王文杰

基于燃?xì)廨啓C功重比大、機動性好、可靠性高和換裝快捷等特點，目前國際上先進(jìn)主戰(zhàn)艦艇普遍采用燃?xì)廨啓C作為主動力。在如今大型艦船領(lǐng)域中，使用簡單循環(huán)的燃?xì)廨啓C在功率覆蓋上并不能夠很好地滿足技術(shù)需要，然而直接進(jìn)行新機型的設(shè)計工作，存在著研制周期長、費用高等問題。因此，對現(xiàn)有的燃?xì)廨啓C進(jìn)行適當(dāng)改造，以滿足大功率發(fā)動機的需求是更為可行的方案。采用復(fù)雜循環(huán)方式改進(jìn)燃?xì)廨啓C，可以通過改進(jìn)循環(huán)的方式提高燃機系統(tǒng)總體性能。其中，間冷循環(huán)作為復(fù)雜循環(huán)的一種，其機構(gòu)簡單、可靠性高，普遍認(rèn)為是對原型機進(jìn)行改造的一個可行方案[1]。

采用間冷循環(huán)會使得燃燒室的噴油量大幅增加，造成容熱強度明顯提高，進(jìn)而導(dǎo)致火焰被拉長、燃燒室出口的溫度分布情況變差等問題，最終造成渦輪葉片壽命縮短[2-3]。針對這一點，需要對容熱強度提高后（即增容工況）的燃燒室進(jìn)行系統(tǒng)研究，對其燃燒流場進(jìn)行重新組織，為間冷循環(huán)技術(shù)的實施提供基礎(chǔ)[4]。對于燃燒的組織方面，需要從霧化特性、旋流器湍流脈動性能和燃料、空氣的強化摻混方法等多角度對該問題進(jìn)行研究。該研究的關(guān)鍵是在增加燃燒室容熱強度的同時，盡可能地縮小原型燃燒室的結(jié)構(gòu)尺寸，并使增容燃燒室的性能接近甚至超過原型機設(shè)計工況下的性能。

1 數(shù)學(xué)模型的分析與評價體系

近年來，隨著計算機技術(shù)和計算燃燒學(xué)的快速發(fā)展，利用數(shù)值模擬方法對燃燒室的設(shè)計性能參數(shù)進(jìn)行初步的評估，是一種有效縮短燃燒室設(shè)計周期的方法，能在降低成本的同時達(dá)到提高設(shè)計效率的目的。燃?xì)廨啓C燃燒室內(nèi)的燃燒過程涉及氣體的流動、液態(tài)燃料的霧化、蒸發(fā)及其與空氣的摻混、液氣兩相流的耦合、燃料的燃燒等過程。

1.1 某型燃?xì)廨啓C環(huán)形燃燒室結(jié)構(gòu)

某型艦用燃?xì)廨啓C的環(huán)形燃燒室結(jié)構(gòu)如圖1所示，由頭部軸向進(jìn)氣，經(jīng)過擴壓器進(jìn)入燃燒室，此擴壓器的軸向長度為150 mm，而后空氣一部分由頭部經(jīng)過一個兩級的斜切孔與徑向組合的旋流器一同進(jìn)入火焰筒中，在旋流器的下游區(qū)域形成中心回流區(qū)，在回流區(qū)中加強燃料噴嘴噴出的燃料液滴與一次空氣的摻混。火焰筒長度為250 mm，直徑為100 mm.還有一部分空氣經(jīng)火焰筒壁面的10個直徑為10 mm的主燃孔進(jìn)入火焰筒中，提供主燃區(qū)所需要的燃燒空氣，用于燃燒中的流場組織。一部分空氣通過40個直徑為8 mm的冷卻孔進(jìn)入火焰筒，對火焰筒壁面進(jìn)行保護(hù)，使火焰筒壁面的溫度不至于過高。該環(huán)形燃燒室沿圓周方向均布了20個火焰筒頭部，考慮到周向的對稱性，采用原火焰筒的1/20建立模型。

圖1 環(huán)形燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 模型建立

基于FLUENT軟件，采用RANS模擬方法，速度壓力耦合采用SIMPLE算法，組分、能量、動量和速度的離散均為二階迎風(fēng)差分格式。采用離散相模型對燃料的霧化、蒸發(fā)過程進(jìn)行模擬，燃燒過程采用EDC模型燃燒模型，使用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

使用ICEM軟件的六面體核心網(wǎng)格技術(shù)進(jìn)行了計算區(qū)域的網(wǎng)格劃分，并在壁面及旋流器等速度與濃度梯度較大的區(qū)域中采用了局部的網(wǎng)格加密，使其能夠捕捉到所需計算的參數(shù)，最終得到了網(wǎng)格形式如圖2為該模型的中截面網(wǎng)格圖。

