張 軻 ，石云姣 ，姚建朋 ，羅紹文 ，趙寧波 ，楊 仁

（1.中國航發(fā)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽 10015；2.哈爾濱工程大學(xué)動(dòng)力與能源工程學(xué)院，哈爾濱 150001）

0 引言

燃燒室進(jìn)行相關(guān)設(shè)計(jì)、性能優(yōu)化和試驗(yàn)調(diào)試大多數(shù)在均勻進(jìn)、出口條件下開展[1-3]。但在實(shí)際情況下，由于壓氣機(jī)的存在，使得燃燒室進(jìn)、出口邊界為非均勻條件。因此，探究進(jìn)氣畸變對(duì)燃燒室性能影響對(duì)部件間的氣動(dòng)性能匹配以及優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要意義。

國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)進(jìn)氣畸變對(duì)燃燒室性能影響開展了大量研究。Donald 等[4]研究表明，進(jìn)氣畸變導(dǎo)致燃燒室總壓損失增大，且周向速度畸變對(duì)出口溫度分布影響更為敏感；Clarke 等[5]發(fā)現(xiàn)非均勻流場下內(nèi)外環(huán)氣流通道速度發(fā)生變化，火焰筒出現(xiàn)局部高溫且出口溫度場分布惡化；Barker 等[6]和Sanal等[7]發(fā)現(xiàn)，氣流存在畸變情況下擴(kuò)壓器內(nèi)的壓力顯著升高，其每條流線的路徑主要受上游葉片提供的入口條件影響；Scbultz 等[8]針對(duì)短環(huán)形燃燒室的試驗(yàn)表明，徑向速度畸變對(duì)燃燒室出口徑向溫度分布無影響，但使總壓損失增加約2%；Humenik 等[9]針對(duì)渦噴燃燒室開展的試驗(yàn)表明，在進(jìn)口馬赫數(shù)為0.241 和溫比2.5 條件下，上出峰和下出峰徑向速度畸變使總壓損失增加0.72%和1.61%，徑向速度畸變對(duì)燃燒室出口溫度分布規(guī)律沒有明顯影響；孔令晗等[10]發(fā)現(xiàn)非均勻進(jìn)口惡化了流場的對(duì)稱性，空氣與燃料摻混效果變差，導(dǎo)致燃燒效率降低；顧銘企[11]分別針對(duì)直流和環(huán)管燃燒室開展的的試驗(yàn)研究表明，徑向畸變對(duì)直流燃燒室燒室出口溫度場分布不均勻系數(shù)（Outlet Temperature Distribution Factor，OTDF）基本無影響，周向畸變使出口徑向溫度最大值由距葉根70%處移至50%處；楊銳[12]針對(duì)全直流燃燒室試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，進(jìn)口速度畸變通過影響燃燒室內(nèi)空氣分配比例影響燃燒效率，此外，進(jìn)口流場畸變會(huì)使徑向溫度分布剖面形狀發(fā)生變化；吳鵬龍[13]研究發(fā)現(xiàn)，進(jìn)口速度畸變對(duì)火焰筒頭部溫度分布影響較小，對(duì)燃燒室出口溫度品質(zhì)惡化，使燒室出口溫度場徑向分布不均勻系數(shù)（Radial Temperature Distribution Factor，RTDF）嚴(yán)重惡化；梁志鵬等[14]研究發(fā)現(xiàn)，進(jìn)口徑向和周向畸變使OTDF 顯著提高，徑向和周向畸變使出口截面上部產(chǎn)生周期性鋸齒狀溫度波動(dòng)；王梅娟等[15]針對(duì)回流燃燒室的研究表明，導(dǎo)向葉片偏轉(zhuǎn)使主燃孔和摻混孔進(jìn)氣存在偏轉(zhuǎn)角度，隨著偏轉(zhuǎn)角度的加大，燃燒室總壓損失系數(shù)減小，出口周向溫度分布不均勻度降低。

