洪僑嗣，何小民

(南京航空航天大學(xué) 能源與動力學(xué)院，江蘇 南京 210016)

0 引言

渦軸發(fā)動機(jī)由于具有體積小、質(zhì)量輕以及輸出功率大等特點(diǎn)[1]，被廣泛地運(yùn)用于現(xiàn)代直升機(jī)中。我國幅員遼闊，當(dāng)渦軸發(fā)動機(jī)在高海拔區(qū)域啟動過程中，往往會由于環(huán)境的壓力、含氧量、溫度的降低等原因，導(dǎo)致渦軸發(fā)動機(jī)出現(xiàn)工作性能下降、起動失敗等情況。而折流燃燒室作為渦軸發(fā)動機(jī)內(nèi)的核心部件，其點(diǎn)火性能很大程度將影響渦軸發(fā)動機(jī)的啟動性能。通過對不同進(jìn)口負(fù)壓條件下的折流燃燒室點(diǎn)火性能進(jìn)行研究，對拓展渦軸發(fā)動機(jī)性能具有重要的意義。

現(xiàn)階段，國內(nèi)外很少有針對折流燃燒室在高原條件下進(jìn)口負(fù)壓的燃燒室點(diǎn)火性能的相關(guān)研究，這極大地限制了折流燃燒室的性能提升及優(yōu)化。而負(fù)壓條件下的點(diǎn)火研究大都針對其他類型的燃燒室，CHEN J等[2]通過對不同壓力下火焰面的增長情況，對燃燒室點(diǎn)火過程進(jìn)行研究分析。研究表明壓力的變化將改變初始火核的形成時(shí)間與位置，進(jìn)而影響整個點(diǎn)火過程。JIANG P等[3]通過對新型概念的斜流駐渦燃燒室進(jìn)行點(diǎn)火特性試驗(yàn)，獲得了斜流駐渦燃燒室的點(diǎn)火過程，驗(yàn)證了斜流駐渦燃燒室在不同壓力下都具有比原折流燃燒室更優(yōu)秀的點(diǎn)火特性。董康等[4-6]對低壓條件下的駐渦以及加力燃燒室的油霧場以及點(diǎn)熄火特性開展了細(xì)致研究，結(jié)果表明燃燒室燃油的霧化特性和燃燒狀態(tài)都會隨著壓力降低而變差，從而使點(diǎn)火邊界變窄。肖新鷹等[7]通過對預(yù)燃式和徑向/預(yù)燃式組合火焰穩(wěn)定器進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)隨進(jìn)口壓力的降低，燃油供給壓力會降低，從而影響了燃油霧化特性，極大地增大了點(diǎn)火油氣比。李凡玉等[8]為改善渦軸發(fā)動機(jī)在高海拔負(fù)壓條件下的起動問題，通過起動初期補(bǔ)氧及控制起動過程中液壓負(fù)載的方式，成功減少起動時(shí)間。楊謙等[9]通過改變火焰筒內(nèi)外壁主燃孔位置，將主燃區(qū)由非對稱回流變?yōu)閷ΨQ回流，該結(jié)構(gòu)在不同負(fù)壓條件下都具有較優(yōu)的點(diǎn)火性能。

雖然國內(nèi)外已開展不少關(guān)于負(fù)壓點(diǎn)火性能的研究，但現(xiàn)階段折流燃燒室在負(fù)壓條件下點(diǎn)火性能研究還很少，為了彌補(bǔ)該方面的不足，本文通過試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方式開展了不同負(fù)壓條件下折流燃燒室點(diǎn)火性能的研究，為未來折流燃燒室的研究提供參考依據(jù)。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)、模型及參數(shù)

圖1為試驗(yàn)系統(tǒng)簡圖。整套試驗(yàn)系統(tǒng)分為供氣系統(tǒng)、燃油系統(tǒng)、測量系統(tǒng)、溫度采集系統(tǒng)、燃燒室試驗(yàn)段。

