孫明山 ，張 鑫 ，唐 豪 ，劉 禹

（1.南京航空航天大學(xué)江蘇省航空動(dòng)力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210016；2.中國航發(fā)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽110015）

0 引言

超緊湊燃燒室（UCC）采用二次氣流傾斜射流注入燃燒環(huán)，燃油周向旋流燃燒，可極大縮短燃燒室長度，減輕燃燒室質(zhì)量，提高發(fā)動(dòng)機(jī)推重比。1973年Lewis[1]首次提出離心運(yùn)動(dòng)加速火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊男魅紵碚摚籞elina[2]試驗(yàn)證實(shí)了超緊湊燃燒室的火焰長度較傳統(tǒng)燃燒室的可縮短50%；Siriginano[3]對(duì)超緊湊燃燒室應(yīng)用于渦輪級(jí)間燃燒室以提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱力性能進(jìn)行了研究。近年來美國空軍實(shí)驗(yàn)室持續(xù)推進(jìn)超緊湊燃燒實(shí)際應(yīng)用的研究：Bohan[4]提出復(fù)合導(dǎo)向葉片，以期將超緊湊燃燒室應(yīng)用于主燃燒室，縮短主燃燒室長度；Wilson[5-6]提出了低Rayleigh損失中心體概念；2013年Cornad[7-8]首次提出了擴(kuò)壓分流器概念，實(shí)現(xiàn)了主次流軸向進(jìn)氣，有效減小了燃燒室徑向尺寸，極大推進(jìn)了超緊湊燃燒室的實(shí)際應(yīng)用；Miranda[9]基于Cornad實(shí)驗(yàn)裝置研究了擴(kuò)壓分流器內(nèi)外環(huán)面積比與內(nèi)外環(huán)流量的關(guān)系，表明主次流流量受面積比影響較??；2015年Cottle[10]提出在擴(kuò)壓分流器主流通道加置節(jié)流盤控制流量分配，試驗(yàn)和數(shù)值分析表明節(jié)流盤可以有效控制內(nèi)外環(huán)流量，進(jìn)口流量對(duì)內(nèi)外環(huán)分配比影響較小；同年，Cottle[11]研究了節(jié)流盤開口大小及方向?qū)θ紵覂?nèi)燃燒流動(dòng)特性的影響，表明節(jié)流盤對(duì)燃燒室總壓損失的影響較小，可有效增加燃燒環(huán)內(nèi)燃燒產(chǎn)物向主流通道徑向遷移的速度。節(jié)流盤作為有效的二次流旋流控制結(jié)構(gòu)，對(duì)主次流軸向進(jìn)氣超緊湊燃燒室性能的提高有重要意義。超緊湊燃燒室燃燒環(huán)內(nèi)旋流渦流燃燒特性作為關(guān)鍵的性能特性受節(jié)流盤的影響未見文獻(xiàn)報(bào)道。

本文基于文獻(xiàn)[11]中Cottle提出的超緊湊燃燒室原型結(jié)構(gòu)，采用計(jì)算流體力學(xué)方法分析了燃燒環(huán)內(nèi)旋流渦流燃燒組織機(jī)制，并進(jìn)一步探究文獻(xiàn)[11]未涉及的節(jié)流盤對(duì)旋流渦流燃燒特性的影響，為基于旋流渦流燃燒特性主次流軸向進(jìn)氣超緊湊燃燒室的進(jìn)一步結(jié)構(gòu)改型設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)。

1 模型結(jié)構(gòu)

主次流軸向進(jìn)氣超緊湊燃燒室結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由擴(kuò)壓分流器、燃燒環(huán)、節(jié)流盤及中心體組成?？諝庋剡M(jìn)口進(jìn)入燃燒室，經(jīng)分流器分為核心流和二次流，二次流傾斜進(jìn)入燃燒環(huán)，與燃燒環(huán)上方注入的丙烷混合后旋流燃燒，核心流經(jīng)節(jié)流盤進(jìn)入導(dǎo)向葉片通道與燃燒環(huán)燃燒產(chǎn)物摻混，混合氣隨后沿導(dǎo)向器通道排出。

圖1 主次流軸向進(jìn)氣超緊湊燃燒室結(jié)構(gòu)