雖然國內(nèi)外學(xué)者對(duì)燃燒室進(jìn)口畸變問題開展了大量研究，但是研究結(jié)論隨著不同燃燒構(gòu)型有所差異，尚未提出一種燃燒室部件特性預(yù)測模型。本文重點(diǎn)研究不同工況下燃燒室進(jìn)口速度畸變的不均勻程度和畸變流型對(duì)空氣配比、燃燒效率、總壓損失和出口溫度均勻性的影響，并提出一種適用于燃燒室進(jìn)口徑向畸變條件下的燃燒室性能預(yù)測模型。

1 物理模型與數(shù)值模擬方法

1.1 物理模型與網(wǎng)格劃分

環(huán)形燃燒室的單頭部燃燒室結(jié)構(gòu)如圖1 所示。該燃燒室主要由燃燒室機(jī)匣、擴(kuò)壓器、帽罩、斜切徑向旋流器、火焰筒以及火焰筒上的若干孔等組成。

根據(jù)上述燃燒室的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)計(jì)算域進(jìn)行劃分，為提高計(jì)算精度，對(duì)頭部冷卻孔和壁面冷卻孔進(jìn)行加密處理，如圖2 所示，最大網(wǎng)格尺寸為0.5 mm。此外，為確定出滿足獨(dú)立性要求的網(wǎng)格數(shù)量，不同網(wǎng)格數(shù)量下燃燒室出口平均溫度、總壓損失以及燃燒效率等典型特征參數(shù)的變化規(guī)律見表1。從表中可見，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量從505 萬增加到539萬時(shí)，上述參數(shù)的變化率分別為0.39%、0.36%、0.08%，均小于1%，此時(shí)可認(rèn)為該網(wǎng)格數(shù)達(dá)到了獨(dú)立性要求。因此，后續(xù)采用539 萬網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行相關(guān)數(shù)值模擬。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

圖2 冷卻孔網(wǎng)格加密

1.2 數(shù)值模擬方法與邊界條件

考慮燃燒室內(nèi)復(fù)雜的兩相旋流燃燒過程，采用商業(yè)軟件對(duì)該燃燒室進(jìn)行數(shù)值模擬，其中分別選擇Realizable k-ε 湍流模型和DPM（Discrete Phase Mode）離散相模型，近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，忽略輻射的影響，燃燒模型選擇EDC（Eddy Dissipation Concept）模型，采用7組分5步反應(yīng)C16H29反應(yīng)機(jī)理[16]。差分格式為2 階迎風(fēng)格式，速度和壓力修正采用Coupled 算法。在進(jìn)行模擬時(shí)，空氣進(jìn)口邊界為質(zhì)量流量入口，燃燒室出口邊界為壓力出口，壁面為絕熱、速度無滑移邊界條件。其中，設(shè)計(jì)工況下進(jìn)氣壓力設(shè)為1.3 MPa，進(jìn)氣溫度為682 K，進(jìn)口空氣流量和燃油流量分別為1.382、0.03 kg/s。

燃燒室進(jìn)口速度徑向畸變類型如圖3 所示。其中Y表示燃燒室進(jìn)口徑向高度，燃燒室沿進(jìn)口環(huán)面周向方向速度分布均勻。本文在燃燒室進(jìn)口發(fā)生不同畸變度和峰值位置的徑向畸變開展了對(duì)燃燒流場和燃燒室特性的影響規(guī)律研究。擬合樣本為建立不同進(jìn)氣模式下燃燒室性能預(yù)測模型的擬合組，校核樣本為驗(yàn)證建立的燃燒室性能預(yù)測模型的驗(yàn)證組，以驗(yàn)證建立的預(yù)測模型的準(zhǔn)確性。

