林宏軍(中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所 預(yù)先研究總體設(shè)計(jì)部，沈陽(yáng) 110015)

航空發(fā)動(dòng)機(jī)主燃燒室中的大孔(主燃孔或摻混孔)射流空氣對(duì)于燃燒室內(nèi)形成低速燃燒區(qū)域，增強(qiáng)油氣摻混、控制燃燒強(qiáng)度，獲得良好燃燒性能具有重要的作用[1-2]。以往由于摻混孔射流對(duì)主燃燒室出口溫度場(chǎng)具有調(diào)節(jié)作用，摻混孔對(duì)燃燒室影響規(guī)律研究已成為主燃燒室工程設(shè)計(jì)上所關(guān)注的重點(diǎn)問(wèn)題[3-6]，而主燃孔射流對(duì)燃燒區(qū)流場(chǎng)特性和燃燒特性影響的相關(guān)研究卻相對(duì)較少。隨著先進(jìn)低污染RQL(富油燃燒-猝熄-貧油燃燒)主燃燒室研發(fā)[7-8]，主燃孔射流對(duì)燃燒室流場(chǎng)和燃燒特性(尤其是污染排放)的影響再次引起了工程技術(shù)人員的關(guān)注[9-10]。

常規(guī)燃燒室的主燃區(qū)作為油氣摻混和燃油燃燒的主要區(qū)域，其流場(chǎng)的特征和燃燒特性將直接影響主燃燒室的綜合性能。Lefebvre[11]認(rèn)為，作為一般準(zhǔn)則，主燃孔射流從少數(shù)幾個(gè)大孔射入將可以獲得最好的燃燒穩(wěn)定性，而對(duì)于環(huán)形燃燒室，雖未明確制定火焰筒射流孔最佳數(shù)量的選取準(zhǔn)則，但是每個(gè)燃油噴嘴對(duì)應(yīng)一對(duì)相對(duì)的孔被認(rèn)為是最低的設(shè)計(jì)要求，而采用兩倍數(shù)量的大孔將更為合適；Dodds和Bahr[12]則強(qiáng)調(diào)，旋流器出口氣流、主燃孔射流和冷卻氣流的相互作用是影響燃燒的重要因素，主燃區(qū)作為燃燒室內(nèi)污染物排放的主要來(lái)源，研究射流對(duì)主燃區(qū)的影響，對(duì)主燃燒室排放的評(píng)定具有重要意義;Noyce 等人[13]則指出，主燃孔射流的射入方式對(duì)燃燒室出口的污染物排放水平產(chǎn)生主要的影響；金如山等人[14]則指出影響RQL燃燒室排放的關(guān)鍵在于射流空氣的動(dòng)量密流比J，而射流區(qū)的進(jìn)口環(huán)高和射流空氣的動(dòng)量密流比J可以通過(guò)CFD進(jìn)行初步設(shè)計(jì)。由此可見(jiàn)，采用數(shù)值模擬技術(shù)開(kāi)展主燃孔射流對(duì)主燃區(qū)燃燒流場(chǎng)影響的研究對(duì)于評(píng)估主燃燒室燃燒性能和排放水平，指導(dǎo)航空發(fā)動(dòng)機(jī)主燃燒室的設(shè)計(jì)具有重要意義。

1 計(jì)算模型和研究參數(shù)

1.1 簡(jiǎn)化的燃燒室計(jì)算模型

為了更好地研究主燃孔射流對(duì)主燃區(qū)燃燒流場(chǎng)和燃燒性能的影響，避免主燃燒室火焰筒中其它結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)研究結(jié)果產(chǎn)生的影響，在研究中采用簡(jiǎn)化的模型燃燒室(如圖1所示)，模型燃燒室主要由雙級(jí)旋流器和帶有大孔(模擬火焰筒主燃孔)的火焰筒構(gòu)成，且燃燒室的頭部和火焰筒壁均未布置冷卻孔。

