高賢智，李 鋒，郭大鵬

超高溫升中心分級(jí)燃燒室設(shè)計(jì)及計(jì)算分析

高賢智1，李 鋒2，郭大鵬2

（1.上海電氣燃?xì)廨啓C(jī)有限公司研發(fā)部，上海200240；2.北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京100191）

針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)高推重比、高溫升的需求，提出1種中心分級(jí)旋流燃燒室的設(shè)計(jì)方案。在保證與現(xiàn)有單環(huán)腔燃燒室（SAC）進(jìn)出口尺寸、機(jī)匣尺寸限制不變的情況下，對(duì)設(shè)計(jì)模型進(jìn)行了3維數(shù)值模擬，并與現(xiàn)有的單環(huán)腔燃燒室數(shù)值模擬結(jié)果及試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析。研究結(jié)果表明：設(shè)計(jì)油氣比為0.045時(shí)，設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室溫升可達(dá)1356 K，出口溫度分布可達(dá)0.137，出口徑向溫度分布可達(dá)0.096；此外，與SAC相比，中心分級(jí)燃燒室可獲得更低的總壓損失，更低的出口溫度分布系數(shù)以及高工況下可獲得更高的燃燒效率；污染排放性能表明，中心分級(jí)燃燒室在慢車點(diǎn)CO排放比SAC的稍高，在設(shè)計(jì)點(diǎn)NOx排放按g/kg燃油計(jì)比SAC的低。

超高溫升；中心分級(jí)燃燒室；單環(huán)腔燃燒室；出口溫度分布；航空發(fā)動(dòng)機(jī)

0 引言

提高發(fā)動(dòng)機(jī)推重比的要求隨著技術(shù)發(fā)展持續(xù)增加。提高推重比最直接和最有效的方法一是提高發(fā)動(dòng)機(jī)壓比以提高循環(huán)效率，二是提高渦輪進(jìn)口溫度以提高單位推力。因此，燃燒室部件設(shè)計(jì)將向高溫升、高熱容的方向發(fā)展?，F(xiàn)代商用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的溫升水平在860 K左右，軍用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)（如F119）的溫升水平可達(dá)1050 K左右，燃燒室總油氣比分別為0.025和0.030；未來高推重比航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室溫升水平將達(dá)到1400 K甚至更高[1]，燃燒室總油氣比將達(dá)到0.047[2]，美國的發(fā)動(dòng)機(jī)(如F135和F136)的油氣比達(dá)0.046，最高可達(dá)0.062。

常規(guī)燃燒室（旋流杯頭部+主燃孔）受技術(shù)所限，僅能在最高油氣比不超過0.04時(shí)滿足一些關(guān)鍵性能需求，對(duì)于油氣比高于0.04（超高溫升）的燃燒室或低污染燃燒室這一類燃燒空氣百分?jǐn)?shù)大于60%的燃燒室而言，常規(guī)燃燒室的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)是無法滿足其要求的，為此需采用分級(jí)燃燒的方法[3]。