圖3 燃燒室進(jìn)口速度徑向畸變類型

1.3 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文所選數(shù)值模型的可靠性，分別選擇文獻(xiàn)[17-18]中的燃燒室進(jìn)行對(duì)比分析。其中，在相同工況條件下Realizablek-ε湍流數(shù)值模擬與PIV 試驗(yàn)測量流線[17]的對(duì)比結(jié)果如圖4 所示，EDC 燃燒模型數(shù)值模擬與試驗(yàn)測量出口徑向溫度[18]的對(duì)比結(jié)果如圖5所示。從圖中可見，上述模型能夠較好模擬得到燃燒室內(nèi)的流線、回流區(qū)（位置、尺寸、形狀）、出口溫度場等典型特征，并且與試驗(yàn)結(jié)果的吻合較好（最大相對(duì)誤差為7%），驗(yàn)證了所選湍流燃燒模型的準(zhǔn)確性。

圖4 燃燒室中截面流線對(duì)比

圖5 出口徑向溫度分布

2 部件特性修正方法

在理論分析前提下，采用數(shù)值模擬代替試驗(yàn)的方法開展特性修正方法研究，主要包括：

（1）模擬燃燒室在部件試驗(yàn)環(huán)境（均勻進(jìn)氣和無渦輪導(dǎo)葉）和整機(jī)試驗(yàn)環(huán)境（考慮進(jìn)氣流場畸變和渦輪導(dǎo)葉）下典型工況性能分析，得到燃燒室的部件特性參數(shù)（燃燒效率和總壓損失系數(shù)等）；

（2）對(duì)比燃燒室在部件試驗(yàn)和整機(jī)試驗(yàn)環(huán)境下的燃燒室性能，得到整機(jī)試驗(yàn)環(huán)境下燃燒室特性的修正因子和預(yù)測模型；

（3）利用在部件試驗(yàn)和整機(jī)試驗(yàn)環(huán)境的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)修正因子和預(yù)測模型驗(yàn)證和再修正。

修正模型建立方法如下：

采用數(shù)值模擬方法，分別對(duì)燃燒室在均勻來流的設(shè)計(jì)點(diǎn)（des）和典型工況（uni）和在畸變來流條件（non）的燃燒室性能開展數(shù)值模擬研究，得到燃燒效率和總壓損失(ηdes,σdes)CFD、(ηuni,σuni)CFD、(ηnon,σnon)CFD。

根據(jù)設(shè)計(jì)點(diǎn)和典型工況下的燃燒效率與總壓損失可以得到燃燒室在典型工況下的高精度燃燒性能預(yù)測模型f1

基于設(shè)計(jì)點(diǎn)、典型工況、畸變來流條件下的燃燒效率與總壓損失結(jié)合式（1）得到在整機(jī)試驗(yàn)條件下燃燒室性能修正因子α1

3 結(jié)果分析與討論

3.1 在設(shè)計(jì)工況下燃燒室進(jìn)口徑向畸變

在設(shè)計(jì)工況下不同進(jìn)氣模式下的燃燒室中截面速度分布如圖6 所示。從圖中可見，進(jìn)氣模式的變化主要對(duì)擴(kuò)壓器和機(jī)匣前半部分的流動(dòng)影響較大，主燃孔穿深略有區(qū)別，回流區(qū)結(jié)構(gòu)沒有發(fā)生明顯改變。隨著進(jìn)口畸變最大速度從170 m/s 增大至180 m/s，速度畸變效應(yīng)傳遞越遠(yuǎn)。

圖6 不同進(jìn)氣模式下的燃燒室中截面速度分布

不同進(jìn)氣模式下的燃燒室中截面溫度分布如圖7 所示。從圖中可見，燃燒室外側(cè)回流區(qū)空氣量較少以及大部分燃油在此蒸發(fā)與裂解，導(dǎo)致主燃區(qū)除外側(cè)回流區(qū)都具有很高的溫度；由于流線輸運(yùn)軌跡和中心回流區(qū)結(jié)構(gòu)的差異，不同畸變形式下主燃區(qū)溫度分布有所差異。當(dāng)畸變類型為外出峰時(shí)，外側(cè)回流區(qū)被擠壓尺寸縮小且加上部分主燃孔射流空氣的進(jìn)入，高溫區(qū)向外側(cè)移動(dòng)且內(nèi)側(cè)回流區(qū)溫度下降；而當(dāng)畸變類型為內(nèi)出峰時(shí)，部分主燃孔射流空氣進(jìn)入內(nèi)側(cè)回流區(qū)強(qiáng)化摻混并參與燃燒，導(dǎo)致內(nèi)側(cè)回流區(qū)燃燒充分，溫度較高。

