發(fā)動(dòng)機(jī)中均使用了雙環(huán)腔燃燒室[1-3]。雙環(huán)腔燃燒室由1 個(gè)中心體將火焰筒分隔成內(nèi)、外2 個(gè)并行的燃燒區(qū)，外側(cè)的為預(yù)燃級(jí)，內(nèi)側(cè)的為主燃級(jí)，從而實(shí)現(xiàn)分級(jí)分區(qū)燃燒。小工況下，僅預(yù)燃級(jí)噴嘴噴油工作，保持較高的油氣比，氣流速度低，燃燒時(shí)間長(zhǎng)，燃燒完全；大工況下，預(yù)燃級(jí)和主燃級(jí)的噴嘴共同工作。對(duì)于最大工作馬赫數(shù)3 及以上、大體積流量進(jìn)口、寬工作范圍的發(fā)動(dòng)機(jī)而言，燃燒室采用徑向分級(jí)的雙環(huán)腔構(gòu)型，讓不同燃燒區(qū)域發(fā)揮不同的功能，能夠滿足發(fā)動(dòng)機(jī)大體積流量進(jìn)口、寬工作包線下工作的要求。

由于發(fā)動(dòng)機(jī)工作包線范圍寬，要求風(fēng)車點(diǎn)火高度在10 km 以上，且有逆向模態(tài)轉(zhuǎn)換過程中能夠成功點(diǎn)火的要求，這對(duì)燃燒室的點(diǎn)火性能提出了較大挑戰(zhàn)。從點(diǎn)火的幾個(gè)過程中容易發(fā)現(xiàn)，燃燒區(qū)空間的油氣比、燃油分布及速度分布是影響點(diǎn)火性能的關(guān)鍵因素[4-5]，但速度分布、油氣比、回流區(qū)結(jié)構(gòu)、燃油霧化質(zhì)量等又主要受到頭部旋流器的影響。

為了獲得良好的燃油霧化特性，形成良好的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)旋流器做了很多研究，包括旋流器壓降、文氏管結(jié)構(gòu)、旋流器幾何形狀等[6-7]。PanduRanga Reddy 等[8]采 用PIV(粒 子圖像測(cè)速儀)，研究了單級(jí)旋流器矩形燃燒室內(nèi)的旋流流場(chǎng)，發(fā)現(xiàn)隨著旋流器氣流壓降的減少，旋流器后回流區(qū)尺寸相應(yīng)減?。籆ai 等[9]研究了軸向旋流器模型燃燒室油霧燃燒流場(chǎng)，其試驗(yàn)結(jié)果表明，油霧速度分布對(duì)旋流流場(chǎng)起重要作用，而文氏管結(jié)構(gòu)對(duì)油霧速度分布影響較大；蔡文祥等[10]采用數(shù)值模擬方法對(duì)旋流器進(jìn)行了研究，表明旋流器幾何形狀對(duì)燃燒室流場(chǎng)影響較大，優(yōu)化旋流器設(shè)計(jì)可提高燃燒性能。但這些研究大多針對(duì)單環(huán)腔燃燒室，對(duì)于工作在大空間、寬工作范圍的雙環(huán)腔燃燒室，對(duì)其流場(chǎng)、霧化場(chǎng)、預(yù)燃級(jí)點(diǎn)火性能及小工況下的燃燒性能研究較少。

本文在單級(jí)軸向旋流器的基礎(chǔ)上，采用數(shù)值仿真方法，研究了軸向旋流器旋流數(shù)對(duì)雙環(huán)腔燃燒室流場(chǎng)和油霧場(chǎng)的影響，可為雙環(huán)腔燃燒室的穩(wěn)定點(diǎn)火及小工況燃燒性能改善提供一定的理論支持。