模型燃燒室的橫截面為邊長(zhǎng)a=77 mm的正方形，燃燒室的總長(zhǎng)度為300 mm。頭部所采用的雙級(jí)旋流器能夠產(chǎn)生同軸、反旋的空氣旋流，燃燒室采用離心噴嘴進(jìn)行供油。研究中將旋流器出口平面作為研究的基準(zhǔn)平面(0平面)，沿火焰筒的軸線取4個(gè)射流平面(S1～S4平面)，相鄰兩個(gè)平面間距為25 mm；每個(gè)射流平面上設(shè)計(jì)有兩個(gè)正對(duì)的射流孔，射流孔為直徑φ13 mm的平孔。

圖1 燃燒室簡(jiǎn)化模型和關(guān)鍵截面示意圖

1.2 研究方案

研究中主要考慮射流平面到旋流空氣出口(0平面)的相對(duì)位置、主燃孔的進(jìn)氣結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒室主燃區(qū)中的回流區(qū)流場(chǎng)形狀和燃燒特性的影響規(guī)律。模型燃燒室的進(jìn)口狀態(tài)參數(shù)、射流空氣與主流的流量比及具體的研究方案如表1所示。

表1 計(jì)算狀態(tài)和燃燒室模型方案

(1)在射流位置的研究方面，選擇距離旋流器出口(基準(zhǔn)平面)1S～4S的4個(gè)射流位置方案，主燃孔采用無(wú)進(jìn)氣斗的平孔，將4個(gè)方案計(jì)算所獲得的射流燃燒結(jié)果與無(wú)射流的燃燒室流場(chǎng)和燃燒特性進(jìn)行對(duì)比分析。

(2)在主燃孔的進(jìn)氣結(jié)構(gòu)研究方面，主燃孔采用了如圖2所示的帶有進(jìn)氣斗的結(jié)構(gòu)，即主燃孔上將有部分進(jìn)氣結(jié)構(gòu)伸入火焰筒內(nèi)，其中進(jìn)氣斗a的前端伸入火焰筒，在射流空氣前形成保護(hù)，增加射流深度的同時(shí)，將射流向主燃孔的下游進(jìn)行引流。而進(jìn)氣斗b的后端伸入火焰筒內(nèi)，在射流空氣后形成阻礙，增加射流深度的同時(shí)，將射流向主燃孔的上游引流，射流空氣將與來(lái)流空氣產(chǎn)生對(duì)沖效應(yīng)。在研究中將對(duì)a，b兩種帶有進(jìn)氣斗結(jié)構(gòu)的主燃孔射流對(duì)主燃區(qū)流場(chǎng)和燃燒特性的影響與相同位置平孔射流的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

圖2 帶有進(jìn)氣斗的主燃孔結(jié)構(gòu)圖

2 計(jì)算方法

研究中首先針對(duì)基準(zhǔn)方案A的模型燃燒室主燃區(qū)的速度場(chǎng)(主要是回流區(qū))進(jìn)行了計(jì)算，并利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)采用不同湍流模型的數(shù)值模擬方法進(jìn)行了評(píng)估。PIV測(cè)試獲得的模型燃燒室局部區(qū)域(旋流器出口平面Z方向75*115 mm區(qū)域)的軸向速度場(chǎng)與采用不同湍流模型計(jì)算獲得的流場(chǎng)開(kāi)展了對(duì)比(如圖3、4所示)。通過(guò)對(duì)比可知：(1)研究所選用的湍流模型可以基本適用于燃燒室流場(chǎng)的計(jì)算；(2)采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型所計(jì)算的模型燃燒室的回流區(qū)和流場(chǎng)特性更接近試驗(yàn)的結(jié)果[15-16]。因此在后續(xù)數(shù)值模擬中采用基于壓力的隱式求解器和標(biāo)準(zhǔn)k-ε紊流模型對(duì)N-S方程進(jìn)行求解，從而獲得燃燒室的流場(chǎng)形態(tài)。

