曹宗華，謝建光，李　鋒，林建府

（中國燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500）

緊湊噴射下鈍體回流區(qū)內(nèi)當(dāng)量比影響因素?cái)?shù)值研究

曹宗華，謝建光，李鋒，林建府

（中國燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500）

針對(duì)先進(jìn)加力燃燒室火焰穩(wěn)定器采用的緊湊噴射模式，以包含一個(gè)鈍體穩(wěn)定器的矩形模型件為研究對(duì)象，數(shù)值研究了加力條件下來流溫度和速度以及噴口直徑、噴射距離、鈍體寬度對(duì)鈍體穩(wěn)定器后回流區(qū)局部當(dāng)量比的影響。結(jié)果表明：提高來流溫度、速度，擴(kuò)大噴口直徑，增加噴射距離或槽寬，都會(huì)增大鈍體回流區(qū)內(nèi)的當(dāng)量比。最后，利用獲得的數(shù)據(jù)建立了簡單擬合函數(shù)，以預(yù)估緊湊噴射模式下回流區(qū)內(nèi)的局部當(dāng)量比。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)；加力燃燒室；火焰穩(wěn)定器；緊湊噴射；局部當(dāng)量比；數(shù)值計(jì)算

1　引言

新一代高推重比航空發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室的進(jìn)口溫度極高，且有繼續(xù)增高的趨勢(shì)，這將導(dǎo)致加力燃燒室中燃油自燃時(shí)間縮短。研究表明，當(dāng)溫度高于1 300 K時(shí)，燃油自燃時(shí)間將小于1 ms［1］。如采用現(xiàn)有燃油噴射方式，燃油在達(dá)到穩(wěn)定器前就會(huì)發(fā)生自燃，導(dǎo)致穩(wěn)定器燒毀。通過減小燃油噴射點(diǎn)到火焰穩(wěn)定器的距離，可以有效避免燃油在穩(wěn)定器前發(fā)生自燃。為此，先進(jìn)加力燃燒室采用了火焰穩(wěn)定器與噴油桿的一體化設(shè)計(jì)［2］，該設(shè)計(jì)下燃油的噴射模式稱為緊湊噴射（CCI）。

國外就緊湊噴射模式開展了深入研究。Lovett等［3］的研究表明，基于傳統(tǒng)加力預(yù)混噴射的經(jīng)典火焰穩(wěn)定理論［4］不完全適用于緊湊噴射模式。緊湊噴射模式導(dǎo)致火焰區(qū)的燃油分布具有不均勻性，其火焰穩(wěn)定性除預(yù)混模式下的影響因素——鈍體尾緣氣流速度、鈍體直徑、壓力和溫度外，還取決于回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比。Klusmeyer［5］采用光譜照相技術(shù)，研究了緊湊噴射模式下，噴口直徑、全局當(dāng)量比對(duì)鈍體回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比的影響，給出了回流區(qū)內(nèi)當(dāng)量比隨全局當(dāng)量比、噴口直徑和動(dòng)量比變化的擬合方程。

國內(nèi)在此領(lǐng)域的研究還處于起步階段，未見相關(guān)文獻(xiàn)發(fā)表。本文以先進(jìn)加力燃燒室采用的火焰穩(wěn)定器與噴油桿一體化設(shè)計(jì)為背景，以影響鈍體火焰穩(wěn)定關(guān)鍵要素——回流區(qū)內(nèi)當(dāng)量比為對(duì)象，數(shù)值研究燃油緊湊噴射下火焰穩(wěn)定器后方的燃油分布，以及橫向氣流速度、溫度、噴口直徑、噴射位置、鈍體寬度等對(duì)回流區(qū)內(nèi)當(dāng)量比的影響。

2　模型簡介及計(jì)算方法

2.1模型簡介

以文獻(xiàn)［5］的實(shí)驗(yàn)裝置為基礎(chǔ)構(gòu)建了計(jì)算模型，見圖1。模型結(jié)構(gòu)尺寸為寬度（W）76.2 mm，高度（H）152.4 mm。流路中，設(shè)置了一個(gè)前部流線外形，后端截面的鈍體穩(wěn)定器橫跨在矩形流道內(nèi)，高度為76.2 mm，寬度為W1。在距離鈍體穩(wěn)定器尾緣距離為L的上游，穩(wěn)定器的上下兩側(cè)各設(shè)置3個(gè)燃油噴口，噴口直徑為d。