2 數(shù)值仿真

2.1 物理模型

以某型雙環(huán)腔燃燒室為研究對(duì)象。燃燒室外側(cè)為預(yù)燃級(jí)，采用單級(jí)軸向旋流器；內(nèi)側(cè)為主燃級(jí)，采用雙級(jí)徑向旋流器。本文研究的旋流器均采用直葉片。預(yù)燃級(jí)頭部與主燃級(jí)頭部數(shù)目比為2:1。雙環(huán)腔環(huán)形燃燒室?guī)缀文Ｐ腿鐖D1 所示，模型采用2個(gè)預(yù)燃級(jí)頭部和1 個(gè)主燃級(jí)頭部用于研究。由于本文不考慮溫度分布，只計(jì)算冷態(tài)流場(chǎng)，所以除了保留主燃孔、摻混孔等較大的孔外，去掉了內(nèi)外火焰筒壁上細(xì)小的氣膜冷卻孔。

圖1 雙環(huán)腔燃燒室及其計(jì)算流體域Fig.1 Double-annular combustor and computational fluid domain軸流式旋流器旋流數(shù)的計(jì)算公式[11]為：

研究了4 中旋流器方案：方案1，采用單級(jí)軸向旋流器基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)(圖2)，即基準(zhǔn)旋流器方案；方案2～4，以方案1 為基礎(chǔ)，改變旋流器旋流數(shù)，并保證文氏管喉道內(nèi)徑、文氏管擴(kuò)張角和各旋流器與基準(zhǔn)旋流器有效流通面積基本不變。旋流數(shù)改變主要是通過改變旋流器葉片安裝角來實(shí)現(xiàn)。各旋流器方案幾何參數(shù)對(duì)比見表1。其中，ACd為旋流器有效流通面積，N為葉片數(shù)。與方案1 相比，方案2、3 主要是增加旋流器葉片外徑，方案4 是減少葉片數(shù)。各方案旋流器的軸向長(zhǎng)度、喉道長(zhǎng)度及半徑不變。各方案葉片結(jié)構(gòu)對(duì)比如圖3 所示。

表1 各旋流器方案幾何參數(shù)對(duì)比Table 1 Comparison of geometric parameters for various swirler schemes

圖2 單級(jí)軸向旋流器基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)及其中心剖面圖Fig.2 Axial swirler structure and its central section view

圖3 各旋流器方案葉片結(jié)構(gòu)對(duì)比Fig.3 Comparison of blade structure for each swirler case

2.2 網(wǎng)格劃分

由于燃燒室模型結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，因此采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)流體域模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并在冷卻孔、主燃孔及摻混孔附近進(jìn)行局部加密。網(wǎng)格數(shù)量約為2 200 萬；最小網(wǎng)格質(zhì)量為0.14，最大扭曲度為0.93，滿足數(shù)值仿真要求。燃燒室三維網(wǎng)格劃分見圖4。

圖4 燃燒室三維網(wǎng)格劃分示意圖Fig.4 Schematic of three-dimensional meshing of combustor

2.3 計(jì)算方法

2.4 計(jì)算模型驗(yàn)證

為對(duì)比驗(yàn)證兩種湍流模型精度，采用Sydney 大學(xué)旋流裝置(圖5)[12-13]實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與兩種湍流模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。選取N29S054 弱旋流模型進(jìn)行驗(yàn)證。旋流數(shù)設(shè)定為SN=Us/Ws，表2 給出了N29S054 弱旋流模型的邊界條件。

表2 N29S054 邊界條件Table 2 N29S054 boundary conditions

圖5 燃燒裝置示意圖Fig.5 Schematic of combustion device

由于試驗(yàn)裝置有幾個(gè)速度進(jìn)口，且在無限制的空間內(nèi)進(jìn)行燃燒，因此需對(duì)其進(jìn)行簡(jiǎn)化。簡(jiǎn)化后采用二維仿真模型進(jìn)行仿真，其流體域?qū)挒?30 mm，高為130 mm，長(zhǎng)為400 mm，以保證其燃燒不受空間限制。采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，其網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖6 所示。采用標(biāo)準(zhǔn)和Realizable兩種湍流模型和增強(qiáng)壁面處理函數(shù)進(jìn)行數(shù)值仿真。