圖3 標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型計(jì)算流場(chǎng)與PIV獲得軸向速度場(chǎng)(Z方向)對(duì)比

圖4 Realizable κ-ε模型計(jì)算流場(chǎng)與PIV獲得軸向速度場(chǎng)(Z方向)對(duì)比

在航空發(fā)動(dòng)機(jī)主燃燒室的計(jì)算中，PDF作為一種噴即燃的燃燒模擬方法，能夠清晰地展現(xiàn)火焰交界的位置和溫度場(chǎng)的結(jié)構(gòu)[17],所以在計(jì)算中采用非預(yù)混燃燒和非預(yù)混化學(xué)平衡反應(yīng)PDF模型對(duì)燃燒場(chǎng)進(jìn)行求解。同時(shí)在計(jì)算中選取燃燒室入口和射流入口為質(zhì)量流量入口，燃燒室出口設(shè)為設(shè)置壓力出口。計(jì)算中將空氣作為不可壓理想流體處理,選用Jet-A型噴氣燃料(ASTM-1655)，該燃料與RP-3燃料(GB6537-94)的性質(zhì)相當(dāng)接近,而近壁處理則采用標(biāo)準(zhǔn)的壁面函數(shù)，采用P-1輻射模型[18-19]。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 射流位置對(duì)燃燒流場(chǎng)性能的影響

方案A～E主要針對(duì)模型燃燒室軸線上不同位置的主燃孔射流對(duì)其燃燒場(chǎng)的影響開(kāi)展了對(duì)比研究。計(jì)算獲得了如圖5所示的模型燃燒室軸向速度場(chǎng)云圖，其中黃色區(qū)域?yàn)榛亓鲄^(qū)(軸向速度≤0 m/s)。對(duì)比5個(gè)方案的中截面軸向速度場(chǎng)云圖，可以看出主燃孔射流對(duì)于截?cái)嘀髁?，促進(jìn)回流區(qū)的形成具有一定的作用。

當(dāng)射流位置距旋流器套筒出口平面的距離增大，回流區(qū)的長(zhǎng)度和低速區(qū)的面積呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。分析認(rèn)為當(dāng)射流位置距套筒出口平面較近時(shí)，射流空氣對(duì)主流產(chǎn)生截?cái)嘧饔茫亓鲄^(qū)長(zhǎng)度有所減短，但射流對(duì)原旋流空氣的回流區(qū)進(jìn)行了擠壓，致使回流區(qū)截面的寬度變小，回流區(qū)長(zhǎng)度相對(duì)增大，致使B方案的回流區(qū)較C、D、E方案增長(zhǎng)。而對(duì)于現(xiàn)有的旋流器結(jié)構(gòu)，在1S截面設(shè)置主燃孔射流(B方案)，雖然可以一定程度上減小回流區(qū)的長(zhǎng)度但效果并不明顯。當(dāng)主燃孔射流位置距套筒出口平面的距離進(jìn)一步增大(D、E方案)，射流對(duì)主流的截?cái)嘈Ч饾u減弱，回流區(qū)長(zhǎng)度增長(zhǎng)，截面寬度變大，這意味著主流空氣的駐留時(shí)間將有所增加，將有助于燃料與空氣的混合和燃燒，從而提高燃燒的效果。結(jié)合B～E方案回流區(qū)域的溫度場(chǎng)分布情況(見(jiàn)圖6所示)也可以看出主燃孔射流對(duì)主流的截?cái)嘧饔?，以及引起的頭部燃燒的增強(qiáng)，但隨射流位置距套筒出口平面距離的增大，高溫燃燒區(qū)域逐漸的增大，大量的燃燒出現(xiàn)模型燃燒室的中后部，燃燒室內(nèi)部所對(duì)應(yīng)的平均燃燒溫度則相對(duì)有所降低。