針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室高溫升的需求，可使用中心分級(jí)燃燒室設(shè)計(jì)方案。美國Mongia H C團(tuán)隊(duì)提出近化學(xué)恰當(dāng)比分段陶瓷中心分級(jí)回流燃燒室方案[4]，其主要設(shè)計(jì)特征是對(duì)燃油進(jìn)行中心分級(jí)，采用4級(jí)旋流對(duì)2級(jí)燃料進(jìn)行霧化和油氣混合，設(shè)計(jì)油氣比為0.053，溫升為1600 K，出口溫度分布系數(shù)為0.12，無可見冒煙，海平面慢車貧油熄火油氣比可達(dá)0.0012[5]。由此可見，中心分級(jí)燃燒室方案是解決高溫升燃燒室設(shè)計(jì)難點(diǎn)的1種有效方法。本文研究設(shè)計(jì)油氣比為0.045，溫升為1360 K時(shí)，采用中心分級(jí)燃燒室方案實(shí)現(xiàn)超高溫升燃燒室設(shè)計(jì)指標(biāo)的可行性，考察溫升水平、總壓損失、出口溫度分布、污染排放等性能是否滿足超高溫升燃燒室的設(shè)計(jì)指標(biāo)。為此，將原來的單環(huán)腔燃燒室[6-8]（旋流杯頭部+主燃孔/摻混孔）進(jìn)行了改型設(shè)計(jì)，將原有旋流杯結(jié)構(gòu)替換為中心分級(jí)旋流器結(jié)構(gòu)，采用3級(jí)旋流對(duì)2級(jí)燃料進(jìn)行霧化和油氣混合，在考慮燃燒室冒煙限制及貧油熄火限制的前提下對(duì)燃燒室空氣流量進(jìn)行了重新分配，取消了摻混孔，并在保持其它結(jié)構(gòu)一致的情況下對(duì)火焰筒頭部高度/頭部帽罩高度/火焰筒冷卻孔開孔面積進(jìn)行了調(diào)節(jié)[9-10]，其中，火焰筒頭部高度按等速度原則進(jìn)行設(shè)計(jì)（即保持中心分級(jí)燃燒室與SAC火焰筒平均流速相等）。對(duì)設(shè)計(jì)模型進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，并將計(jì)算結(jié)果與采用相同數(shù)理模型，具有相同主燃室擴(kuò)壓器尺寸、外機(jī)匣尺寸、以及燃燒室出口尺寸的SAC數(shù)值和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比[11-13]，以驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的可信度，并對(duì)比研究了設(shè)計(jì)高溫升中心分級(jí)燃燒室的各項(xiàng)燃燒性能。

1 中心分級(jí)燃燒室設(shè)計(jì)

1.1 中心分級(jí)旋流器的設(shè)計(jì)

中心分級(jí)旋流器的設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)如圖1所示。旋流器由2級(jí)燃油噴射及3級(jí)旋流器組成。第1級(jí)燃油噴嘴采用雙油路離心式噴嘴，在低工況時(shí)由副油路供油，在高工況時(shí)由主油路供油或由主、副油路同時(shí)供油。該噴嘴由2級(jí)反向旋轉(zhuǎn)的小旋流器包裹，其中第1級(jí)旋流器選用中等旋流數(shù)，順時(shí)針旋轉(zhuǎn)，用于提供氣量輔助壓力霧化噴嘴增強(qiáng)噴霧霧化質(zhì)量，防止燃油噴嘴唇部積炭；第2級(jí)旋流器旋流數(shù)較第1級(jí)的稍大，逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)，提供傳統(tǒng)中心回流區(qū)。第2級(jí)燃油噴嘴為預(yù)成膜式空氣霧化噴嘴，夾在第2、3級(jí)旋流器之間，第3級(jí)旋流器旋流數(shù)最高，逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)，與第2級(jí)旋流共同在預(yù)成膜式噴嘴唇部形成高速剪切層對(duì)薄油膜進(jìn)行剪切霧化，強(qiáng)化主燃級(jí)燃油的霧化和油氣混合[14-15]。

圖1 中心分級(jí)燃燒室頭部結(jié)構(gòu)

1.2 中心分級(jí)燃燒室氣量分配

參考目前燃燒室火焰筒及渦輪冷卻水平，確定燃燒室流量分配方案如下：為確定第1.1節(jié)所述特定燃燒組織方式，各旋流器流量占總氣量的39%，其分配方案見表1；總氣量的12.5%用作渦輪冷卻；余下總氣量的48.5%分配給主燃孔和冷卻孔，其中6%用作頭部冷卻，22.5%用于主燃孔，20%用于火焰筒冷卻孔。

表1 中心分級(jí)燃燒室頭部流量分配方案

由于有12.5%的渦輪冷卻氣量不參與燃燒，則頭部進(jìn)氣量占可用空氣量的比例為（39%+6%）/(1-12.5%)=51.43%，因此，頭部當(dāng)量比=0.045/0.5143×14.7=1.28625，富油頭部設(shè)計(jì)，頭部當(dāng)量比小于1.4，可以滿足抑制燃燒室燃?xì)饷盁煹男枨螅淮送?，由于旋流器采用特殊設(shè)計(jì)，若假設(shè)第1級(jí)旋流全部氣量和第2級(jí)旋流80%的氣量用于產(chǎn)生傳統(tǒng)旋流杯回流區(qū)，以達(dá)到穩(wěn)定火焰的目的，慢車油氣比為0.01，則其慢車時(shí)當(dāng)量比 =0.01×14.7/(0.055+0.115×0.8)=1.0，若按熄火油氣比為慢車時(shí)的50%來估計(jì)，則熄火時(shí)這一虛擬旋流杯當(dāng)量比為0.5，由此推測出熄火油氣比為0.005，可以滿足現(xiàn)在軍機(jī)對(duì)于熄火油氣比的要求。