圖6 二維簡(jiǎn)化模型結(jié)構(gòu)網(wǎng)格示意圖Fig.6 Schematic of two-dimensional simplified model structure grid

選取軸向位置X=6.8，10.0，20.0，40.0，70.0，100.0 mm 處沿徑向的軸向速度進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見圖7。相比于標(biāo)準(zhǔn)湍流模型，除了X=40.0 mm截面處，其他截面處采用Realizable湍流模型的軸向速度與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的吻合程度更好。另外，經(jīng)大量驗(yàn)證，Realizable湍流模型可有效應(yīng)用在不同類型流動(dòng)的數(shù)值仿真中，包括旋轉(zhuǎn)均勻剪切流、管道內(nèi)流動(dòng)、邊界層流動(dòng)、包含有射流和混合流的自由流動(dòng)，以及帶有分離的流動(dòng)等[14]。因此下文的數(shù)值計(jì)算中，計(jì)算模型采用Realizable湍流模型，壁面函數(shù)采用增強(qiáng)壁面處理函數(shù)，用DPM模型模擬燃油分布，燃油噴點(diǎn)布置在離噴嘴出口0.5 mm 處，避免邊界層網(wǎng)格的影響。

圖7 不同軸向截面軸向速度對(duì)比圖Fig.7 Comparison of axial velocity of different axial sections

3 計(jì)算結(jié)果與討論

3.1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

采用基準(zhǔn)方案，在參考?jí)毫?30 kPa、進(jìn)口溫度400 K 及燃燒室進(jìn)口流量0.676 4 kg/s 的點(diǎn)火工況下，對(duì)不同網(wǎng)格數(shù)量模型進(jìn)行數(shù)值仿真。點(diǎn)火器橫截面位置處的軸向速度如圖8(a)所示?？梢钥闯?，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)在2 000 萬以下時(shí)，隨著網(wǎng)格數(shù)的增加，軸向速度變動(dòng)較大；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從2 200 萬增加到2 500 萬時(shí)，2 條曲線基本吻合，軸向速度基本不再變化。

圖8 不同網(wǎng)格數(shù)量下的軸向速度和有效流通面積Fig.8 Axial velocity and effective area of swirler under different grid numbers

不同網(wǎng)格數(shù)量下的有效流通面積如圖8(b)所示。圖中，有效流通面積通過式(4)計(jì)算。從圖中看，模擬值要大于設(shè)計(jì)值，網(wǎng)格數(shù)量在2 000 萬到2 800 萬之間計(jì)算出的有效流通面積與設(shè)計(jì)值較為接近。其原因在于，計(jì)算時(shí)忽略了下游的動(dòng)壓頭，計(jì)算出的壓降偏小，導(dǎo)致有效流通面積模擬值偏大。綜上，對(duì)各個(gè)方案的數(shù)值模擬均采用2 200 萬左右的網(wǎng)格數(shù)。

3.2 旋流數(shù)對(duì)冷態(tài)流場(chǎng)的影響

針對(duì)軸向旋流器，設(shè)計(jì)時(shí)流量系數(shù)Cd采用下式[15]計(jì)算：

數(shù)值仿真中，流量系數(shù)主要通過有效流通面積及設(shè)計(jì)的物理面積計(jì)算得到。圖9 為4 種不同旋流數(shù)旋流器的流量系數(shù)。從圖中可以看出，隨著旋流數(shù)的增大，流量系數(shù)表現(xiàn)出減小的趨勢(shì)。這是因?yàn)槲闹行鲾?shù)的增大主要是通過增大葉片安裝角來實(shí)現(xiàn)的，而流量系數(shù)與葉片安裝角表現(xiàn)出反比例關(guān)系(式(5))。此外，流量系數(shù)還受葉片表面粗糙度、氣流分離等因素影響。

圖9 不同旋流數(shù)旋流器的流量系數(shù)Fig.9 Flow coefficients of swirler with different swirl numbers