假定模型的來流為污染空氣，且速度和溫度可變，使鈍體穩(wěn)定器尾緣的氣流速度和溫度與加力環(huán)境下相當(dāng)。研究的速度范圍180～250 m/s，溫度范圍1 050～1 300 K。

上述模型的邊界設(shè)置，涵蓋了新一代加力燃燒室的工作范圍，可滿足加力條件下橫向氣流速度、溫度、噴口直徑、噴射位置、鈍體寬度等對(duì)鈍體回流區(qū)內(nèi)當(dāng)量比影響趨勢(shì)的研究。

圖1　鈍體火焰穩(wěn)定器簡圖Fig.1 Sketch of the bluff body flame holder

2.2計(jì)算方法

利用ICEM軟件對(duì)模型進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分，鈍體區(qū)域采用較細(xì)的網(wǎng)格，見圖2。

運(yùn)用FLUENT 14.5，采用有限體積法求解三維流場。湍流模型采用Realizablek-ε模型，近壁采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，空間離散采用二階迎風(fēng)格式，壓力與速度間采用耦合運(yùn)算法則。

圖2　鈍體火焰穩(wěn)定器計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Computational grid domain of the bluff body flame holder

本模型中，燃油經(jīng)過直射噴嘴被霧化成燃油液珠，在氣體中經(jīng)歷隨動(dòng)和蒸發(fā)等復(fù)雜過程。燃油的霧化過程采用FLUENT自帶的plain-orifice-atomizer噴嘴模型，其霧化錐角、液滴直徑分別由式（1）、式（2）計(jì)算。

式中：s為分布指數(shù)，取3.5；d32為索太爾平均直徑；λ=d/8；We≡ρlu2λ/σ，σ為液滴表面張力，u為噴射速度。

油滴離開噴嘴后的運(yùn)動(dòng)軌跡受氣相影響，運(yùn)動(dòng)方程見公式（4）：

式中：up為燃油粒子速度，ug為氣流速度，μg為氣體粘性系數(shù)，CD為作用力系數(shù)，dp為燃油粒子直徑，t為時(shí)間。

邊界條件給定為：氣流進(jìn)口為速度進(jìn)口，出口為環(huán)境壓力出口，固體壁面無滑移邊界。由于氣流速度較高，故流體采用理想氣體模型。

為驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算方法的有效性，依據(jù)文獻(xiàn)［5］，環(huán)境設(shè)定為：來流溫度1 173 K，鈍體穩(wěn)定器后端面尾緣速度219 m/s，噴口直徑0.61 mm。數(shù)值模擬不同燃油流量下鈍體回流區(qū)內(nèi)的局部當(dāng)量比，模擬結(jié)果與測量值的對(duì)比如圖3所示。圖中，Φa為總當(dāng)量比，Φl為回流區(qū)的局部當(dāng)量比?？梢姡夯亓鲄^(qū)內(nèi)的局部當(dāng)量比的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)一致，與文獻(xiàn)［5］的試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。局部當(dāng)量比隨總當(dāng)量比的增加先增加，在總當(dāng)量比0.4時(shí)達(dá)到最大，然后隨總當(dāng)量比的增加逐漸降低。

圖3　CFD結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)比較Fig.3 Comparison between the CFD computation and experimental data

3　回流區(qū)內(nèi)當(dāng)量比影響因素分析

依據(jù)加力燃燒室工作環(huán)境，并考慮緊湊噴射鈍體的關(guān)鍵幾何特征，制定了表1的模擬分析范圍。

表1　計(jì)算工況Table 1 Computed parameters

（1）噴口直徑

圖4示出了噴射距離、來流溫度和速度一定時(shí)，噴口直徑改變對(duì)鈍體回流區(qū)內(nèi)當(dāng)量比的影響。可見：總當(dāng)量比一定的情況下，回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比隨噴口直徑的增加而增加。這是因?yàn)槿加土髁恳欢〞r(shí)，隨著噴口直徑的增大，燃油噴射速度變小，油氣動(dòng)量比減小，穿透深度降低，導(dǎo)致靠近穩(wěn)定器壁面附近的燃油濃度高（圖5，圖中陰影部分表示鈍體穩(wěn)定器尾緣輪廓），進(jìn)入鈍體回流區(qū)內(nèi)的燃油量增多，提高了回流區(qū)內(nèi)的局部當(dāng)量比。