圖1 試驗(yàn)系統(tǒng)簡圖

試驗(yàn)系統(tǒng)中的供氣系統(tǒng)包含了雙螺桿空氣壓縮機(jī)及真空泵，能實(shí)現(xiàn)最大35 m3/min的空氣流量以及0.02 MPa的試驗(yàn)段壓力。在空氣壓縮機(jī)作用下形成的高速射流，先通過孔板流量計(jì)對其進(jìn)氣流量進(jìn)行測量，測量誤差≤1%；接著高速射流進(jìn)入整流段，在整理段的出口通過K型熱電偶(鎳鉻-鎳硅)以及精密壓力表測量其進(jìn)口溫度與壓力，其中熱電偶測量誤差≤0.75%、壓力表精度等級為0.25級；然后高速射流進(jìn)入試驗(yàn)段并進(jìn)行燃燒試驗(yàn)，通過出口周向均勻布置且與cDAQ-9178溫度采集系統(tǒng)連接的K型熱電偶(鎳鉻-鎳硅)測量其出口溫度，熱電偶測量誤差≤0.75%；最后完成試驗(yàn)后的燃燒廢氣在通過真空罐的防污染處理后排出。在燃油系統(tǒng)中，燃油流量通過科里奧利質(zhì)量流量計(jì)測量，測量誤差≤0.3%。

圖2為折流燃燒室全環(huán)模型，其主要由擴(kuò)壓器、機(jī)匣、火焰筒以及渦輪導(dǎo)向器葉片組成。

圖2 燃燒室模型圖

圖3為火焰筒的進(jìn)氣區(qū)域，主要分為旋流板、前壁面進(jìn)氣縫、外環(huán)主燃孔、進(jìn)氣斗、外環(huán)摻混孔、內(nèi)環(huán)摻混孔、內(nèi)環(huán)主燃孔。另在火焰筒與外機(jī)匣間安裝有火炬點(diǎn)火器，火炬點(diǎn)火器的功能主要通過形成射流火焰，進(jìn)而將火焰筒內(nèi)的油氣混合物引燃。發(fā)動機(jī)的中心轉(zhuǎn)軸內(nèi)安裝有離心甩油盤，甩油盤通過跟隨主軸的高速轉(zhuǎn)動，將燃油從內(nèi)部集油腔噴射至火焰筒內(nèi)部。

圖3 火焰筒分區(qū)示意圖

試驗(yàn)中通過改變進(jìn)口負(fù)壓對折流燃燒室點(diǎn)火性能的影響進(jìn)行研究。試驗(yàn)中設(shè)計(jì)了5個不同的壓力方案以及壓力所對應(yīng)的海拔高度，詳見表1。

表1 點(diǎn)火性能試驗(yàn)研究工況

點(diǎn)火試驗(yàn)中，在進(jìn)氣的氣動參數(shù)到達(dá)工況后，開始供入燃油，通過啟動火炬點(diǎn)火器，進(jìn)行點(diǎn)火。對比試驗(yàn)段進(jìn)出口處溫度，當(dāng)進(jìn)出口溫升>70 ℃時(shí)，判斷折流燃燒室點(diǎn)火成功，并對相同點(diǎn)火成功時(shí)的油氣比通過重復(fù)成功3次以上點(diǎn)火試驗(yàn)，驗(yàn)證數(shù)據(jù)可靠性。

2 數(shù)值模擬方法

研究中通過數(shù)值模擬的方法，獲得不同進(jìn)口負(fù)壓下折流燃燒室的流場特性，并結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果分析點(diǎn)火性能的變化原因。

數(shù)值模擬中研究模型與試驗(yàn)所使用的折流燃燒室模型一致。計(jì)算方法采用流動與壓力耦合的SIMPLE算法，并采用二階迎風(fēng)格式。邊界條件為：進(jìn)口采用質(zhì)量流量進(jìn)口，出口采用壓力出口，周向兩側(cè)壁面選用旋轉(zhuǎn)周期性邊界，其余壁面采用絕熱固定壁面。

將燃燒室模型中選擇過進(jìn)氣斗中心的軸向PM截面作為特征截面，如圖4所示。并在PM截面上選取了5條沿徑向分布的曲線L1、L2、L3、L4、L5；其軸向位置離火焰筒前壁面分別為12mm、21mm、30mm、39mm、48mm，如圖5所示。

圖4 燃燒室PM截面示意圖

圖5 燃燒室PM截面上不同軸向位置處的曲線

針對本文所使用的模型，進(jìn)行了網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證。計(jì)算中劃分了4種數(shù)目的網(wǎng)格方案，分別為150萬、450萬、650萬、1 000萬，分別標(biāo)記為G1、G2、G3、G4。在不同網(wǎng)格數(shù)目方案中，對于火焰筒內(nèi)部的進(jìn)氣孔位置都進(jìn)行了局部加密。在相同數(shù)值方法以及邊界條件下的計(jì)算下，得到了不同網(wǎng)格數(shù)目下L1上的軸向速度分布曲線，如圖6所示(本刊為黑白印刷，如有疑問請咨詢作者)。速度在不同網(wǎng)格數(shù)目下的分布不同，其中G1與 G2的軸向速度分布與G4網(wǎng)格存在較大的偏差，而G3與G4相比，兩者速度分布基本吻合。故650萬網(wǎng)格能在更低的計(jì)算成本下，準(zhǔn)確表現(xiàn)出燃燒室流場特征，最終選擇650萬的網(wǎng)格劃分方式。

