旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)TAPS燃燒室性能的影響

苗 淼，陸景賀，楊家龍

(1. 海軍裝備部，北京 100000；2. 哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

燃燒室的性能參數(shù)對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)整體性能影響巨大，隨著日益嚴(yán)苛的污染物排放標(biāo)準(zhǔn)的實(shí)施，如何保證燃燒室綜合性能參數(shù)優(yōu)越的同時(shí)降低污染物排放，對(duì)低污染燃燒室的研發(fā)提出了新的挑戰(zhàn)。TAPS燃燒室利用貧油燃燒技術(shù)，其值班級(jí)燃油由兩級(jí)同軸旋流空氣霧化，主燃級(jí)燃油與徑向進(jìn)氣進(jìn)行混合以實(shí)現(xiàn)貧油燃燒[1]。在GEnx-1推力排放測(cè)試中，TAPS燃燒室已經(jīng)達(dá)到并超過(guò)了國(guó)際民航組織在寬體飛機(jī)應(yīng)用中確定的未來(lái)發(fā)展目標(biāo)，其中單引擎LTO循環(huán)中 NOx，CO，HC和碳煙顆粒特征排放值僅占CEAP/6的52%，77.8%，94.6%和55.7%[2]。TAPS燃燒室中燃油在值班級(jí)旋流器下游回流區(qū)進(jìn)行富油燃燒，新鮮預(yù)混氣在主燃級(jí)回流區(qū)及剪切層與燃燒產(chǎn)物發(fā)生強(qiáng)烈的化學(xué)反應(yīng)，不僅提高了燃燒效率，而且降低了污染物排放量[3]，因此引起了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。SK Dhanuka等人[4-6]采用激光診斷技術(shù)研究了TAPS燃燒室內(nèi)的瞬時(shí)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)、火焰間相互作用和周期性回火現(xiàn)象等，研究表明回流區(qū)是實(shí)現(xiàn)火焰穩(wěn)定的重要保證，軸向速度梯度小時(shí)火焰更容易受到噴嘴處擾動(dòng)的影響。Lee C M等人[7]對(duì)裝有7種不同結(jié)構(gòu)的主燃級(jí)旋流器和噴嘴的燃燒室進(jìn)行了聲學(xué)測(cè)試、高溫高壓火焰筒試驗(yàn)和點(diǎn)火熄火邊界測(cè)試，結(jié)果發(fā)現(xiàn)有3種結(jié)構(gòu)的污染物排放僅為CAEP/6所要求的25%，其中最優(yōu)結(jié)構(gòu)在燃燒效率達(dá)99.9%以上時(shí)污染物排放僅為CAEP/6所要求的20%～30%。北京航空航天大學(xué)的李鋒[8-10]等人通過(guò)數(shù)值模擬方法對(duì)比研究了TAPS燃燒室、SAC燃燒室和DAC燃燒室的燃燒性能參數(shù)，發(fā)現(xiàn)TAPS燃燒室的燃燒性能參數(shù)最佳。劉殿春等人[11]通過(guò)改變各級(jí)旋流器葉片角度，數(shù)值模擬研究了SAC燃燒室冷態(tài)場(chǎng)特性，發(fā)現(xiàn)三級(jí)旋流器旋流角對(duì)冷態(tài)場(chǎng)變化影響很大。徐榕[12]等人使用PIV試驗(yàn)研究了不同燃油噴射方式下燃燒室內(nèi)的油霧特性，研究表明值班級(jí)單獨(dú)供油，燃油霧化質(zhì)量與燃油流量呈負(fù)相關(guān)；在主燃級(jí)單獨(dú)供油時(shí)小幅度改善；二者共同供油時(shí)，燃油霧化質(zhì)量與燃油分級(jí)比例基本無(wú)關(guān)。顏應(yīng)文[13]等人利用PIV研究了值班級(jí)旋流器葉片角改變時(shí)，TAPS燃燒室氣流結(jié)構(gòu)的變化，發(fā)現(xiàn)中心回流區(qū)的徑向和軸向尺寸與葉片角度成正比關(guān)系。鄧遠(yuǎn)灝等人[14]試驗(yàn)研究了進(jìn)口參數(shù)對(duì)燃燒室出口截面參數(shù)的影響，研究表明，污染物排放量與進(jìn)口空氣量呈負(fù)相關(guān)，與進(jìn)口空氣溫度呈正相關(guān)。

綜上，葉片角度變化對(duì)燃燒室性能的影響尚未深入開(kāi)展。因此，本文選取較多葉片角，系統(tǒng)探究其變化對(duì)燃燒室流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的影響，并建立不同葉片角度下的燃燒性能參數(shù)預(yù)測(cè)模型。