圖4　不同噴口直徑下的回流區(qū)當(dāng)量比Fig.4 Comparison ofΦlwith various injectors

圖5　鈍體尾緣近壁面附近燃油分布曲線Fig.5 Kerosene distributions with various injectors near the bluff body wall

（2）噴射距離

圖6示出了噴口直徑為0.61 mm、來流溫度和速度保持不變時(shí)，距離鈍體穩(wěn)定器尾緣距離為L的上游供油對(duì)鈍體回流區(qū)內(nèi)當(dāng)量比的影響。由圖可知：當(dāng)總當(dāng)量比較大、L為50.0 mm和65.0 mm時(shí)，兩者回流區(qū)內(nèi)的當(dāng)量比較為接近，且明顯比L為25.4 mm的高。原因在于：在本文的研究范圍內(nèi)，隨著L的增加，燃油的蒸發(fā)度也隨之增加；但當(dāng)距離大于一定值時(shí)，燃油已接近完全蒸發(fā)（圖7）。燃油的蒸發(fā)量直接影響了進(jìn)入鈍體回流區(qū)內(nèi)的燃油量，所以回流區(qū)內(nèi)的局部當(dāng)量先隨噴射距離的增加而增加，當(dāng)L大于一定值時(shí)鈍體回流區(qū)內(nèi)的局部當(dāng)量比很接近。

圖6　燃油噴射離鈍體穩(wěn)定器尾緣不同距離下的回流區(qū)當(dāng)量比（d=0.61 mm）Fig.6 Comparison ofΦlwith different distance from the trailing edge（d=0.61 mm）

圖7　燃油蒸發(fā)度隨燃油噴射離鈍體穩(wěn)定器尾緣距離的變化（d=0.61 mm）Fig.7 Fraction evaporated of kerosene with different distance from the trailing edge（d=0.61 mm）

（3）堵塞比

保持鈍體尾緣速度和氣流溫度不變，噴口直徑固定為0.61 mm，噴射距離和燃油供給量一定。通過將鈍體槽寬由31.8 mm逐漸增加到44.0 mm，使得鈍體的堵塞比在0.21～0.29范圍內(nèi)，研究堵塞比對(duì)鈍體回流區(qū)局部當(dāng)量比的影響，結(jié)果見圖8。由圖可知：局部當(dāng)量比隨堵塞比呈現(xiàn)單峰形態(tài)。堵塞比由0.21增加到0.25時(shí)，回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比由1.71增加到1.84，增幅達(dá)7.6%；隨著堵塞比進(jìn)一步增加到0.29，回流區(qū)局部當(dāng)量比略有下降。

（4）來流溫度

圖8　回流區(qū)當(dāng)量比隨鈍體堵塞比的變化Fig.8 Comparison ofΦlwith various blockage ratios

保持鈍體尾緣速度、噴口直徑，噴射距離和燃油供給量一定，來流溫度改變對(duì)鈍體回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比的影響如圖9所示?？梢姡亓鲄^(qū)內(nèi)當(dāng)量比隨氣流溫度的提高而增加。原因是隨著溫度的提高，燃油液滴的蒸發(fā)增強(qiáng)，使得進(jìn)入回流區(qū)內(nèi)的氣態(tài)燃油量增加。從圖中還可看到：總當(dāng)量比越大，回流區(qū)內(nèi)當(dāng)量比隨來流溫度的變化越劇烈。這是因?yàn)樵趪娍谥睆揭欢ǖ那闆r下，總當(dāng)量比大意味著燃油噴射速度大，燃油的初始霧化液滴直徑小，溫度對(duì)燃油液滴的蒸發(fā)作用更明顯。

圖9　回流區(qū)當(dāng)量比隨來流溫度的變化Fig.9 Comparison ofΦlwith different incoming flow temperature