圖6 燃燒室PM截面速度分布圖

進(jìn)一步對數(shù)值計(jì)算方法進(jìn)行驗(yàn)證，以課題組前期開展的試驗(yàn)結(jié)果中燃燒室平均出口溫度為基準(zhǔn)，將Standardk-ε以及RNGk-ε湍流模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果如圖7所示。其中進(jìn)口壓力為常壓，油氣比為0.010～0.016，燃燒模型選擇PDF模型。Standardk-ε模型與RNGk-ε模型在不同油氣比下，出口平均溫度都有較大差別，在油氣比為0.016時(shí)，二者溫差達(dá)到了189.6 K。將兩個湍流模型與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，可以發(fā)現(xiàn)RNGk-ε湍流模型與試驗(yàn)結(jié)果對比偏差過大，而Standardk-ε模型與試驗(yàn)結(jié)果的變化趨勢和溫度值都基本吻合，因此本文選擇Standardk-ε模型作為數(shù)值計(jì)算的湍流模型。

圖7 試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果的出口平均溫度

3 研究結(jié)果及分析

圖8所示為不同進(jìn)口壓力下折流燃燒室的點(diǎn)火油氣比。從圖8可以看出，隨壓力的升高，極限點(diǎn)火油氣比逐漸減小。最高點(diǎn)火油氣比為0.019 5，出現(xiàn)在壓力56.5 kPa時(shí)；最低點(diǎn)火油氣比為0.013，出現(xiàn)在壓力101 kPa時(shí)。以101 kPa時(shí)點(diǎn)火油氣比0.013作為基準(zhǔn)，80 kPa、65 kPa、60 kPa、56.5 kPa時(shí)點(diǎn)火油氣比分別增大了23.08%、30.77%、46.15%、53.8%。

圖8 不同進(jìn)口壓力下的點(diǎn)火性能

對于折流燃燒室，其點(diǎn)火性能[10]主要與流場結(jié)構(gòu)、速度大小、化學(xué)反應(yīng)速率、油霧的破碎以及蒸發(fā)率等密切相關(guān)。

通過數(shù)值模擬，獲得了相同進(jìn)口溫度以及馬赫數(shù)條件下，不同進(jìn)口負(fù)壓的冷態(tài)流場結(jié)構(gòu)與速度大小。通過對數(shù)值結(jié)果研究，發(fā)現(xiàn)不同負(fù)壓條件下的折流燃燒室流場特性都較為相似，現(xiàn)以101 kPa與60 kPa為例，對燃燒室內(nèi)的流場結(jié)構(gòu)與速度分布進(jìn)行分析。圖9是進(jìn)口壓力為101 kPa時(shí)燃燒室PM截面的速度矢量圖。以圖中進(jìn)氣斗為中心，將燃燒室內(nèi)的火焰筒分為兩部分：沿流向的上游為主燃區(qū)，下游為摻混區(qū)。主燃區(qū)內(nèi)有兩個回流區(qū)S1、S2：S1位于火焰筒內(nèi)徑處，由旋流板的a1射流與內(nèi)環(huán)主燃孔的a2射流的相互摻混而形成；S2位于內(nèi)外環(huán)主燃孔中間，由a1與a2混合的A射流、前壁進(jìn)氣縫b射流、外環(huán)主燃孔c射流以及進(jìn)氣斗射流相互作用形成。圖中虛線圈內(nèi)為回流區(qū)范圍，回流區(qū)的中心點(diǎn)軸向與徑向速度為0，水平與豎直點(diǎn)劃線分別指向了回流區(qū)的中心點(diǎn)坐標(biāo)，S1的中心坐標(biāo)為(84mm，68mm)，S2的中心坐標(biāo)為(102mm，121mm)。

圖9 進(jìn)口壓力101 kPa時(shí)PM截面速度矢量圖

圖10為進(jìn)口壓力為60 kPa時(shí)燃燒室PM截面的速度矢量圖。通過對比圖9可以發(fā)現(xiàn)，該壓力下燃燒室內(nèi)部的主燃區(qū)與摻混區(qū)的分布幾乎無差異，主燃區(qū)內(nèi)的射流流動規(guī)律、穿透深度和偏轉(zhuǎn)方向、回流區(qū)的范圍以及中心坐標(biāo)都與101 kPa的流場結(jié)構(gòu)一致。由此可知，在保持相同進(jìn)口馬赫數(shù)、溫度的條件下，不同進(jìn)口負(fù)壓的折流燃燒室的流場結(jié)構(gòu)相似。