模型總長為249 mm，燃燒環(huán)直徑為159 mm，中心體長102 mm，擴(kuò)壓器長127 mm。參考截面如圖2所示，D1位于擴(kuò)壓器進(jìn)口下游30 mm處，C1、C2分別位于距離燃燒環(huán)前后壁面5 mm處。

圖2 軸向參考截面位置

節(jié)流盤尺寸如圖3所示，節(jié)流盤的節(jié)流比例系數(shù)λ的定義及節(jié)流盤的開口面積為

式中：AJPK為節(jié)流盤開口面積；AZT為主流通道面積；AeJK為二次流進(jìn)氣孔面積；AeT為二次流通道面積。

節(jié)流比例系數(shù)為5和4的節(jié)流盤對(duì)比如圖4所示。不同節(jié)流盤開口中線半徑一致，節(jié)流比例系數(shù)等于8時(shí)為無節(jié)流狀態(tài)，節(jié)流比例系數(shù)越小，節(jié)流效應(yīng)越強(qiáng)。

圖3 節(jié)流盤尺寸標(biāo)注

圖4 λ=5（左）和 λ=4（右）的節(jié)流盤

2 數(shù)值方法

2.1 計(jì)算域及網(wǎng)格

采用的非結(jié)構(gòu)四面體計(jì)算網(wǎng)格如圖5所示。局部區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，控制壁面y+在100以內(nèi)，經(jīng)網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證確定網(wǎng)格數(shù)量為650萬。

圖5 計(jì)算域

2.2 計(jì)算模型及方法

采用Fluent16.1進(jìn)行計(jì)算[12]。湍流模型采用realizable k-ε模型[13-14]，近壁區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。燃燒反應(yīng)速率模型采用渦耗散（EDM）模型，采用丙烷單步反應(yīng)，其反應(yīng)方程式為

2.3 邊界條件及計(jì)算工況

進(jìn)口邊界條件為質(zhì)量進(jìn)口，出口邊界條件為壓力出口，部分進(jìn)口邊界條件見表1。

分別選取富油和貧油2個(gè)工況，計(jì)算工況見表2。

表1 進(jìn)、出口邊界條件

表2 計(jì)算工況

2.4 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證

以出口截面（x/L=0.77）沿y軸的溫度分布作為比較參數(shù)，λ=5、φ=1.37條件下的計(jì)算結(jié)果如圖6所示。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，309萬網(wǎng)格模型在截面上方溫度明顯較高，部分區(qū)域溫度值較902萬網(wǎng)格模型高達(dá)300 K，而502萬、650萬及902萬網(wǎng)格模型溫度分布基本一致，選取650萬網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算分析。

2.5 計(jì)算結(jié)果的有效性驗(yàn)證及分析

核心流流量的本文計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[11]試驗(yàn)及仿真結(jié)果對(duì)比如圖7所示。文獻(xiàn)的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與本文的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相比均偏高，本文計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的最大誤差在15%左右，與文獻(xiàn)[11]的計(jì)算結(jié)果基本一致。燃燒環(huán)參考截面C1處溫度場分布本文計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[11]計(jì)算結(jié)果的對(duì)比如圖8所示。從圖中可見，高溫區(qū)分布基本一致，驗(yàn)證了本文數(shù)值仿真的有效性與準(zhǔn)確性。

圖6 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證結(jié)果

圖7 核心流流量對(duì)比

圖8 C1位置溫度場比較

3 計(jì)算結(jié)果與分析

對(duì)3種不同節(jié)流比例系數(shù)模型采用以上方法進(jìn)行仿真計(jì)算，得到超緊湊燃燒室速度、溫度、壓力及燃燒流動(dòng)特性。

3.1 擴(kuò)壓分流器流場分析

節(jié)流比例系數(shù)分別為8、5時(shí)擴(kuò)壓分流器及燃燒環(huán)內(nèi)壓力場的分布分別如圖9、10所示。從圖中可見，加置節(jié)流盤引起燃燒環(huán)下部主流形成低壓區(qū)，增加了擴(kuò)壓器外環(huán)通道與燃燒環(huán)的壓差，實(shí)現(xiàn)了內(nèi)外環(huán)空氣流量的有效控制。此外，節(jié)流盤同時(shí)還增加了燃燒環(huán)與主流通道的壓力梯度。