1.3 中心分級(jí)燃燒室開孔面積設(shè)計(jì)

令設(shè)計(jì)燃燒室火焰筒總壓損失為3.5%，首先取燃燒室頭部冷卻氣膜孔流量系數(shù)為0.7，火焰筒冷卻氣膜孔流量系數(shù)為0.6，主燃孔流量系數(shù)為0.58，第1～3級(jí)旋流器流量系數(shù)分別為 0.69、0.65、0.65，根據(jù)流量公式

已知燃燒室進(jìn)口總壓為3388500 Pa，氣流密度為13.283 kg/m3，結(jié)合第1.2節(jié)所述火焰筒各排孔流量百分比，可計(jì)算出燃燒室火焰筒各排孔開孔面積。

結(jié)合旋流器流量分配經(jīng)驗(yàn)，各旋流器迎風(fēng)面積需按下式計(jì)算

式中：Ksw為旋流常數(shù)，取Ksw=1.3；Al為火焰筒橫截面積；θ為旋流器葉片安裝角；msw為各級(jí)旋流器流量。

由式（2）算得各旋流器迎風(fēng)面積。根據(jù)以上方法初次算得各排孔開孔面積建立3維燃燒室模型，計(jì)算各排孔流量，與第1.2節(jié)中1維流量分配結(jié)果比較。若結(jié)果不符，則根據(jù)3維計(jì)算結(jié)果對(duì)初始流量系數(shù)進(jìn)行修正，重新計(jì)算各排孔面積。重復(fù)以上步驟，直到3維流量分配結(jié)果與1維流量分配結(jié)果相同為止。

經(jīng)多次迭代計(jì)算，火焰筒各排孔面積和各旋流器迎風(fēng)面積分別為：頭部、火焰筒的冷卻氣膜孔面積分別為 1.49、5.75 cm2，主燃孔面積 6.86 cm2，第 1～3 級(jí)旋流器面積分別為2.33、4.89、12.35 cm2。由于計(jì)算域?yàn)閱晤^部，設(shè)計(jì)燃燒室由20個(gè)頭部構(gòu)成，以上開孔面積均為各孔排實(shí)際開孔面積的1/20。

1.4 燃油分級(jí)

預(yù)燃級(jí)從啟動(dòng)開始使用至轉(zhuǎn)級(jí)點(diǎn)；隨后，主燃級(jí)與預(yù)燃級(jí)共同作用至最大油氣比。取慢車油氣比與單環(huán)腔燃燒室相同，為0.013864，則燃油分配比例如下[3]

式中：φ為比例因子。

常規(guī)燃燒室的渦輪冷卻氣量為12.5%，參與燃燒的實(shí)際可用空氣量為87.5%，取φ=0.875，由式（3）、（4）計(jì)算可得，預(yù)燃級(jí)和主燃級(jí)的燃油比例分別為30%和70%。

1.5 分級(jí)燃燒的轉(zhuǎn)級(jí)

分級(jí)燃燒的轉(zhuǎn)級(jí)，即預(yù)燃級(jí)與主燃級(jí)共同工作的起始瞬間燃燒室總油氣比的值。

轉(zhuǎn)級(jí)前，僅值班級(jí)供油，轉(zhuǎn)級(jí)后，2級(jí)同時(shí)供油；要穩(wěn)定燃燒，轉(zhuǎn)級(jí)后2級(jí)的當(dāng)量比須大于最小穩(wěn)定燃燒的當(dāng)量比，對(duì)于高溫升燃燒室和低污染燃燒室，熄火當(dāng)量比為0.5，根據(jù)主燃級(jí)和預(yù)燃級(jí)氣量分配和主預(yù)燃級(jí)油量分配，轉(zhuǎn)級(jí)如圖2所示。轉(zhuǎn)級(jí)點(diǎn)取在0.018，可避免因分級(jí)點(diǎn)設(shè)在較大工況時(shí)對(duì)加速性的影響。