圖2 環(huán)形燃燒室中截面網(wǎng)格圖

2 數(shù)值模擬及燃燒室增容改進(jìn)方向

2.1 標(biāo)準(zhǔn)工況與增容工況對比

標(biāo)準(zhǔn)工況與增容工況的邊界參數(shù)在表1中列出，由表中數(shù)據(jù)可見，增容工況的操作壓力增加，進(jìn)口的空氣流量增加，油氣比增加，燃料的流量為標(biāo)準(zhǔn)工況下燃料流量的兩倍左右。

表1 不同工況下的邊界參數(shù)對比

2.2 燃燒室增容改進(jìn)方向

通過計算原型機在增容工況下的燃燒性能，并與標(biāo)準(zhǔn)工況進(jìn)行比較，可以發(fā)現(xiàn)若不對原型燃燒室進(jìn)行優(yōu)化，會產(chǎn)生壓力損失增大，主燃區(qū)偏心，出口溫度分布不均勻的問題，下面將逐一分析這三個問題。

2.2.1 壓力損失

通過分別計算兩種工況下的壓力損失，標(biāo)準(zhǔn)工況下的進(jìn)出口總壓參數(shù)分別為3 512 745.5 Pa與3 350 247.69 Pa，壓力損失為4.63%；增容工況下的進(jìn)出口總壓分別為4 683 050.41 Pa與4 272 191.29 Pa，壓力損失為10.89%.通過對標(biāo)準(zhǔn)工況和增容工況下壓力損失對比，從中可以看出：增容工況下壓力損失增加了135%.一般情況下，燃燒室總壓損失每增加1%，燃油消耗量也會增加1%，工況變化引起的壓力損失將產(chǎn)生較高的燃油消耗量，需要對燃燒室進(jìn)行結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變，以適應(yīng)工況參數(shù)改變，從而減小甚至消除增高的壓力損失。

2.2.2 主燃區(qū)偏心

圖3為標(biāo)準(zhǔn)工況與增容工況下的中截面溫度場，可以看出增容工況下的溫度場主燃區(qū)偏離中軸線位置，主燃區(qū)產(chǎn)生明顯的偏心，并且發(fā)生了出口溫度分布的均勻性下降的情況，這都將會影響火焰筒壁面與渦輪葉片的壽命。有必要對增容后的燃燒室進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化、旋流器調(diào)整、流場組織等研究，以減少主燃區(qū)偏心。

圖3 標(biāo)準(zhǔn)工況和增容工況下中截面溫度場

2.2.3 出口溫度分布不均勻

表2給出了針對原型機的標(biāo)準(zhǔn)工況與增容工況下，燃燒室的燃燒效率和出口溫度分布系數(shù)。從表中數(shù)據(jù)可知，在增容工況下的燃燒效率和出口溫度分布系數(shù)都出現(xiàn)了明顯的惡化，出口徑向溫度分布參數(shù)甚至低于了燃機的燃燒室性能要求。有必要對增容后的燃燒室進(jìn)行詳細(xì)的流場組織和結(jié)構(gòu)參數(shù)研究，使增容后的燃燒室也能滿足常規(guī)先進(jìn)燃燒室的性能要求，以解決原型燃燒室增容后存在的火焰偏心、燃燒效率低、火焰較長、出口溫度場惡化等問題。

表2 標(biāo)準(zhǔn)工況和增容工況下的性能參數(shù)對比

3 結(jié)束語

基于某型燃?xì)廨啓C冷循環(huán)燃燒室間增容，通過數(shù)值模擬的方法，得到了燃燒室在標(biāo)準(zhǔn)工況和增容工況下的對比，從而提出了增容工況下燃燒室需在壓力損失、主燃區(qū)偏心和出口溫度分布不均勻等方面進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計，為間冷循環(huán)技術(shù)工程實踐提供了指導(dǎo)。

[1]張善科.船用間冷循環(huán)燃?xì)廨啓C性能仿真研究[D].哈爾濱：中國艦船研究院，2012.

[2]Daniele Cocco，Vittorio Tola.Performance evaluation of chemically recuperated gas turbine（CRGT）power plants fu elled by di-methyl-ether（DME） [J].Energy.2006，31：1446-1458.

[3]K.Sudhakar Reddy，D.N.Reddy，C.M.Vara Prasad.CFD Analysis of fuel distribution in concentric swirling flows in a reverse flow gas turbine combustor[C].ASME Turbo Expo 2006：Power for Land，Sea，and Air.Barcelona，Spain，2006.

[4]黃慶宏.汽輪機與燃?xì)廨啓C原理及應(yīng)用[M].南京：東南大學(xué)出版社，2005：404-407.