圖9 λ=8時(shí)擴(kuò)壓器及燃燒環(huán)的壓力分布

圖10 λ=5時(shí)擴(kuò)壓器及燃燒環(huán)的壓力分布

參考截面D1處燃燒環(huán)當(dāng)量比φ=1.37條件下軸向速度分布曲線如圖11所示。擴(kuò)壓器中環(huán)分流面（圖2）下方為核心流通道速度分布，分流面上方為二次流通道速度分布。從圖中可見，隨著節(jié)流比例系數(shù)λ的減小，節(jié)流效應(yīng)增強(qiáng)，核心流流速減小，二次流流速增加，相應(yīng)地核心流流量減小，二次流流量增加。

圖11 擴(kuò)壓器D1處氣流軸向速度分布

由于節(jié)流盤后方會(huì)形成低壓區(qū)，節(jié)流效應(yīng)會(huì)引起整個(gè)燃燒室壓力損失性能的變化。燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)隨節(jié)流比例系數(shù)的變化曲線如圖12所示，分別對(duì)貧油燃燒及富油燃燒2種燃燒狀態(tài)進(jìn)行分析和計(jì)算。從圖中可見，隨著節(jié)流比例系數(shù)的減小，節(jié)流效應(yīng)增強(qiáng)，燃燒室進(jìn)出口總壓恢復(fù)系數(shù)呈下降趨勢(shì)，但下降幅度較小，λ=4較λ=8總壓恢復(fù)系數(shù)降低僅1.2%，整個(gè)燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)仍保持在0.97以上，滿足燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)在0.90～0.96的一般設(shè)計(jì)要求[15]。

圖12 總壓恢復(fù)系數(shù)隨節(jié)流比例系數(shù)的變化

3.2 燃燒環(huán)燃燒流動(dòng)分析

燃油與二次流混合后在燃燒環(huán)內(nèi)完成富油旋流燃燒，燃燒產(chǎn)物在壓力梯度的作用下由燃燒環(huán)向內(nèi)環(huán)遷移并與主流摻混。節(jié)流盤的設(shè)計(jì)由于在主流通道形成低壓區(qū)，因此可以有效地促進(jìn)燃燒環(huán)內(nèi)的高溫燃?xì)庀蚝诵牧鬟w移。不同節(jié)流比例系數(shù)條件下參考截面C2導(dǎo)向葉片通道內(nèi)葉中位置燃燒環(huán)內(nèi)氣流徑向遷移速度分布如圖13所示，徑向速度指向燃燒室軸線，速度值為負(fù)值。隨著節(jié)流比例系數(shù)λ的減小，節(jié)流效應(yīng)增強(qiáng)，高溫燃?xì)鈴较蜻w移速度較無節(jié)流情況（λ=8）明顯增加，極大促進(jìn)了高溫燃?xì)馀c主流的摻混。

圖13 不同節(jié)流比例系數(shù)下氣流徑向遷移速度對(duì)比

由第3.1節(jié)擴(kuò)壓器內(nèi)流場分析可知，節(jié)流盤可以增加擴(kuò)壓器外環(huán)通道空氣流量，相應(yīng)的進(jìn)入燃燒環(huán)的二次流流速會(huì)增加，由此可增加二次流切向速度Vtan和離心力。Zelina[3]定義無量綱數(shù)g-loading描述離心加速度的大小

式中：gc為重力加速度。

不同節(jié)流比例系數(shù)下燃燒環(huán)C2處g-loading沿徑向的分布曲線如圖14所示。從圖中可見，隨著節(jié)流比例系數(shù)的減小，節(jié)流效應(yīng)增強(qiáng)，燃燒環(huán)內(nèi)旋流強(qiáng)度增加。此外，依據(jù)Lewis[2]提出的離心加速度可增加火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊睦碚?，?jié)流盤的設(shè)置可進(jìn)一步增加燃燒火焰的傳播速率，縮短燃料完全燃燒所需的滯留時(shí)間，有利于較小空間內(nèi)的高效燃燒。

圖14 不同節(jié)流比例系數(shù)g-loading對(duì)比

3.3 出口溫度分布

第3.2節(jié)的分析表明，節(jié)流設(shè)計(jì)可以有效增加燃燒環(huán)內(nèi)高溫燃?xì)獾膹较蜻w移速度，徑向速度的增加會(huì)極大地促進(jìn)高溫燃?xì)馀c主流空氣在導(dǎo)向葉片通道內(nèi)實(shí)現(xiàn)深度摻混，使混氣溫度場趨于均勻，從而實(shí)現(xiàn)合理的出口徑向溫度分布。