圖10 為4 種旋流器結(jié)構(gòu)下燃燒室旋流器中心截面的流線圖。從圖中可以看到，在各個(gè)旋流數(shù)下，旋流器出口(區(qū)域1、2)都形成了2 個(gè)旋渦，區(qū)域3 形成1 個(gè)旋渦。但旋流數(shù)為0.609、0.796 時(shí)，旋流器出口為對(duì)稱旋渦；旋流數(shù)為1.004、1.204 時(shí)，旋流器出口為非對(duì)稱旋渦。區(qū)域3 旋渦的形成主要是由于中心隔離環(huán)射流與主燃孔射流的阻擋，使得氣流速度減小、壓力增大，形成回流區(qū)?；亓鲄^(qū)的存在能夠形成穩(wěn)定的點(diǎn)火源，有利于點(diǎn)火。中心隔離環(huán)射流的存在避免了預(yù)燃級(jí)與主燃級(jí)旋流的相互影響。

圖10 各旋流器方案中心截面的速度云圖及流線圖Fig.10 Velocity contour and streamline of the central section of each swirler case

圖11 為旋流器中心截面不同軸向位置(距旋流器出口平面26 mm，60 mm，91 mm)處的軸向速度?？梢钥吹?，隨著旋流數(shù)增大，旋流器氣流產(chǎn)生的中心低壓區(qū)作用增強(qiáng)，旋流器中心截面軸向位置(徑向位置0.406 m)附近的回流速度增大；隨著離旋流器出口距離的增加，回流速度減小。

圖11 旋流器中心截面的軸向速度Fig.11 The axial velocity of the central section of the swirler

圖12 為旋流器中心截面不同軸向位置處的徑向速度?？梢?，在距旋流器出口平面26 mm 截面處，徑向速度表現(xiàn)出非對(duì)稱的一正一負(fù)2 個(gè)峰值，且隨著旋流數(shù)增大，旋流器中心軸線(徑向位置0.406 m)下側(cè)的徑向速度減小，原因是旋流器產(chǎn)生的旋轉(zhuǎn)角動(dòng)量會(huì)受到中心隔離環(huán)軸向動(dòng)量的影響而被削弱；在距旋流器套筒出口平面60 mm 及91 mm 截面處，徑向速度基本為負(fù)，這也是受中心隔離環(huán)射流影響所致。

圖12 旋流器中心截面的徑向速度Fig.12 The radial velocity of the central section of the swirler

旋流器的空氣回流量會(huì)對(duì)回流區(qū)的穩(wěn)定及貧油熄火產(chǎn)生影響，為此為定量分析不同旋流數(shù)下的回流量，以旋流器套筒出口平面為參考平面，對(duì)4 個(gè)方案的17 個(gè)不同軸向位置的回流量[16]占旋流器套筒出口平面空氣流量的百分比進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果如圖13 所示?？梢?，4 種方案的回流量變化趨勢(shì)都是先增大后減小、再增大再減小，其主要原因是流場(chǎng)結(jié)構(gòu)表現(xiàn)為非對(duì)稱的3 渦結(jié)構(gòu)?；亓髁吭谳S向位置455 mm 處達(dá)到最大，且隨著旋流數(shù)的增加而增大，在旋流數(shù)1.004、1.240 時(shí)達(dá)到60%左右；后面回流量峰值較小，主要是由于在面積一定的情況下回流速度減小。高溫燃?xì)饣亓髁看笥欣诟嗟母邷厝細(xì)饣亓?，?duì)燃燒室的點(diǎn)火有益。

圖13 不同旋流器方案沿程回流量對(duì)比Fig.13 Comparison of recirculation air along flow channel for different swirler cases

圖14 給出了不同旋流數(shù)下回流區(qū)長(zhǎng)度及大小對(duì)比。從圖中看，不同旋流數(shù)下的回流區(qū)長(zhǎng)度基本一致，且回流區(qū)均止于主燃孔射流位置，這是由于主燃孔射流限制了回流區(qū)長(zhǎng)度。因此，除了旋流器對(duì)回流區(qū)有影響外，主燃孔位置對(duì)回流區(qū)長(zhǎng)度也有重要影響。此外，隨著旋流數(shù)增大，回流區(qū)徑向尺寸增大。

