斜流駐渦燃燒室火焰筒冷卻方案數值模擬

王嘉璽，張凈玉

（南京航空航天大學能源與動力學院，南京210016）

0 引言

自20 世紀90 年代初駐渦燃燒室的概念提出至今，國內外關于駐渦燃燒室的研究已經發展了4 代。

Hsu 等[1]以Whipkey 等[2]對空腔減阻的研究為基礎，提出第1 代駐渦燃燒室模型；美國空軍研究實驗室（AFRL）與GEAE 公司根據第1 代駐渦燃燒室的特點對其進行改進，研制出了第2 代駐渦燃燒室[3]。這2代駐渦燃燒室均采用氣體燃料，隨著液體燃料的廣泛使用，需要研制與其匹配的新一代燃燒室。AFRL 與GEAE 公司于1998 年設計并提出以液體為燃料的第3 代駐渦燃燒室模型，該模型為矩形模型。根據燃燒室進口熱力參數和發動機性能要求，AFRL 進一步研究了適用于高溫高壓的新型駐渦燃燒室模型，部分文獻稱之為第4 代模型[4-5]。國外針對第4 代駐渦燃燒室開展了大量研究，試驗結果包括：Straub 等[6]認為在0～2 MPa 條件下，能保持很好的工作性能；Hassa 等[7]認為與常規燃燒室相比，在相同條件下，駐渦燃燒室點火、貧油熄火以及高空再點火性能提升50%；Straub 等[8]發現總的當量比為0.12～0.82，燃燒效率皆在99%以上，在整個試驗工況范圍內獲得的燃燒效率不低于95%，且在慢車條件下，工作效率達到99%；Hendricks 等[9]發現出口溫度分布達到或者優于0.02～0.03。國內各高校及研究單位也開展了大量研究，何小民等[10]開展了駐渦燃燒室燃燒性能的試驗研究，獲得了燃燒性能參數的變化規律：點火和貧油熄火性能隨流量變化很小，隨進口溫度的升高而改善，最大點火和貧熄余氣系數分別為6.03 和14.41；僅駐渦區供油時，燃燒效率為90%～95%，駐渦區和主流同時供油時，燃燒效率為84%～99.5%。駐渦燃燒室采用分級供油分區燃燒，凹腔在很高的主流速度下仍可以保持穩定燃燒，拓寬了燃燒室穩定工作范圍[10-14]。斜流駐渦燃燒室是1 種新型燃燒室概念，兼具傳統駐渦燃燒室的技術優勢及回流燃燒室高空間利用率的特點。

本文針對某型斜流駐渦燃燒室模型，根據流量分配要求，結合凹腔內流場特性，對其設計冷卻方案的冷卻效果進行數值模擬。

1 燃燒室模型

與傳統軸流式駐渦燃燒室不同，斜流駐渦燃燒室結構采用回流式設計，機匣與第1 級渦輪連接。火焰筒內主要分成了駐渦區、主燃區以及摻混區。駐渦區設有前、后2 個空氣進口，在前、后2 路進口空氣的共同作用下，在駐渦區內形成雙渦結構。摻混區則用于調控燃燒室出口溫度的平均值和分布。斜流駐渦燃燒室結構和流動如圖1 所示。

火焰筒模型如圖2 所示。從圖中可見，該模型由凹腔前壁、凹腔上壁、凹腔后壁、摻混板及噴嘴組成。由于結構較為復雜，需要冷卻的壁面面積較大。此外，根據駐渦燃燒室冷卻設計經驗，在聯焰板處壁溫較高，也需要冷卻。

圖1 斜流駐渦燃燒室結構和流動

圖2 火焰筒模型

2 數值計算方法

2.1 網格劃分及邊界條件

由于燃燒室內燃燒過程較為復雜，如采用不加簡化的全環模型計算，網格量巨大，并且對計算機配置要求極高，現有計算機資源根本無法模擬。因此在不改變模型主要尺寸參數的情況下，選取單頭部燃燒室以FLUENT 為求解器進行數值模擬計算。由于多斜孔數目較多，故本文采用非結構化網格劃分。此外，由于要研究熱側壁面氣膜的流動換熱特性，對孔及壁面部分網格進行加密，網格質量整體達到0.3 以上。

進口采用質量流量進口，進口溫度為500 K，根據燃燒室進口壓力參數選取操作壓力為5.9 MPa；出口采用壓力出口，出口壓力為0.1 MPa；采用氣動霧化噴嘴；近壁處采用標準壁面函數；在火焰筒內兩側截面為旋轉周期邊界；continuity 殘差選取10-4，采用默認收斂條件；離散格式選取高階差分中2 階迎風格式。對冷態流場流動特性采用210、335、420 及530 萬4 種數量的網格進行網格獨立性驗證。中心截面凹腔中心處平均徑向速度分布如圖3 所示。從圖中可見，網格數量為530 萬時，徑向平均速度曲線吻合較好，因此本文選擇530 萬網格數量進行數值計算。燃燒室模型網格劃分如圖4 所示。