對(duì)于中心分級(jí)燃燒室來說，還可以采用軟分級(jí)，使分級(jí)點(diǎn)總油氣比更低。

圖2 中心分級(jí)燃燒室預(yù)燃級(jí)與主燃級(jí)當(dāng)量比隨燃燒室總油氣比的變化

2 網(wǎng)格和物理模型

2.1 物理模型的建立

對(duì)主燃燒室進(jìn)行全流程3維帶回流的湍流兩相流定常仿真計(jì)算，計(jì)算域包括擴(kuò)壓器、2股流道、火焰筒頭部和火焰筒及旋流器等，同時(shí)真實(shí)模擬火焰筒上的主燃孔和摻混孔的形狀和位置；計(jì)算中將空氣作為不可壓理想流體處理，以航空煤油為燃料，采用FLUENT軟件中適用于強(qiáng)旋流流動(dòng)計(jì)算的Realizable k-ε湍流模型（近壁處理采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)）、DDM（discrete drop model） 噴 霧 模 型 、PDF（probability density function）燃燒模型、DO（discrete ordinates）輻射模型、熱力型NOx排放模型進(jìn)行計(jì)算。微分方程的離散采用SIMPLE方法，應(yīng)用2階迎風(fēng)差分格式。

2.2 網(wǎng)格劃分和計(jì)算邊界

2.2.1 計(jì)算域和網(wǎng)格劃分

中心分級(jí)燃燒室結(jié)構(gòu)及計(jì)算域如圖3所示。

圖3 中心分級(jí)燃燒室結(jié)構(gòu)和網(wǎng)格

超高溫升中心分級(jí)燃燒室設(shè)計(jì)為20個(gè)頭部，分成97個(gè)體，總網(wǎng)格數(shù)目240萬，混合網(wǎng)格；SAC設(shè)計(jì)為20個(gè)頭部，分成64個(gè)體，總網(wǎng)格數(shù)目為166萬，混合網(wǎng)格。文獻(xiàn)[11]、[12]對(duì)網(wǎng)格獨(dú)立性進(jìn)行了探討。

2.2.2 邊界條件

為了與SAC數(shù)值和試驗(yàn)性能進(jìn)行對(duì)比，在進(jìn)行邊界條件設(shè)置時(shí)，對(duì)設(shè)計(jì)超高溫升中心分級(jí)燃燒室采用了與SAC相同的進(jìn)、出口邊界條件，其邊界條件的設(shè)置見表2、3。

表2 進(jìn)口邊界條件

表3 出口邊界條件 kg/s

流體域的側(cè)壁設(shè)置為旋轉(zhuǎn)周期邊界條件，參考?jí)毫c(diǎn)設(shè)置在擴(kuò)壓器入口；壁面非滑移；機(jī)匣以及擴(kuò)壓器壁面設(shè)為絕熱壁面，其他壁面均設(shè)置為輻射壁面，內(nèi)、外部輻射率分別設(shè)為0.7、0.8，外部輻射溫度均設(shè)為860 K；中心分級(jí)燃燒室設(shè)計(jì)油氣比為0.045，SAC設(shè)計(jì)油氣比為0.02674（均按可用空氣量計(jì)算，即排除12.5%的渦輪用氣）；二者慢車油氣比均取為0.01386。

3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)對(duì)比評(píng)估

由于尚未開展針對(duì)設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室的部件試驗(yàn)，對(duì)采用上述數(shù)理模型的單環(huán)腔燃燒室數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比研究，以驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的可信度。單環(huán)腔燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)隨進(jìn)口速度系數(shù)變化的部件試驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值計(jì)算結(jié)果如圖4所示。從圖中可見，總壓恢復(fù)系數(shù)隨進(jìn)口馬赫數(shù)的增大而減小，計(jì)算的總壓恢復(fù)系數(shù)比試驗(yàn)值偏低，在設(shè)計(jì)點(diǎn)相差3%。

圖4 燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)隨進(jìn)口速度系數(shù)的變化

由部件試驗(yàn)得到的徑向溫度分布曲線與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的比較如圖5所示。從圖中可見二者變化規(guī)律一致。計(jì)算與試驗(yàn)的溫度場指標(biāo)的比較見表4。從表中可見，燃燒室出口溫度分布系數(shù)（FOTDF）指標(biāo)符合較好，而計(jì)算給出的燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)（FRTDF）指標(biāo)偏大。此外，計(jì)算得到的出口截面的燃燒效率為99.2%，與試驗(yàn)值相當(dāng)接近。