圖7 不同進(jìn)氣模式下的燃燒室中截面溫度分布

3.2 典型工況下燃燒室進(jìn)口徑向畸變

在了解徑向畸變對(duì)燃燒室在設(shè)計(jì)工況下流動(dòng)與燃燒特性影響的基礎(chǔ)上，本節(jié)主要在典型工況下研究進(jìn)氣速度不均勻?qū)θ紵姨匦缘挠绊?。描述進(jìn)氣不均勻現(xiàn)象的性能指標(biāo)主要包括進(jìn)口速度不均勻度和速度偏移位置。

進(jìn)口徑向速度不均勻度X（偏移振幅）為

式中：Vmax為徑向速度最大值，m/s；Vavg為徑向速度平均值，m/s。

進(jìn)口徑向速度偏移位置Y（偏移形式）為

式中：H為燃燒室進(jìn)口高度；ymid為燃燒室進(jìn)口徑向高度一半的位置。

在不同進(jìn)氣條件下的徑向速度不均勻度x和最大徑向速度的偏移位置y如圖8 所示。其中1.0、0.8、0.5 和0.3 分別為燃燒室對(duì)應(yīng)的不同工況，表示燃燒室在不同負(fù)荷下的工作條件。

圖8 不同進(jìn)氣畸變條件下的不均勻度和偏移位置

燃?xì)廨啓C(jī)在不同運(yùn)行工況下，進(jìn)氣徑向畸變對(duì)燃燒室空氣分配比例的影響如圖9 所示。其中，壓氣機(jī)出口空氣分別通過燃燒室頭部、主燃孔、冷卻孔和摻混孔流入燃燒室中，分別參與燃料燃燒、壁面冷卻和摻混過程。相對(duì)于均勻進(jìn)氣條件（各部分空氣占比為1）：進(jìn)氣速度徑向畸變使火焰筒內(nèi)空氣分配比例發(fā)生變化，但變化幅度不大。其中，進(jìn)氣畸變使頭部空氣占比增大（<5%），使主燃孔（<1%）、冷卻孔和摻混孔空氣占比降低（<3%）在相同進(jìn)氣畸變情況下，燃燒室工況對(duì)空氣分配影響不大。在相同條件下，中出峰畸變對(duì)空氣分配比例的影響最大，并且不均勻程度越大時(shí)，空氣分配比例變化幅度也越大。

圖9 進(jìn)氣徑向畸變對(duì)燃燒室空氣分配比例的影響

燃?xì)廨啓C(jī)在不同運(yùn)行工況下，進(jìn)氣徑向畸變對(duì)燃燒效率和總壓損失的影響如圖10 所示。從圖中可見，進(jìn)氣速度徑向畸變對(duì)燃燒效率和總壓損失有影響，但影響程度不同。燃燒室工況對(duì)進(jìn)氣速度畸變所導(dǎo)致燃燒效率和總壓損失的影響很小，進(jìn)氣速度畸變對(duì)燃燒效率的影響很小，進(jìn)氣速度畸變使總壓損失增加，其影響程度（其增加幅度范圍為2%～15%）與進(jìn)氣不均勻度和畸變類型相關(guān)。不均勻程度越大時(shí)，總壓損失增量越大；當(dāng)最大速度位置由擴(kuò)壓器上側(cè)（上-L）向下側(cè)（下-L）偏移時(shí)，總壓損失增量首先緩慢增加至中出峰（中），然后快速增加至下出峰（下），最后又降低至極限下出峰（下-L）；向上和向下極限偏移（上-L和下-L）時(shí)，總壓損失增量幾乎相同。