圖3 中心截面凹腔中心處平均徑向速度分布

圖4 燃燒室模型網格劃分

2.2 求解模型

對真實燃燒條件下氣膜與多斜孔冷卻結構數值模擬數據與試驗所測溫度數據對比發現，采用以下方法所得計算結果與試驗結果符合最好[15]。

湍流模型選取標準k-ε 模型，其中，k 和ε 是2個基本未知量，與之相對應的輸運方程為

式中：Gk為由平均速度梯度引起的湍流動能k 的產生相；Gb為由浮力引起的湍流動能k 的產生項，對不可壓流，Gb=0；YM為可壓湍流脈動擴張的貢獻，對于不可壓流，，為湍流黏性系數，其中Cu為常數。

根據Launder 等的推薦值及后來的試驗驗證，模型 中 的 常 數 如 下：G1ε=1.44，G2ε＝1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε＝1.3。

燃燒過程的模擬選用守恒標量的概率密度函數（PDF）模型，基于快速反應假設，研究的流體系統必須接近于局部化學平衡狀態，因此僅適用于非預混的擴散燃燒問題。

3 初步冷卻方案設計

3.1 設計參數及開孔率計算

高溫區主要集中在凹腔內及摻混板前部，因此主要針對凹腔壁面進行冷卻方案設計。同時，由于凹腔內的流動結構較為復雜，凹腔上壁在前部壁面附近流場較為紊亂，因此在設計過程中需要重點關注。設計要求冷卻氣量為20%～27%，根據課題組前期仿真及試驗研究得到火焰筒內、外壓力分布和壁面各部分所需單位面積冷氣量，結合流量系數定義式、雷諾數定義式及流量系數與雷諾數經驗關系式，3 個方程求解3 個未知量，方程封閉。

式中：Cd為流量系數；Qc為冷氣質量流量；Ah為壁面面積；ρc為冷氣密度；Pc*為冷氣總壓；Ph為燃氣靜壓；Op為開孔率；v 為冷氣速度；d 為冷卻孔直徑；μ 為黏性系數。

計算獲得火焰筒壁面流量系數及開孔率，結果見表1。

表1 開孔率計算結果

3.2 多斜孔結構設計

多斜孔直徑選取為0.8 mm，流向傾角為30°。多斜孔排布方式采取叉排，展向間距與流向間距比為2，在各壁面的前2 排多斜孔排布進行加密。設計計算結果所得開孔率Op及開孔數n 見表2。

表2 冷卻孔數設計結果

3.3 數值模擬結果

3.3.1 流量分配

駐渦燃燒室各部分冷氣流量分布結果見表3。從表中可見，部分數值模擬所得冷卻ms流量與設計值md存在偏差，總體冷氣量需要減小，同時應結合初步設計及數值模擬壁溫結果來對冷氣量分配進行進一步優化。

表3 燃燒室流量分布

3.3.2 流場特性

2 個特征截面在凹腔處的速度如圖5 所示。從圖中可見，在凹腔及主流進氣處由于駐渦的形成，流動相對比較復雜，近壁面氣流方向變化較大，在進行冷卻設計時需要考慮到氣膜孔出流方向應與近壁面氣流方向保持一致。主渦及副渦的渦心速度較低，為0～10 m/s，渦邊緣速度較高，為60 m/s。凹腔上壁附近氣流速度約為30 m/s，凹腔后壁附近氣流速度約為70 m/s，聯焰板附近氣流速度約為60 m/s。在摻混板3前端形成1 個低速區，壁面附近氣流速度為10 m/s。凹腔內壁面附近氣流流動方向基本與主渦流動方向保持一致。

圖5 過主流截面和聯焰板截面速度

3.3.3 溫度場

過主流截面和聯焰板截面溫度分布如圖6 所示。從圖中可見，過聯焰板截面凹腔上壁、后壁及前壁大部分由冷氣覆蓋，壁溫較低；過主流截面凹腔內燃氣溫度達到2000 K 左右；摻混板壁面多斜孔氣膜出流形成貼壁冷氣膜層；高溫區主要分布在摻混板3 及凹腔處；在摻混板3 前段，氣膜并沒有良好地覆蓋到壁面上；在摻混孔的摻混作用下，摻混板1、2 近壁面溫度較低。

圖6 過主流截面和聯焰板截面溫度分布

3.3.4 壁溫分布

駐渦燃燒室壁面溫度分布如圖7 所示。從圖中可見，聯焰板上的氣膜孔冷卻效果較好，聯焰板上最高絕熱壁溫低于1500 K；凹腔前壁后半段因氣膜疊加效應溫度較低，前部由于主流進氣，在第1 排氣膜孔之前的壁面冷氣難以對壁面進行保護，因此出現高溫區，壁面溫度分布梯度較大；摻混板3 前部部分冷卻孔孔后氣膜覆蓋性較差，出現高溫區，壁面絕熱壁溫局部達到1800 K，需進一步優化冷卻孔排布；在摻混板1、2大部分壁面形成良好的氣膜覆蓋，壁面溫度較低，可以適當減少冷卻氣量；在凹腔上壁與后壁間的連接處存在局部高溫區，需要在連接處適當排置冷卻孔。