綜上，所選數(shù)理模型對(duì)燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)的預(yù)測值比試驗(yàn)值稍低；對(duì)FOTDF、燃燒效率的預(yù)測較為準(zhǔn)確；FRTDF變化趨勢一致，但在壁面附近偏差較大，這是由于試驗(yàn)時(shí)熱電偶受側(cè)壁輻射及熱傳導(dǎo)的影響所致，總體指標(biāo)較試驗(yàn)值偏大。

試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)的對(duì)比說明仿真結(jié)果有一定可信度，所選數(shù)理模型可有效用于設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室燃燒性能的預(yù)測和方案篩選。文獻(xiàn)[7-8]驗(yàn)證了采用熱力型NOx排放模型對(duì)燃燒室NOx排放進(jìn)行趨勢預(yù)測，比較了不同燃燒室條件下NOx排放。

圖5 單環(huán)腔燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)

表4 計(jì)算值與試驗(yàn)值的比較

4 燃燒室性能分析

4.1 總壓恢復(fù)系數(shù)

設(shè)計(jì)點(diǎn)2種燃燒室的總壓恢復(fù)系數(shù)計(jì)算結(jié)果見表5。

表5 設(shè)計(jì)點(diǎn)中心分級(jí)、SAC總壓恢復(fù)系數(shù)

從表中可見，設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室在內(nèi)、外環(huán)腔出口的總壓恢復(fù)系數(shù)與單環(huán)腔燃燒室的相當(dāng)，但設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室火焰筒出口的總壓恢復(fù)系數(shù)卻明顯高于單環(huán)腔火焰筒出口的。這是由于燃燒室火焰筒總開孔面積增加的原因，這一點(diǎn)可以從表6給出的各排孔面積分別為單頭部扇形域各級(jí)旋流器和火焰筒各排孔所對(duì)應(yīng)進(jìn)氣面積中看出。設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室火焰筒總開孔面積為33.66 cm2，SAC火焰筒總開孔面積為24.33 cm2，表明設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室總壓損失小的主要原因是火焰筒總開孔面積增加。

表6 中心分級(jí)、SAC開孔面積對(duì)比 cm2

4.2 燃燒效率

以航空煤油為燃料，火焰筒內(nèi)燃燒效率分布如圖6所示，并見表7。

圖6 中心分級(jí)燃燒室設(shè)計(jì)狀態(tài)火焰筒內(nèi)燃燒效率分布

表7 設(shè)計(jì)點(diǎn)中心分級(jí)、SAC燃燒效率

從表7中可見，在SAC設(shè)計(jì)點(diǎn)，中心分級(jí)燃燒室燃燒效率與SAC的相當(dāng)；在中心分級(jí)燃燒室設(shè)計(jì)點(diǎn)，中心分級(jí)燃燒室燃燒效率比SAC的高。由此表明，設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室在高油氣比條件下比SAC具有更高的燃燒效率。此外，從表7中還可見，隨著中心分級(jí)燃燒室油氣比的增大，燃燒效率略有降低，這是由燃燒室溫升升高所造成的[5]。

4.3 沿流程截面溫度分布

燃燒室沿流程截面溫度分布如圖7所示。

圖7 中心分級(jí)燃燒室沿流程截面總溫分布

從圖7中可見，中心分級(jí)燃燒室總溫沿流程升高，經(jīng)主燃孔補(bǔ)燃摻混后，未燃CH化合物在主燃孔后段組織燃燒使燃燒室溫升升高，到達(dá)燃燒室出口截面時(shí)，出口截面平均總溫達(dá)到2217 K，燃燒室進(jìn)口溫度為861 K，說明所設(shè)計(jì)的超高溫升中心分級(jí)燃燒室溫升可達(dá)1356 K，基本滿足超高溫升燃燒室溫升需求。

4.4 燃燒室出口溫度分布

4.4.1 燃燒室出口溫度分布系數(shù)（FOTDF）

中心分級(jí)燃燒室出口溫度分布如圖8所示。中心分級(jí)燃燒室與SAC的出口溫度分布系數(shù)FOTDF的對(duì)比見表8。

圖8 中心分級(jí)燃燒室出口溫度分布

表8 中心分級(jí)、SAC出口溫度分布系數(shù)