圖5 A～E方案中截面軸向速度和回流區(qū)對(duì)比

圖6 計(jì)算獲得的A～E方案的中截面溫度分布

研究中選取距離旋流器套筒出口平面200 mm的截面作為燃燒性能研究的關(guān)鍵截面(注:截面到旋流器套筒出口的距離與火焰筒頭部高度比與常規(guī)燃燒室設(shè)計(jì)所對(duì)應(yīng)的數(shù)值基本一致)，計(jì)算獲得相應(yīng)截面的溫度分布系數(shù)OTDF和NOx排放的數(shù)值如圖7所示。

圖7 A～E方案軸線200 mm平面上的OTDF和NOx排放

結(jié)合圖5 分析認(rèn)為隨著射流的加入，主燃孔射流對(duì)主燃區(qū)的燃燒流場(chǎng)產(chǎn)生了影響，射流與回流區(qū)產(chǎn)生相互作用，燃料與空氣的混合和燃燒增強(qiáng),燃燒效果提升，燃燒溫度分布趨于均勻,射流位置為1S、2S 時(shí)，模型燃燒室獲得了較好的燃燒出口溫度分布。隨著射流位置遠(yuǎn)離主燃區(qū)，射流空氣的作用減弱，出口溫度分布變差，尤其是4S時(shí)射流位置距關(guān)鍵截面距離過(guò)近，在射流空氣對(duì)主燃區(qū)影響減弱的同時(shí)，對(duì)關(guān)鍵截面產(chǎn)生的影響更為直接，OTDF參數(shù)急劇變差。同時(shí)結(jié)合燃燒溫度分布云圖(圖6)對(duì)比分析關(guān)鍵截面的NOx排放數(shù)值，可以看出射流對(duì)主流的截?cái)嘧饔脤?dǎo)致燃燒室頭部出現(xiàn)局部高溫區(qū)，使其NOx排放有所增加，但隨著射流位置距離套筒出口平面距離的增大，其高溫燃燒區(qū)域增大，平均燃燒溫度相對(duì)降低，因此NOx的排放水平隨著燃燒室平均燃燒溫度的降低而相應(yīng)的降低。

3.2 進(jìn)氣結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒流場(chǎng)性能的影響

在相同的射流位置和射流強(qiáng)度下,針對(duì)不同的射流孔進(jìn)氣孔結(jié)構(gòu)(方案I/J)對(duì)模型燃燒室的燃燒性能影響進(jìn)行了計(jì)算和分析,圖8、9為計(jì)算獲得的燃燒室中截面速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)分布云圖。

從速度場(chǎng)的分布可以看出采用伸入燃燒室的導(dǎo)流結(jié)構(gòu),其射流的穿透深度較無(wú)導(dǎo)流結(jié)構(gòu)(方案C)將有所增加，但主燃孔進(jìn)氣結(jié)構(gòu)對(duì)射流的導(dǎo)流方向不同，流場(chǎng)的形態(tài)也略有不同：當(dāng)向后導(dǎo)流時(shí)(I方案)，回流區(qū)的后端受到射流擠壓,回流區(qū)長(zhǎng)度較平孔結(jié)構(gòu)有所減短，回流區(qū)較為飽滿；而向前導(dǎo)流時(shí)(J方案)，回流區(qū)的中部受到射流擠壓,且擠壓強(qiáng)度較平孔方案增強(qiáng),回流區(qū)被擠壓加長(zhǎng)。分析認(rèn)為，射流孔為進(jìn)氣斗結(jié)構(gòu)時(shí)，有助于增加射流的深度和強(qiáng)度，進(jìn)而增大其對(duì)燃燒室流場(chǎng)的影響。當(dāng)進(jìn)氣斗向后導(dǎo)流時(shí)，射流主要作用于空氣旋流回流區(qū)的下游流場(chǎng)，射流強(qiáng)度受到前端導(dǎo)流部的限制，對(duì)空氣旋流回流區(qū)的影響相對(duì)較弱；而進(jìn)氣斗向前導(dǎo)流時(shí)，射流主要作用于空氣旋流回流區(qū)上中游流場(chǎng)，后端導(dǎo)流部分的深入長(zhǎng)度較大，則其射流強(qiáng)度增大，射流對(duì)燃燒室流場(chǎng)的影響則相對(duì)增強(qiáng)。參考圖9所示的溫度分布可以看出采用不同導(dǎo)流結(jié)構(gòu)時(shí),隨著射流強(qiáng)度的增大,燃燒室頭部將出現(xiàn)較為集中的高溫燃燒區(qū),射流區(qū)域則出現(xiàn)局部低溫燃燒區(qū)。當(dāng)主燃孔進(jìn)氣結(jié)構(gòu)為向前導(dǎo)流與向后導(dǎo)流及無(wú)導(dǎo)流結(jié)構(gòu)相比,燃燒室頭部的高溫燃燒區(qū)則更加的集中,而射流區(qū)域的低溫燃燒區(qū)則變得更加明顯。