圖10 進(jìn)氣徑向畸變對(duì)燃燒效率和總壓損失的影響

燃?xì)廨啓C(jī)在不同運(yùn)行工況下，進(jìn)氣徑向畸變對(duì)燃燒室出口OTDF的影響如圖11所示。從圖中可見，進(jìn)氣速度徑向畸變對(duì)燃燒室出口OTDF的影響規(guī)律復(fù)雜（增加或減少），其影響程度與不均勻程度、畸變形式和燃燒室工況密切相關(guān)，變化范圍為-30%~20%。

圖11 進(jìn)氣徑向畸變對(duì)燃燒室出口OTDF的影響

3.3 燃燒室部件特性預(yù)測模型

下面討論進(jìn)口速度徑向畸變對(duì)總壓損失系數(shù)的修正模型。擬合樣本包括4種工況（1.0，0.8，0.5和0.3工況）7 種徑向畸變形式，共計(jì)28 個(gè)樣本數(shù)據(jù)。校核樣本包括4 個(gè)工況8 種徑向畸變形式，共計(jì)32 個(gè)樣本數(shù)據(jù)。根據(jù)前文所述的部件特性修正方法，并基于圖10 中數(shù)據(jù)，開展直流燃燒室進(jìn)口速度徑向畸變對(duì)總壓損失系數(shù)的修正模型研究。建立了修正模型

模型中的輸入?yún)?shù)為燃燒室進(jìn)口速度的徑向不均勻度x，最大徑向速度對(duì)應(yīng)的徑向偏移位置y，均勻進(jìn)氣條件下的燃燒效率ηuni和總壓損失系數(shù)σuni。輸出參數(shù)為燃燒效率修正因子α1η和總壓損失修正因子α1σ，進(jìn)氣畸變條件下的燃燒效率ηnon和總壓損失系數(shù)σnon。

為了驗(yàn)證所建立的預(yù)測模型的準(zhǔn)確性，燃燒室進(jìn)口速度徑向畸變的燃燒效率和總壓損失系數(shù)預(yù)測結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比如圖12、13 所示，以驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性和精度。圖中分別為針對(duì)擬合樣本（28 個(gè)樣本）和校核樣本（32 個(gè)樣本）得到的模型準(zhǔn)確性。在進(jìn)口速度徑向畸變下燃燒效率修正因子的最大誤差為1.45%，總壓損失系數(shù)修正因子的最大誤差為3.43%。預(yù)測模型結(jié)果較為準(zhǔn)確。

圖12 燃燒效率預(yù)測結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比

圖13 總壓損失預(yù)測結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比

4 結(jié)論

（1）進(jìn)氣速度徑向畸變位置與畸變強(qiáng)度對(duì)擴(kuò)壓器內(nèi)和機(jī)匣前段影響較大，主燃孔穿深有所差異，燃燒室空氣分配比例改變，隨著畸變度的增加，畸變傳遞效應(yīng)越強(qiáng)。

（2）燃燒室工況對(duì)進(jìn)氣速度畸變所導(dǎo)致燃燒效率和總壓損失的影響很小，但是畸變模式和畸變程度會(huì)顯著影響到燃燒室的總壓損失，隨著進(jìn)口最大速度位置下移，總壓損失先增大后減小。

（3）進(jìn)氣速度徑向畸變對(duì)燃燒室出口OTDF 的影響規(guī)律較為復(fù)雜，其影響程度與不均勻程度、畸變形式和燃燒室工況密切相關(guān)，變化范圍為-30%～20%。

（4）基于進(jìn)氣速度徑向畸變條件提出燃燒室部件特性預(yù)測模型，經(jīng)驗(yàn)證，該模型預(yù)測燃燒效率的誤差為1.45%，預(yù)測總壓損失的誤差為3.43%。