李鋒，郭瑞卿，李龍賢，劉濤，徐興平，高家春，尚守堂

（1.北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京100191；2.中航工業(yè)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)所，沈陽(yáng) 110015）

整流支板和火焰穩(wěn)定器的一體化設(shè)計(jì)加力燃燒室性能的數(shù)值模擬

李鋒1，郭瑞卿1，李龍賢1，劉濤2，徐興平2，高家春2，尚守堂2

（1.北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京100191；2.中航工業(yè)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)所，沈陽(yáng) 110015）

李鋒(1966)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事航空及沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室設(shè)計(jì)、紅外隱身、推力矢量控制等方向的研究工作。

針對(duì)高推重比、高隱身航空發(fā)動(dòng)機(jī)的技術(shù)需求，提出了1種帶氣膜冷卻的加力內(nèi)錐、整流支板和火焰穩(wěn)定器的加力燃燒室一體化設(shè)計(jì)方法，對(duì)一體化加力燃燒室的溫升、壁溫分布、總壓恢復(fù)系數(shù)、CO排放和燃燒效率分別進(jìn)行了計(jì)算。結(jié)果表明：該方法在保證加力燃燒室燃燒性能不變的前提下，能將現(xiàn)有的加力燃燒室長(zhǎng)度縮短1/5，并使加力內(nèi)錐壁溫降低33.3%。為實(shí)現(xiàn)高推重比、高隱身動(dòng)力技術(shù)提供了新的思路和研究方向。

加力燃燒室；整流支板；火焰穩(wěn)定器；一體化設(shè)計(jì)；加力內(nèi)錐；氣膜冷卻；航空發(fā)動(dòng)機(jī)

0 引言

新1代的殲擊機(jī)具有高機(jī)動(dòng)性和敏捷性，良好隱身能力、可操縱和可維護(hù)性，能實(shí)現(xiàn)超聲速巡航等特點(diǎn)。因此，要求其動(dòng)力系統(tǒng)的航空發(fā)動(dòng)機(jī)具有高推重比、良好隱身能力，并具有推力矢量功能。對(duì)于加力燃燒室來(lái)說(shuō)，要求其具有更高的內(nèi)涵進(jìn)口氣流溫度和低的耗油率，在非加力狀態(tài)下具有較低的流阻損失和較高的推進(jìn)效率，還需降低紅外輻射和加力燃燒室的可探測(cè)性。

采用加力燃燒室是提高航空發(fā)動(dòng)機(jī)推重比的重要技術(shù)手段,但是傳統(tǒng)的加力燃燒室噴油裝置和火焰穩(wěn)定器直接被安置在加力燃燒室主氣體流路中，不可避免地對(duì)堵塞主氣流產(chǎn)生堵塞，造成明顯的總壓損失，尤其是不開(kāi)加力時(shí)的“冷態(tài)”下流阻損失較大，導(dǎo)致其耗油率較高，不能長(zhǎng)期使用[1-4]。將加力燃燒室火焰穩(wěn)定器與渦輪后整流支板和帶氣膜冷卻的加力內(nèi)錐進(jìn)行一體化設(shè)計(jì)，可取消傳統(tǒng)加力燃燒室火焰穩(wěn)定器，大大減小非加力“冷態(tài)”下的流阻損失，縮短加力燃燒室長(zhǎng)度，減少附加質(zhì)量，提高發(fā)動(dòng)機(jī)的推重比[5-7]。另外，引外涵空氣冷卻整流支板和加力內(nèi)錐，可降低其壁溫，從而降低加力燃燒室的紅外輻射強(qiáng)度。該方案的突出優(yōu)點(diǎn)是在加力狀態(tài)下有利于穩(wěn)定燃燒；在非加力狀態(tài)下具有較小的流阻損失和較高的推進(jìn)效率，還能降低紅外輻射，有效縮短加力燃燒室長(zhǎng)度[8-13]。

本文介紹了整流支板與加力燃燒室的火焰穩(wěn)定器一體化設(shè)計(jì)方法，對(duì)采用一體化設(shè)計(jì)后加力燃燒室長(zhǎng)度縮短進(jìn)行了可行性分析。