1 數(shù)學(xué)與物理模型

TAPS燃燒室如圖1(a)所示，由某環(huán)形燃燒室改進(jìn)而來(lái)。將斜切徑向旋流器改為三級(jí)旋流器，如圖1(b)所示；并且消除了主燃孔、摻混孔等結(jié)構(gòu)。為提高計(jì)算效率，在不影響計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性的前提下，選取了環(huán)形燃燒室扇形區(qū)域的1/20作為研究對(duì)象。

(a) 整體結(jié)構(gòu)

(b) 旋流器剖面圖圖1 TAPS燃燒室

1.1 計(jì)算方法

通過(guò)FLUENT中的壓力基求解器，采用SIMPLE算法，求解燃燒室湍流燃燒方程。湍流模型使用standard k-ε模型，默認(rèn)壁面絕熱無(wú)滑移；以C7H16代替柴油，通過(guò)離散相模型追蹤油滴運(yùn)動(dòng)軌跡；燃燒模型選擇快速化學(xué)反應(yīng)模型；壓力方程、能量方程、組分輸運(yùn)方程和動(dòng)量方程等均采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，各參數(shù)收斂殘差設(shè)為1e-6，監(jiān)測(cè)的出口質(zhì)量流量不變時(shí)即視為收斂。

1.2 數(shù)值計(jì)算驗(yàn)證

圖2為某型燃燒室計(jì)算所得出口參數(shù)分布與試驗(yàn)數(shù)據(jù)[15]對(duì)比，燃燒室出口溫度、氧氣的徑向分布趨勢(shì)均與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好，從而驗(yàn)證所選數(shù)值計(jì)算模型具有較高的準(zhǔn)確度。

圖2 燃燒室出口溫度與氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)徑向分布

1.3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

在ICEM CFD中對(duì)燃燒室進(jìn)行四面體網(wǎng)格劃分，在冷卻孔、旋流器葉片等位置進(jìn)行局部加密，對(duì)網(wǎng)格數(shù)分別為188萬(wàn)、276萬(wàn)、434萬(wàn)和621萬(wàn)的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了計(jì)算。相同邊界條件下，由不同網(wǎng)格數(shù)計(jì)算的燃燒室中軸線的軸向速度和溫度分布如圖3所示。速度和溫度分布在網(wǎng)格數(shù)目超過(guò)434萬(wàn)時(shí)不再受其影響。因此，采用網(wǎng)格數(shù)目為434萬(wàn)。

(a) 溫度

2 TAPS燃燒室性能研究

僅值班級(jí)供油情況下，分別研究一級(jí)葉片角φ1和二級(jí)葉片角φ2改變時(shí)燃燒室中軸線和Z=65 mm(燃燒室回流區(qū)中心)參考線上各參數(shù)的變化規(guī)律。在主燃級(jí)和值班級(jí)供油比例為90%～10%時(shí)，研究燃燒性能參數(shù)隨φ3的變化趨勢(shì)。

2.1 一級(jí)葉片角對(duì)燃燒室性能的影響

本文選取φ1分別為15°、20°、25°、30°和35°，二三級(jí)葉片角φ2、φ3分別固定為45°和60°。其中速度分布主要選用20°、25°和30°進(jìn)行分析。 圖4是不同φ1下參考線(圖4(a)(b))和中軸線(圖4(c))上的速度分布，φ1增大時(shí)，旋流數(shù)提高，參考線上切向速度在Y=±40 mm處增大趨勢(shì)明顯，而軸向速度基本無(wú)變化。圖4(c)中軸向速度有兩個(gè)極小值，表明了值班級(jí)和主燃級(jí)回流區(qū)所在的軸向位置。φ1增大使切向動(dòng)量提高，導(dǎo)致回流區(qū)的軸向長(zhǎng)度和徑向長(zhǎng)度稍稍增加。

(a) 切向速度

(b) 軸向速度

(c) 軸向速度

圖4 不同φ1下燃燒室速度分布

圖5為φ1改變時(shí)燃燒室性能參數(shù)的變化趨勢(shì)。φ1增大，回流區(qū)體積增大導(dǎo)致較多的壓力能轉(zhuǎn)化為氣流動(dòng)能，因而壓力損失增大；油滴受到的切向速度隨φ1增大而升高，氣動(dòng)力增大使燃油霧化質(zhì)量提高，燃燒更充分，所以燃燒效率在15°～25°間迅速增長(zhǎng)；但是由于φ1繼續(xù)增大對(duì)燃油霧化的促進(jìn)作用已經(jīng)達(dá)到極限，對(duì)燃燒效率促進(jìn)作用不再明顯，因而燃燒效率上升趨勢(shì)較為平緩。

圖5 不同φ1下燃燒性能參數(shù)