從表8和圖8中可見，中心分級(jí)燃燒室在設(shè)計(jì)點(diǎn)（0.045油氣比）的FOTDF可達(dá)0.137，基本滿足超高溫升燃燒室的設(shè)計(jì)要求[12]；在中心分級(jí)燃燒室設(shè)計(jì)點(diǎn)時(shí)，中心分級(jí)燃燒室的FOTDF為0.137，比SAC的低；在SAC設(shè)計(jì)點(diǎn)（0.0267油氣比），中心分級(jí)燃燒室的FOTDF可達(dá)0.123，也比SAC的低。說明設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室在2種油氣比條件下均可獲得比SAC更低的FOTDF；表明設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室由于其特殊的旋流燃燒組織方案及其摻混孔的取消可以取得比SAC更低的出口溫度分布系數(shù)。此外，在慢車狀態(tài)下中心分級(jí)的FOTDF為0.245，也在可接受范圍之內(nèi)。

4.4.2 燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)（FRTDF）

中心分級(jí)燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)FRTDF如圖9所示。中心分級(jí)燃燒室、SAC的出口徑向溫度分布系數(shù)FRTDF的對(duì)比見表9。

圖9 中心分級(jí)燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)（F RTDF）

表9 中心分級(jí)、SAC出口徑向溫度分布系數(shù)

從圖9和表9中可見，無論在設(shè)計(jì)點(diǎn)工況還是慢車工況下，中心分級(jí)燃燒室出口徑向溫度系數(shù)均低于0.1，基本滿足超高溫升燃燒室的設(shè)計(jì)需求；無論在SAC設(shè)計(jì)點(diǎn)還是在中心分級(jí)設(shè)計(jì)點(diǎn)，中心分級(jí)FRTDF均比單環(huán)腔FRTDF的計(jì)算結(jié)果低，而單環(huán)腔FRTDF試驗(yàn)值小于計(jì)算值，由此推斷中心分級(jí)FRTDF試驗(yàn)值也有比計(jì)算值低的趨勢，說明中心分級(jí)燃燒室比SAC具有更低的出口徑向溫度分布系數(shù)。

4.5 污染排放

4.5.1 CO排放

在慢車工況下中心分級(jí)燃燒室、SAC、TAPS（雙環(huán)預(yù)混旋流燃燒室）出口CO排放見表10。

表10 3種燃燒室出口在慢車工況下CO排放

TAPS的排放數(shù)據(jù)為課題組前期計(jì)算結(jié)果。從表10中可見，中心分級(jí)燃燒室在慢車工況下的CO排放比SAC的高一些，比TAPS的稍低，原因是中心分級(jí)燃燒室在低工況下值班級(jí)為富油當(dāng)量比設(shè)計(jì)，沒有充分燃燒的燃油從套筒出來后受到主燃級(jí)新鮮氣流的淬熄作用，導(dǎo)致中心分級(jí)燃燒室CO排放比傳統(tǒng)SAC的偏高，這與TAPS的計(jì)算結(jié)果一致，因?yàn)門APS也是1種中心分級(jí)燃燒室。

4.5.2 NOx排放

在設(shè)計(jì)狀態(tài)（燃燒室進(jìn)口總溫、總壓、流量均保持不變）下，中心分級(jí)燃燒室、SAC出口的NOx排放隨總油氣比的變化如圖10和圖11所示。

圖10 中心分級(jí)燃燒室NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨總油氣比的變化

從圖10可以看出，NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨燃燒室總油氣比的增大而逐漸減小，中心分級(jí)燃燒室設(shè)計(jì)點(diǎn)（總油氣比0.045）NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.0028，SAC設(shè)計(jì)點(diǎn)（總油氣比0.0267）NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.0024（圖中未示出），兩者相當(dāng)。按g/kg燃油計(jì)時(shí)NOx排放隨油氣比的變化關(guān)系如圖11所示，NOx排放按g/kg燃油計(jì)也隨燃燒室總油氣比的增大而減小，到達(dá)設(shè)計(jì)油氣比0.045時(shí)，中心分級(jí)燃燒室NOx排放較SAC設(shè)計(jì)油氣比（0.0267）時(shí)低。因缺乏單環(huán)腔燃燒室0.037、0.045油氣比時(shí)的排放數(shù)據(jù)，未考慮單環(huán)腔燃燒室NOx排放隨油氣比的變化關(guān)系。