圖10 進(jìn)口壓力60 kPa時(shí)PM截面速度矢量圖

進(jìn)一步分析燃燒室內(nèi)部速度大小，作不同進(jìn)口壓力下軸向位置L1-L5的軸向速度分布，如圖11所示。從速度分布結(jié)果可以看出，在不同進(jìn)口壓力下，燃燒室內(nèi)部不同位置處的速度分布變化規(guī)律相似，速度峰值也具有一致性。

圖11 主燃區(qū)范圍內(nèi)軸向速度分布

綜上所述，在保持相同進(jìn)口馬赫數(shù)、溫度的條件下，進(jìn)口壓力的變化對燃燒室內(nèi)部的流場結(jié)構(gòu)以及速度分布影響較小，二者不是造成折流燃燒室點(diǎn)火性能變差的因素。

進(jìn)一步通過理論分析，研究不同負(fù)壓條件下，化學(xué)反應(yīng)速率、油霧的破碎以及蒸發(fā)率與點(diǎn)火性能的相互關(guān)系。

根據(jù)燃燒的基本理論：化學(xué)反應(yīng)速率ω主要受化學(xué)反應(yīng)過程中的反應(yīng)物密度、活化能、流動狀態(tài)[11]等因素影響。本研究中選擇的燃料為RP-3，是一類多種碳?xì)浠衔锏幕旌衔?，通過文獻(xiàn)[12]可知，對于其化學(xué)反應(yīng)速率ω有以下關(guān)系式：

(1)

式中：A為指前因子；P為壓力；對于RP-3，l的取值[13]為0.152；CF、CO分別為氣相燃油及氧氣濃度；Ea為活化能；R為氣體常數(shù)；T為反應(yīng)溫度。由文獻(xiàn)[14]可知，隨壓力減小，CO可視為定值，則式(1)可簡化為

(2)

式(2)中的CF與燃燒室中的燃油霧化性能密切相關(guān)，而燃油霧化性能主要受初始粒徑以及油氣之間的相互作用影響。本次研究中的折流燃燒室采用固定轉(zhuǎn)速的甩油盤供油，在不同進(jìn)口負(fù)壓下，燃油進(jìn)入燃燒室內(nèi)部后的初始粒徑不變[15]，則燃油霧化性能主要受氣動力的霧化剪切作用[16]，而氣動力與液態(tài)燃油的相互作用與We相關(guān)。We表征了燃油的易破碎程度，當(dāng)其值越大，燃油液滴更易發(fā)生破碎。其定義式如下所示：

(3)

式中：ρ為氣體密度；ur為氣液的相對脈動速度；d為液滴粒徑；σ為表面張力系數(shù)。

由理想氣體狀態(tài)方程：

P=ρRgT

(4)

將(4)式代入式(3)，可得

(5)

CF∝λeva

(6)

將上式代入式(2)中，則有

(7)

根據(jù)式(7)可知，在相同進(jìn)口溫度、油氣比條件下時(shí)，隨進(jìn)口壓力P減小，A′、Ea保持不變。λeva減小，化學(xué)反應(yīng)速率降低，燃燒室內(nèi)單位體積的放熱量減小[17]，化學(xué)反應(yīng)時(shí)間增加，進(jìn)而導(dǎo)致所需的點(diǎn)火油氣比增加，燃燒室的點(diǎn)火性能變差。

4 結(jié)語

本文結(jié)合試驗(yàn)與數(shù)值模擬完成了不同進(jìn)口壓力條件下折流燃燒室的點(diǎn)火性能研究，詳細(xì)分析了造成進(jìn)口壓力與點(diǎn)火性能之間的關(guān)系，得到如下結(jié)論。

1)隨壓力的降低，折流燃燒室的點(diǎn)火油氣比逐漸增加，點(diǎn)火性能變差。

2)在相同進(jìn)口馬赫數(shù)以及溫度的情況下，不同進(jìn)口壓力下折流燃燒室內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)以及速度大小變化較小，二者不是造成點(diǎn)火性能變差的原因。燃燒的化學(xué)反應(yīng)速率減慢、燃油在燃燒室內(nèi)霧化性能變差以及蒸發(fā)率降低，需要更高的油氣比提供更多的點(diǎn)火能量來實(shí)現(xiàn)點(diǎn)火，這是造成點(diǎn)火性能變差的主要原因。