圖7 燃燒室壁面溫度分布

4 冷卻方案調整

4.1 結構調整

根據第3.3.4 節計算的壁溫分布，聯焰板附近溫度較高，需要增加設計冷氣量；在凹腔上壁和后壁存在局部高溫區，需要對冷氣布置進行調整；摻混板部分區域溫度較低，冷氣量過量，需要適當降低。

4.1.1 凹腔前壁

與初步設計相比較，在聯焰板改變冷卻方式，將多斜孔氣膜冷卻改為沖擊氣膜冷卻，由于導流環的作用可以將燃氣分離開，同時也有助于下游氣膜覆蓋，沖擊孔直徑為1.5 mm，沖擊間距為1.5 mm，導流環截面采用流線型[12]。適當減少多斜孔的開孔數，保證冷氣量基本不變。具體冷卻結構如圖8 所示。

4.1.2 凹腔上壁

根據初步設計數值模擬結果，凹腔上壁面總體溫度較低，氣膜覆蓋性良好。在凹腔上壁與后壁連接處加入2 排冷卻孔，孔方向沿凹腔后壁壁面平直進氣，具體冷卻結構如圖9 所示。

圖8 凹腔前壁冷卻結構

圖9 凹腔上壁冷卻結構

4.1.3 凹腔后壁

根據初步數值模擬結果，凹腔后壁冷氣量符合設計值，并且壁面溫度較低，不需要進行優化設計，具體冷卻結構如圖10 所示。

4.1.4 摻混板壁1

根據初步設計數值模擬結果，摻混板壁1 由于在此之前摻混孔進氣使得燃氣溫度摻混均勻并降低，壁面溫度很低，可以將冷卻孔移除，具體冷卻結構如圖11 所示。

圖10 凹腔后壁冷卻結構

圖11 摻混板1 冷卻結構

4.1.5 摻混板壁2

與摻混板1 的相同，移除冷卻孔，具體冷卻結構如圖12 所示。

4.1.6 摻混板壁3

根據初步設計數值模擬結果，摻混板前端出現局部高溫區，因此在前端加1 排冷卻孔，同時在保持排間距比不變的情況下，適當減小孔間距；下游由于氣膜疊加效應以及主燃孔的進氣影響，下游壁溫較低，為了保持冷氣量的合理性，減少下游的孔數量。具體冷卻結構如圖13 所示。

圖12 摻混板2 冷卻結構

圖13 摻混板3 冷卻結構

4.2 數值模擬結果

4.2.1 流量分配

對調整后的冷卻方案開展冷態數值模擬研究，數值模擬方法和邊界條件與前文相同，獲得各部分流量分配，具體數據見表4。

從表中可見，調整后的總氣量減少，冷氣流量滿足設計要求。

4.2.2 溫度場

過主流截面和聯焰板截面溫度分布如圖14 所示。對比圖6 可見，冷卻結構的優化對凹腔內溫度場基本沒有影響。在摻混板3 前段明顯可見，相對于調整前，近壁面有氣膜覆蓋，降低了該處的壁面溫度。

圖14 過主流截面和聯焰板截面溫度分布

4.2.3 壁溫分布

凹腔前壁、聯焰板及摻混板3 的壁溫分布如圖15 所示。對比第3.3.4 節的結果可知，火焰筒整體壁溫降低較大，高溫區域占比明顯減小。

圖15 調整后燃燒室壁面溫度分布

對比凹腔前壁及聯焰板可見，采用沖擊氣膜冷卻結構后，在凹腔前壁的大片1400 K 高溫區消失，整體壁溫小于1000 K，局部熱點溫度為1200 K 左右，導流環內溫度為1143 K，滿足材料許用溫度。聯焰板整體溫度降低，局部熱點基本消失。

摻混板3 前部溫度明顯降低，之前存在的1800 K 高溫區基本消失，局部熱點溫度低于1500 K。

5 結束語

本文針對斜流駐渦燃燒室，結合3 維數值模擬和工程設計，開展了扇形火焰筒壁面冷卻方案設計。初步設計時采用多斜孔冷卻結構，得到其流量分配、流場、壁溫分布及換熱特性。根據計算結果進行調整，在凹腔內采用多斜孔加沖擊冷卻結構，調整后流量分配及溫度分布均得到改善，凹腔前壁及聯焰板采用沖擊氣膜冷卻結構后，1400 K 高溫區消失，局部熱點溫度為1200 K 左右，導流環內溫度為1143 K，滿足材料許用溫度；摻混板3 前部溫度明顯降低，高溫區基本消失，局部熱點溫度低于1500 K。