圖11 中心分級(jí)燃燒室NOx排放隨總油氣比的變化

5 結(jié)論

在設(shè)計(jì)油氣比為0.045的情況下，進(jìn)行了超高溫升中心分級(jí)燃燒室的設(shè)計(jì)，利用常規(guī)SAC數(shù)值和試驗(yàn)性能結(jié)果對(duì)比研究了設(shè)計(jì)超高溫升燃燒室的各項(xiàng)燃燒和排放性能。結(jié)果表明：

（1）中心分級(jí)燃燒室在設(shè)計(jì)點(diǎn)時(shí)的溫升可達(dá)1356 K，出口溫度分布可達(dá)0.137，出口徑向溫度分布可達(dá)0.096；

（2）由于增加了設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室火焰筒總開孔面積，獲得比SAC更高的總壓恢復(fù)系數(shù)；因取消設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室特殊的旋流燃燒組織方案和摻混孔，獲得比SAC更低的燃燒室出口溫度分布系數(shù)、出口徑向溫度分布系數(shù)以及在高油氣比條件下獲得比SAC更高的燃燒效率；污染排放性能表明，中心分級(jí)燃燒室在慢車工況下CO排放比SAC的稍高，NOx排放按g/kg燃油計(jì)隨燃燒室油氣比的增大而減小，到達(dá)設(shè)計(jì)工況0.045油氣比時(shí)，NOx排放按g/kg燃油計(jì)較SAC設(shè)計(jì)油氣比（0.0267）時(shí)的低。

（3）為了達(dá)到高溫升燃燒室火焰筒冷卻需求，在高溫升燃燒室火焰筒冷卻方面已開展大量研究。本研究尚未對(duì)設(shè)計(jì)中心分級(jí)燃燒室火焰筒冷卻方案進(jìn)行設(shè)計(jì)優(yōu)化，可在利用更先進(jìn)的冷卻方案解決火焰筒耐熱問題方面開展研究。

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Design and Computational Analysis of Ultra-High Temperature Rise Concentric Staged Combustor

GAO Xian-zhi1， LI Feng2， GUO Da-peng2
（1.Research and Development Department,Shanghai Electric Gas Turbine Co.,Ltd,Shanghai 200240,China;2.School of Jet Propultion,Beihang University,Beijing 100191,China）

Based on the increasing demand for high thrust-to-weight ratio and high temperature rise aircraft engines,a design method of concentric staged combustor was proposed.In ensuring the same inlet/exit size and case size with single annular combustor(SAC),threedimensional reaction flow simulation were conducted on the design model with the fluent software.Finally，the capability was compared and analyzed with the numerical simulation results and experimental results obtained from SAC.The results show that,at the design fuel/air ratio of 0.045,the temperature rise of design concentric staged combustor is 1356 K,outlet temperature is 0.137,and exit temperature distribution factor is 0.096,which can meet the design requirment of ultra-high temperature rise combustor.In addition,compared to SAC,the concentric staged combustor can obtain higher total pressure recovery coefficient,lower outlet temperature,fine profile factor,and higher combustion efficiency at high power state.Pollution emissions performance shows that COemissions of the concentric staged combustion is slightly higher than that of the SACat idle condition,and the NOx emissionsislower than the ones of the SACat design condition.

ultra-high temperature； concentric staged combustor； single annual combustor；outlet temperature profile；aeroengine

V231.1

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2015.01.002

2013-11-12 基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金（50476005）資助

高賢智（1988），男，碩士，從事高溫升燃燒室設(shè)計(jì)及數(shù)值模擬、重型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室設(shè)計(jì)及試驗(yàn)工作；E-mail:gao_xz@126.com。

高賢智，李鋒，郭大鵬.超高溫升中心分級(jí)燃燒室設(shè)計(jì)及計(jì)算分析[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2015，41（1）：9-15.GAOXianzhi，LIFeng,GUODapeng.Design and computational analysisof ultra-high temperatureriseconcentric staged combustor[J].Aeroengine，2015，41（1）：9-15.

（編輯：趙明菁）