（5）來流速度

保持來流溫度、噴口直徑，噴射距離和燃油供給量一定，來流速度改變對(duì)鈍體回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比的影響如圖10所示。由圖可知：回流區(qū)內(nèi)當(dāng)量比隨氣流速度的增加而變大。這是因?yàn)椋阂环矫?，隨著來流速度的提高，液滴與氣流的動(dòng)量比減小，使得液滴的穿透減弱，燃油更多地分布在鈍體穩(wěn)定器壁面附近；另一方面，速度的增加使得液滴初始階段的二次霧化更強(qiáng)，燃油蒸發(fā)加速，使得氣態(tài)燃油濃度增加。正是這兩方面的原因增加了進(jìn)入鈍體回流區(qū)內(nèi)的燃油流量，所以回流區(qū)內(nèi)當(dāng)量比隨氣流速度增加而變大的趨勢(shì)很明顯。

圖10　回流區(qū)當(dāng)量比隨來流速度的變化Fig.10 Comparison ofΦlwith different incoming flow velocity

上述數(shù)值模擬結(jié)果表明，緊湊噴射模式下的氣動(dòng)參數(shù)和特征結(jié)構(gòu)參數(shù)，主要從燃油霧化、蒸發(fā)、分布等方面影響鈍體回流區(qū)內(nèi)的局部當(dāng)量比。文獻(xiàn)［5］依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果提出用綜合參數(shù)EP來預(yù)估回流區(qū)內(nèi)的局部當(dāng)量比，見式（5）。該綜合參數(shù)EP基于液氣動(dòng)量比J、噴口直徑和鈍體尾緣速度，見式（6）。

本文進(jìn)一步考慮溫度和噴射距離的影響，對(duì)綜合參數(shù)EP進(jìn)行完善，見式（7）。完善后的EP和Φl的關(guān)系及其擬合曲線如圖11所示。

4　結(jié)論

通過數(shù)值模擬，研究了加力環(huán)境中緊湊噴射模式下鈍體回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比的影響因素，并完善了影響鈍體回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比的綜合參數(shù)EP，建立了回流區(qū)局部當(dāng)量比和綜合參數(shù)值的簡易擬合關(guān)系。各氣動(dòng)參數(shù)和特征結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)局部當(dāng)量比的定性影響規(guī)律如下：

圖11　回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比隨綜合參數(shù)EP的變化Fig.11 The changes ofΦlwith the parameter EP

（1）回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比隨噴口直徑的增加而增加；

（2）回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比先隨噴射距離的增加而增加，但當(dāng)距離大于一定值時(shí)，鈍體回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比很接近；

（3）回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比隨堵塞比呈現(xiàn)單峰形態(tài)；

（4）回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比隨氣流溫度的提高而增大；

（5）回流區(qū)內(nèi)局部當(dāng)量比隨氣流速度的增加而增大。

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［5］ Klusmeyer A，Cross C，Lubarsky E，et al.Prediction of blow-offsofbluff-bodystabilizedflamesutilizing close-coupled injection of liquid fuels［R］.ASME GT 2012-69025，2012.

Numerical simulation of local equivalence ratio in the bluff body recirculation zone utilizing close-coupled injection of liquid fuels

CAO Zong-hua，XIE Jian-guang，LI Feng，LIN Jian-fu
（China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China）

Aiming at the close-couple injection utilized by flame holders in advanced augmenters，a rectan?gle model including the bluff body was researched.The effects of incoming flow temperature，velocity，injec?tor diameter，injection orifices of the trailing edge and bluff body width on the local equivalence ratio in RZ （recirculation zone）were investigated.Numerical simulation indicates that the value of local equivalence ra?tio in RZ gets larger by increasing incoming flow temperature，velocity，injector diameter or bluff body width.The obtained data was used to develop a transfer function to predict the local equivalence ratio in the RZ based on the parameters.

aero-engine；afterburner；flame holder；close-couple injection；local equivalence ratio；numerical simulation

V231.2

A

1672-2620（2016）04-0022-05

2015-10-29；

2016-06-17

曹宗華（1983-），男，四川廣安人，工程師，碩士，主要從事加力燃燒室設(shè)計(jì)。