1 數(shù)理模型的建立

1.1 物理模型的建立

新設(shè)計(jì)加力燃燒室的特點(diǎn)是在內(nèi)涵把整流支板與火焰穩(wěn)定器整合在一起，整流支板的葉型采用NACA（National Advisory Committee for Aeronautics，NACA）對(duì)稱(chēng)翼型設(shè)計(jì)[14]；在外涵把機(jī)匣支承與外火焰穩(wěn)定器整合在一起，取消了核心流中的噴油裝置和鈍體火焰穩(wěn)定器；在內(nèi)、外涵之間設(shè)置專(zhuān)門(mén)的聯(lián)焰裝置，同時(shí)利用穩(wěn)定器后突擴(kuò)及與外涵氣流的摻混作用形成漩渦回流區(qū)來(lái)穩(wěn)定火焰，將加力內(nèi)錐設(shè)計(jì)為尖錐，并對(duì)內(nèi)錐壁面進(jìn)行氣膜冷卻以降低整流支板和加力內(nèi)錐的壁溫，從而降低加力燃燒室的紅外輻射強(qiáng)度。通過(guò)對(duì)加力內(nèi)錐的結(jié)構(gòu)和冷卻方式進(jìn)行精心設(shè)計(jì)，可避免在加力內(nèi)錐后產(chǎn)生流動(dòng)分離和回流區(qū)，降低流動(dòng)損失，來(lái)滿足雷達(dá)和紅外隱身的需要。一體化加力燃燒室設(shè)計(jì)采用2種方案：（1）加力燃燒室長(zhǎng)度與V型穩(wěn)定器相同；（2）將加力燃燒室長(zhǎng)度縮短1/5，以便觀察一體化加力燃燒室對(duì)于縮短加力燃燒室長(zhǎng)度的效果。所設(shè)計(jì)的一體化加力燃燒室結(jié)構(gòu)和試驗(yàn)件如圖1所示?；趬毫Φ牟豢蓧嚎s流，對(duì)Realizable k-ε湍流模型、DDM噴霧模型、PDF燃燒模型、DO輻射模型和熱力型NOX排放模型等進(jìn)行了計(jì)算[15]。

圖1 一體化加力燃燒室結(jié)構(gòu)和試驗(yàn)件

1.2 網(wǎng)格劃分和邊界條件

1.2.1 計(jì)算域和網(wǎng)格劃分

一體化加力燃燒室計(jì)算域和網(wǎng)格分別如圖2、3所示。計(jì)算域選取加力燃燒室流場(chǎng)的1/8，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。計(jì)算域劃分為47個(gè)區(qū)，網(wǎng)格數(shù)約為130萬(wàn)，大部分區(qū)域?yàn)?面體網(wǎng)格，前擴(kuò)壓器局部幾何結(jié)構(gòu)較復(fù)雜的區(qū)域采用4面體網(wǎng)格填充。

1.2.2 邊界條件

所有的計(jì)算工況均取發(fā)動(dòng)機(jī)地面臺(tái)架狀態(tài)，加力燃燒室內(nèi)、外涵進(jìn)口和出口分別為壓力進(jìn)口和出口，側(cè)面為周期性邊界條件，加力內(nèi)錐冷卻采用外涵引氣，通過(guò)改變外涵壓力調(diào)節(jié)冷卻氣流。

圖2 一體化加力燃燒室計(jì)算域

圖3 一體化加力燃燒室計(jì)算網(wǎng)格

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 加力燃燒室溫度場(chǎng)

一體化加力燃燒室和V型穩(wěn)定器加力燃燒室的溫度場(chǎng)分別如圖4、5所示。計(jì)算結(jié)果表明，采用V型穩(wěn)定器加力燃燒室依靠鈍體產(chǎn)生的回流區(qū)形成值班火焰，進(jìn)而引燃整個(gè)反應(yīng)區(qū)，在出口處溫度場(chǎng)分布較均勻。采用一體化加力燃燒室可以實(shí)現(xiàn)整個(gè)流域內(nèi)的燃燒，火焰形狀較細(xì)長(zhǎng)，在燃燒室出口處表現(xiàn)為軸對(duì)稱(chēng)花瓣形。內(nèi)外涵火焰穩(wěn)定器后面可以形成值班火焰并引燃整個(gè)反應(yīng)區(qū)域，聯(lián)焰器在周向和徑向可以實(shí)現(xiàn)聯(lián)焰。

圖4 一體化加力燃燒室溫度場(chǎng)

圖5 V型穩(wěn)定器加力燃燒室溫度場(chǎng)

2.2 加力燃燒室壁溫

未冷卻的一體化加力燃燒室壁溫分布如圖6所示，氣膜冷卻加力內(nèi)錐壁溫分布如圖7所示，不同開(kāi)孔方式對(duì)壁溫的影響見(jiàn)表1。

圖6 未冷卻的一體化加力燃燒室壁溫分布

圖7 氣膜冷卻加力內(nèi)錐壁溫分布

表1 不同開(kāi)孔方式對(duì)壁溫的影響

由上述分析可知，未冷卻的加力內(nèi)錐和穩(wěn)定器的壁溫很高，氣膜冷卻可大幅降低該壁溫；開(kāi)孔方式對(duì)平均壁溫的影響很大，在開(kāi)孔率不變的條件下，采用φ=1.0mm，錯(cuò)排的方式冷卻效果最好,加力內(nèi)錐壁溫最高可下降33.3%（加力內(nèi)錐是加力燃燒室的重要紅外輻射源）。因此，采用氣冷內(nèi)錐的方法可大幅降低加力內(nèi)錐溫度，進(jìn)而降低加力燃燒室的紅外輻射強(qiáng)度。

2.3 總壓恢復(fù)系數(shù)