貧油燃燒與富油燃燒狀態(tài)下不同節(jié)流比例系數(shù)燃燒室的出口徑向溫度分布曲線如圖15所示。從圖中可見，燃燒室出口分布呈上部徑向平均溫度高，下部徑向平均溫度低的分布特性，隨著節(jié)流比例系數(shù)λ的降低，節(jié)流效應(yīng)增強(qiáng)，燃燒室出口上部徑向平均溫度降低，下部徑向平均溫度分布升高，λ=4和λ=8時(shí)出口徑向溫度分布系數(shù)RTDF分別為0.32和0.61，前者較后者的RTDF降低49%，出口溫度分布明顯改善。

圖15 出口徑向平均溫度分布曲線

3.4 節(jié)流盤對(duì)燃燒環(huán)內(nèi)渦流的影響

主次流軸向進(jìn)氣超緊湊燃燒室燃燒環(huán)內(nèi)燃燒組織的原理如圖16所示。燃燒環(huán)內(nèi)主要有2種燃燒組織的方式，一種是離心力作用下的旋流燃燒，另一種是高湍流度的渦流燃燒。2種燃燒機(jī)制共同作用，保證了燃燒環(huán)極小空間內(nèi)的快速穩(wěn)定燃燒。

圖16 燃燒環(huán)內(nèi)的燃燒組織

燃燒環(huán)D1處λ=8和λ=5的壓力分布如圖17所示；不同節(jié)流比例系數(shù)下C1、C2速度矢量對(duì)比如圖18所示。對(duì)比圖 17（a）、圖 18（a）-C1和圖 17（b）、圖 18（b）-C1可以發(fā)現(xiàn)，燃燒環(huán)內(nèi)該圓形低壓區(qū)與渦流燃燒位置一致，可認(rèn)為該圓形低壓區(qū)引起燃燒環(huán)內(nèi)渦團(tuán)的形成，進(jìn)而形成渦流燃燒區(qū)。對(duì)比圖17（a）、（b）可以發(fā)現(xiàn)，節(jié)流盤的設(shè)置引起圓形低壓區(qū)向燃燒環(huán)外部及導(dǎo)向葉片上方遷移，從圖18（a）、（b）可以看出相應(yīng)的渦流燃燒渦團(tuán)位置也向著相同方向遷移。進(jìn)一步對(duì)比圖 18（a）、（b）、（c）可以發(fā)現(xiàn)，燃燒渦的尺寸由于節(jié)流盤的設(shè)置而明顯擴(kuò)展，有利于火焰穩(wěn)定和高效燃燒。此外，對(duì)比C1和C2截面矢量圖可以發(fā)現(xiàn)，燃燒渦主要在燃燒環(huán)前部作用較強(qiáng)，在燃燒環(huán)后部燃燒渦逐步減弱甚至消失。

圖17 燃燒環(huán)D1處λ=8和λ=5的壓力分布

圖18 不同節(jié)流比例系數(shù)下C1、C2速度矢量對(duì)比

4 結(jié)論

基于Cottle超緊湊燃燒室原型模型，探究了主次流軸向超緊湊燃燒室燃燒環(huán)內(nèi)旋流渦流燃燒組織機(jī)制以及節(jié)流盤對(duì)超緊湊燃燒室旋流渦流燃燒特性的影響，得到如下結(jié)論：

（1）節(jié)流盤設(shè)計(jì)可以增加進(jìn)入燃燒環(huán)的二次流流速，提高混氣的切向速度分量，進(jìn)而增大燃燒環(huán)內(nèi)離心加速度，提高旋流燃燒強(qiáng)度，從而加快燃燒環(huán)內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣取?/p>

（2）節(jié)流盤形成的主流低壓區(qū)增加了燃燒環(huán)內(nèi)高溫燃?xì)鈴较蜻w移速度，增強(qiáng)了高溫燃?xì)馀c導(dǎo)向葉片通道主流的摻混能力，可以有效地改善燃燒室出口溫度分布。

（3）燃燒環(huán)內(nèi)存在旋流燃燒與渦流燃燒2種燃燒機(jī)制，節(jié)流盤可擴(kuò)展燃燒渦的尺寸，提高燃燒的穩(wěn)定性。

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