圖8 C/I/J方案中截面軸向速度和回流區(qū)對(duì)比

圖10是不同導(dǎo)流結(jié)構(gòu)下的燃燒室性能的對(duì)比情況,從中可以看出隨著導(dǎo)流結(jié)構(gòu)下射流強(qiáng)度的增強(qiáng),射流對(duì)燃燒室的燃燒性能影響逐漸增強(qiáng),尤其是回流區(qū)的長(zhǎng)度變化將直接導(dǎo)致燃燒室截面的溫度分布明顯的變差。同時(shí)參考圖9可知，隨著射流強(qiáng)度的增大,頭部回流區(qū)內(nèi)燃燒范圍變小，燃燒強(qiáng)度加強(qiáng),出現(xiàn)高溫燃燒區(qū)域，導(dǎo)致燃燒室的NOx排放亦相應(yīng)的提高。

圖9 計(jì)算獲得C/I/J方案的中截面溫度分布

圖10 C/I/J方案在軸線200 mm平面的OTDF和NOx排放的計(jì)算數(shù)值對(duì)比

4 結(jié)論

基于簡(jiǎn)化的燃燒室模型,針對(duì)主燃孔射流對(duì)燃燒室主燃區(qū)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)和綜合燃燒性能的影響進(jìn)行了研究，通過(guò)多方案的數(shù)值模擬和對(duì)比分析,主要獲得如下結(jié)論：

(1)主燃孔射流將有助于縮短主燃區(qū)空氣回流區(qū)的長(zhǎng)度，同時(shí)將對(duì)燃燒室的出口溫度分布和NOx排放產(chǎn)生直接的影響。射流空氣對(duì)于調(diào)節(jié)燃燒室的出口溫度分布,提升燃燒性能具有一定的益處,但高強(qiáng)度的射流引入也會(huì)導(dǎo)致局部區(qū)域產(chǎn)生高溫燃燒區(qū),致使NOx排放提高；

(2)當(dāng)射流空氣作用于旋流回流區(qū)的前中部時(shí)，將破壞流場(chǎng)回流區(qū)的形態(tài),引起燃燒性能變差,因此在燃燒室設(shè)計(jì)中應(yīng)充分參考頭部旋流回流區(qū)的結(jié)構(gòu)和位置,選取合適的射流位置,以便獲得較好的燃燒性能；

(3)采用伸入流場(chǎng)內(nèi)具有導(dǎo)流功能的進(jìn)氣結(jié)構(gòu),將增強(qiáng)主燃孔射流對(duì)燃燒室流場(chǎng)的影響，不同的導(dǎo)流結(jié)構(gòu)將決定燃燒室流場(chǎng)和回流區(qū)的形態(tài),從而影響燃燒室的燃燒特性,總體看導(dǎo)流結(jié)構(gòu)引起射流強(qiáng)度的過(guò)度增大,將引起燃燒室的燃燒特性變差,因此在設(shè)計(jì)中采用射流導(dǎo)流結(jié)構(gòu)應(yīng)充分考慮其對(duì)空氣回流區(qū)的影響。

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