圖14 不同旋流器方案的回流區(qū)大小Fig.14 Size of recirculation zone for different swirler cases

3.3 旋流數(shù)對(duì)油霧場(chǎng)的影響

圖15 為不同旋流數(shù)下主燃區(qū)(紅色虛線區(qū)域)旋流器中心截面的燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖。可以看到，4 種旋流數(shù)下，主燃區(qū)的燃油分布區(qū)別不大，主燃孔之后也有燃油分布；同時(shí)燃油沿預(yù)燃級(jí)旋流器中心軸線呈非對(duì)稱分布，這是由于中心隔離環(huán)射流速度大，壓力小，從而使得預(yù)燃級(jí)主燃區(qū)燃油分布存在向下偏移的情況。

圖15 燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖Fig.15 Fuel mass fraction contour

圖16 為不同軸向截面的燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)曲線示意圖。可以看到，在距旋流器出口26 mm 截面處，燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨旋流數(shù)增大而增大；在距旋流器出口60 mm(點(diǎn)火電嘴中心軸線位置)截面處，隨著旋流數(shù)增大，燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)減小。其原因在于，冷態(tài)流場(chǎng)為3 渦結(jié)構(gòu)，在距離旋流器出口稍遠(yuǎn)處，燃油的霧化蒸發(fā)還受到主燃孔射流和中心隔離環(huán)射流形成的旋渦影響。在小工況下，燃油流量較小，噴嘴霧化質(zhì)量不好，而點(diǎn)火電嘴位置處的燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)受到3 個(gè)旋渦剪切作用的共同影響，因此要合理選擇旋流數(shù)，使得在點(diǎn)火電嘴位置處油氣比更加接近化學(xué)恰當(dāng)比。從上面結(jié)果分析，存在1 個(gè)最佳旋流數(shù)使得點(diǎn)火電嘴位置處油氣比最佳。

圖16 不同軸向截面的燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.16 Fuel mass fraction of different axial sections

4 結(jié)論

采用數(shù)值仿真方法，研究了雙環(huán)腔燃燒室的流量系數(shù)，主燃區(qū)的軸向速度、徑向速度、回流流量、回流區(qū)大小、燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)等參數(shù)，間接分析了其對(duì)點(diǎn)火性能、燃燒性能的影響，主要得出如下結(jié)論：

(1) 在本文研究范圍內(nèi)，軸向旋流器的旋流數(shù)對(duì)冷態(tài)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)影響較小，整個(gè)流場(chǎng)為3 渦結(jié)構(gòu)，在旋流器出口形成2 個(gè)旋渦，在主燃孔射流及中心隔離環(huán)射流之間形成1 個(gè)旋渦。

(2) 氣流的回流速度和回流量隨著旋流數(shù)的增大而增大?；亓魉俣鹊脑龃笥欣谠鰪?qiáng)與燃油的剪切作用，在一定程度上改善燃油霧化質(zhì)量，從而改善點(diǎn)火性能；回流量的增大意味著卷吸了更多的高溫燃?xì)饣亓?，有助于形成穩(wěn)定的回流區(qū)火焰，對(duì)燃燒室的點(diǎn)火有益。

(3) 受主燃孔射流限制，不同旋流數(shù)下的回流區(qū)長(zhǎng)度基本一致，但隨著旋流數(shù)增大，回流區(qū)徑向尺寸增大。

(4) 在旋流器出口附近，燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨旋流數(shù)增大而增大；在離旋流器出口較遠(yuǎn)處，燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨旋流數(shù)增大而減小。受冷態(tài)流場(chǎng)3 渦結(jié)構(gòu)影響，存在1 個(gè)最佳旋流數(shù)使得點(diǎn)火電嘴位置處油氣比最佳。