3種不同結(jié)構(gòu)加力燃燒室在非加力狀態(tài)和加力狀態(tài)下的總壓恢復(fù)系數(shù)分別如圖8、9所示。一體化加力燃燒室可明顯提高非加力狀態(tài)下的沿程總壓恢復(fù)系數(shù)。而在加力狀態(tài)下，前半段的總壓恢復(fù)系數(shù)雖然比V型穩(wěn)定器的小，但加力燃燒室出口總壓恢復(fù)系數(shù)比V型穩(wěn)定器的大。其原因可能是為了燃燒組織的需要，對(duì)整流支板進(jìn)行了修改造成前段的流阻損失較大，但由于取消了后面的火焰穩(wěn)定器，使得后段的流阻損失較小，從而使出口總壓恢復(fù)系數(shù)較大。

圖8 不同結(jié)構(gòu)加力燃燒室在非加力狀態(tài)下的總壓恢復(fù)系數(shù)

圖9 不同結(jié)構(gòu)加力燃燒室在加力狀態(tài)下的總壓恢復(fù)系數(shù)

因此，一體化加力燃燒室對(duì)提高加力燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)、減少流動(dòng)損失是有利的。

2.4 加力燃燒室溫升

3種不同結(jié)構(gòu)加力燃燒室在加力狀態(tài)下的溫升曲線如圖10所示。在相同的供油量條件下，3種不同結(jié)構(gòu)加力燃燒室在加力狀態(tài)下的總溫升效果差別不大，但一體化加力燃燒室可明顯加快溫升過(guò)程，有利于縮短加力燃燒室的長(zhǎng)度。

圖10 不同結(jié)構(gòu)加力燃燒室在加力狀態(tài)下的溫升曲線

2.5 加力燃燒室的CO排放

3種不同結(jié)構(gòu)加力燃燒室在加力狀態(tài)下的CO排放曲線如圖11所示。3條曲線差別不大，但采用短的一體化加力燃燒室可明顯降低CO沿程生成，有利于縮短加力燃燒室的長(zhǎng)度。

從圖10、11中可見(jiàn)，導(dǎo)致上述現(xiàn)象的原因可能是一體化加力燃燒室的燃燒組織方式更有利于燃油的霧化和燃燒，可從如圖12所示3種不同結(jié)構(gòu)加力燃燒室在加力狀態(tài)下的燃燒效率中得到進(jìn)一步驗(yàn)證。

2.6 加力燃燒室燃燒效率

燃燒效率的計(jì)算公式為

圖11 不同結(jié)構(gòu)加力燃燒室在加力狀態(tài)下CO排放曲線

圖12 不同結(jié)構(gòu)加力燃燒室在加力狀態(tài)下的燃燒效率

式中：UHC為燃燒產(chǎn)物中除CH4之外的未燃碳?xì)浠衔?，各成分之值為容積百分比。

在相同的供油量條件下，一體化加力燃燒室的燃燒組織方式更有利于燃油的霧化和燃燒，可明顯提高在加力狀態(tài)下的燃燒效率，在加力燃燒室長(zhǎng)度縮短1/5的前提下，一體化加力燃燒室的燃燒效率接近V型穩(wěn)定器的。因此，采用一體化加力燃燒室可縮短加力燃燒室的長(zhǎng)度。

3 結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)對(duì)比3種不同結(jié)構(gòu)加力燃燒室的計(jì)算結(jié)果可知，采用一體化加力燃燒室可以明顯改善發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室的性能。在加力燃燒室燃燒性能不變的前提下，能將現(xiàn)有的加力燃燒室長(zhǎng)度縮短1/5，采用φ=1.0mm、錯(cuò)排的方式冷卻,加力內(nèi)錐壁溫最高可下降33.3%。帶氣膜冷卻的加力內(nèi)錐、整流支板和火焰穩(wěn)定器一體化設(shè)計(jì)的加力燃燒室方案可為實(shí)現(xiàn)高推重比、高隱身動(dòng)力技術(shù)提供1種新的思路。

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Numercial Simulation of Characteristics for Aftrerburner with Integrated Flow Plate and Flam eho lder

LI Feng1，GUO Rui-qing1，LILong-xian1,LIU Tao2,XU X ing-ping2,
GAO Jia-chun2,SHANG Shou-tang2
（1.Schoolof Jet Propulsion,Beihang University,Beijing 100191,China；2.AVIC Shenyang Engine Design and Research Institute,Shenyang 110015,China）

Aiming at high thrust weight ratio and high stealthy aeroengine,the integrated design of afterburner with film cooling interior cone,frameplate and flameholder was conducted.The temperature rise,wall temperature distribution,total pressure recovery coefficient,CO emission and combustion efficiency of integrated afterburner were calculated.The simulation results show that the afterburner length contracts 1/5 and interior cone wall temperature decreases 33.3%.It helps to providea new way andmethod for achiving thehigh thrustweight ratioand high stealthy.

afterburner;flow plate;flameholder;integration design;interior cone;film cooling;aeroengine

航空重點(diǎn)基金（2010ZB06）資助

2012-02-29