2.2 二級(jí)葉片角對(duì)燃燒室性能的影響

本文選定φ2分別為30°、40°、45°、50°和60°，φ1、φ3分別固定為30°和60°，并且選用φ2為30°、45°和60°進(jìn)行速度分布分析。圖6是不同φ2下參考線(圖6(a)(b))和中軸線(圖6(c))上的速度分布。增加φ2時(shí)，在中軸線和參考線上軸向速度為0的兩點(diǎn)之間間距增大，說(shuō)明回流區(qū)軸向長(zhǎng)度和徑向長(zhǎng)度變大。火焰筒中心位置Y∈(-30 mm，30 mm)和外側(cè)氣流的切向速度明顯升高，而軸向速度浮動(dòng)不大。中軸線上軸向速度在文氏管出口處(Z=26 mm)逐漸增大，但是由于φ2增大對(duì)氣流運(yùn)動(dòng)有阻礙作用，使火焰筒內(nèi)氣流的軸向速度逐漸減小。

(a) 切向速度

(b) 軸向速度

(c) 軸向速度

圖6 不同φ2下燃燒室速度分布

圖7為燃燒室性能參數(shù)隨φ2的變化趨勢(shì)。φ2增大時(shí)，對(duì)流經(jīng)旋流器的空氣阻礙作用增強(qiáng)，使得流動(dòng)阻力損失增大，從而總壓損失逐漸增大；但是由燃燒室內(nèi)部壓力能轉(zhuǎn)化而來(lái)的氣流動(dòng)能可以顯著提升燃油霧化水平，而且回流區(qū)體積增大使得燃油駐留時(shí)間增加，燃料燃燒的更完全，從而燃燒效率逐漸增加。

圖7 不同φ2下燃燒性能參數(shù)

2.3 三級(jí)葉片角對(duì)燃燒室性能的影響

在主值兩級(jí)供油比例為90%～10%，φ1和φ2分別為30°和45°時(shí)，研究了燃燒性能參數(shù)隨φ3的變化趨勢(shì)。圖8是不同φ3下參考線(Z=55 mm，圖8(a)(b))和中軸線(圖8(c))上的速度分布。圖8(a)中φ3為30°和45°時(shí)，由于徑向旋流器旋向與第二級(jí)旋流器旋向相反，而且其形成的切向動(dòng)量小于后者所形成的切向動(dòng)量，因而火焰筒中心氣流的旋向與后者的氣流流向相同，進(jìn)而表現(xiàn)出火焰筒中心位置的氣體旋向與其壁面兩側(cè)氣流旋向相反。φ3繼續(xù)增大時(shí)，氣流切向動(dòng)量增加使得火焰筒內(nèi)氣流旋向與徑向旋流器中的氣流旋向一致，圖8(a)中火焰筒兩側(cè)切向速度的極值越發(fā)靠近壁面，圖8(b)中回流區(qū)徑向尺寸增大。圖8(c)中，φ3為30°和45°時(shí)，主回流區(qū)位置靠近旋流器出口且尺寸較小，與值班級(jí)回流區(qū)重合，因而在旋流器出口存在負(fù)速度較大的區(qū)域；φ3為60°和75°時(shí)，回流區(qū)尺寸增大，但軸向負(fù)速度的值較小。

(a) 切向速度

(b) 軸向速度

(c) 軸向速度

圖8 不同φ3下燃燒室速度分布

圖9為不同φ3下燃燒室的總壓損失和燃燒效率變化趨勢(shì)，可見(jiàn)二者隨φ3增大均呈現(xiàn)上升趨勢(shì)。根據(jù)不同φ3下的壓力損失和燃燒效率變化趨勢(shì)擬合出如下線性關(guān)系式，

y=0.063 17×x+3.313 96

(1)

z=0.026 11×x+97.821 39

(2)

式中：y為壓力損失，z為燃燒效率，x為φ3。該公式適用范圍為三級(jí)旋流器，其中一二級(jí)為軸向旋流器(角度分別為30°和45°)，第三級(jí)為徑向旋流器。

(a) 壓力損失

(b) 燃燒效率

3 結(jié)論

針對(duì)本文研究的特定結(jié)構(gòu)及工況，結(jié)論如下：

1)φ1增大，燃燒室內(nèi)參考線上切向速度僅在峰值處存在差異，軸向速度分布曲線基本一致，回流區(qū)體積稍稍增大。壓力損失持續(xù)上升，燃燒效率上升趨勢(shì)先快速后平緩。

2)φ2增大，火焰筒中心和外側(cè)氣流的切向速度明顯升高，軸向速度變化較小，回流區(qū)軸向長(zhǎng)度稍微增加。燃燒室的壓力損失和燃燒效率均呈上升趨勢(shì)。

3)φ3增大，火焰筒中心氣流的旋向發(fā)生變化，兩側(cè)切向速度的極值逐漸靠近壁面，回流區(qū)體積顯著增大。燃燒室的壓力損失和燃燒效率隨φ3增大而升高，二者與φ3的擬合關(guān)系式分別為y=0.063 17×x+3.313 96、z=0.026 11×x+97.821 39。