波瓣噴嘴燃燒室流場水流模擬試驗研究

王力軍，門 闊，江金濤，徐義俊

(沈陽航空航天大學能源與環境學院，沈陽 110136)

1 引言

現代高性能全尺寸燃燒室的研制試驗費用極其昂貴，為了降低試驗費用，基于相似原理的模型試驗被廣泛用于航空發動機燃燒室的設計研發中[1]。由于水和空氣同屬流體，其運動過程都遵循流體基本定律，當邊界條件相同時兩種流體的流動現象和規律是一致的[2]。同時，由于空氣為無色透明氣體，試驗過程中的可視化觀測比較困難[3-5]，且運用PIV 速度成像技術成本比較高。因此將相似原理中的水流模擬試驗顯示技術應用到航空發動機新型燃燒室設計中，不僅可節省大量的經費和時間，還能預測燃燒室內冷態流場的分布[6]。另外，相較于氣體動力學試驗，水流模擬試驗具有試驗裝置簡單、費用低、操作方便等優點，且水流模擬試驗現象更為直觀和形象、易于觀測和測量。此外，水流模擬試驗還可通過相似理論中的幾何相似、運動相似以及邊界條件相似，來確定實際工況對應的模化試驗臺尺寸和操作條件。

本文采用水流模擬流動顯示相似試驗方法，搭建了一套航空發動機新型燃燒室內流場水流模擬試驗臺，探究不同波瓣噴嘴燃燒室內流場渦系的結構及演變過程。同時，運用數值模擬方法定量研究了不同波瓣噴嘴燃燒室內流場渦系結構特性和演變規律[7-11]，并將二者結果進行正確性對比驗證分析，為探討不同波瓣噴嘴燃燒室的水流模擬方法提供了可信和有一定應用價值的結論。

2 試驗設備與方案

2.1 水流模擬試驗臺

圖1 水流模擬試驗臺實體圖Fig.1 Water flow simulation test bed

搭建的航空發動機波瓣噴嘴燃燒室內流場水流模擬試驗臺如圖1 所示，由波瓣噴嘴、燃燒室、供水系統、控制系統、顯示系統與拍攝系統等組成。水流入口代表空氣入口，其流量由電磁流量計控制。共設計了常規波瓣、出口斜置波瓣和外加旋流器波瓣3 種波瓣噴嘴(圖2)，并將其應用于新型多點噴射燃燒室設計中，成為常規型、出口斜置型與外加旋流器型波瓣噴嘴燃燒室。圖2(a)為常規型波瓣噴嘴結構，圖2(b)中虛線輪廓為常規型波瓣噴嘴出口線型結構，實線為出口斜置型波瓣噴嘴結構。兩種波瓣噴嘴均采用六花瓣結構，常規型波瓣的尾緣無斜置，其內外波瓣的張角分別為19.3°與24.2°；與此相對應，出口斜置型波瓣噴嘴參考了Ruetten 等[12-13]的設計，將常規型波瓣噴嘴出口逆時針整體扭轉8.4°。兩種波瓣的長度均為20.0 mm，直徑為30.0 mm，進口平行端長度為30.0 mm。整個軸向旋流器安裝在波瓣噴嘴入口平行端前側(圖2(c))，由36 個葉片組成，葉片安裝角為10°。

圖2 波瓣噴嘴模型設計簡圖Fig.2 Schematic design of lobed nozzle model

2.2 試驗與模擬方案

共設計了3 個試驗方案，即分別用水流模擬常規型、出口斜置型和外加旋流器型波瓣噴嘴燃燒室內流場。每種波瓣噴嘴燃燒室的試驗在同一工況、不同油氣比條件下進行。試驗操作過程相同：開啟進水泵，噴入彩色墨水作為流動示蹤顯示劑；用電磁流量計測量并通過主控制器控制其流量；用高速攝像機記錄波瓣渦系結構及流動軌跡在燃燒室內的形態和發展情況。

表1、表2 分別給出了試驗工況和模擬計算工況。通過試驗定性觀測分析波瓣噴嘴燃燒室內渦系，利用數值模擬對燃燒室內渦系進行進一步的數值分析。依據數值模擬所建立的3種波瓣噴嘴燃燒室的模擬工況，由相似原理，在保證數值模擬工況與水流模擬工況雷諾數相同的前提下，根據下式，可以得出水流模擬試驗的操作條件。

表1 試驗工況Table 1 Experimental conditions

表2 數值模擬工況Table 2 Numerical simulation conditions

式中：Re為雷諾數；L為模型燃燒室特征長度；v為模型燃燒室內流體流速；ρ為模型燃燒室內流體密度；μ為模型燃燒室內流體的動力黏度；下標a表示空氣，w表示水。其中，水和空氣的密度與動力黏度均為常量，試驗臺模型與模擬計算模型的特征長度之比為3。

3 燃燒室模型及網格

3.1 燃燒室整體參數

整個燃燒室模型主要由波瓣噴嘴和漸縮式方形錐體(倒錐體)組成，如圖3 所示。燃燒室模型參考NASA 相同尺寸的燃燒室設計[14-15]。燃燒室總長為255.8 mm，模型燃燒室前端正方形邊長為207.8 mm，末端正方形邊長為83.0 mm，出口平行端長度為40.0 mm。波瓣噴嘴尾緣出口即為燃燒室頭部入口。

圖3 燃燒室幾何模型及計算網格Fig.3 Combustion chamber geometry model and calculation grid

3.2 計算域網格劃分

采用ANSYS 15.0軟件對整個計算域進行ICEM網格劃分。波瓣噴嘴結構復雜，采用非結構化網格劃分，并且對壁面采用五層Prim 邊界層網格，波瓣出口尾緣附近局部加密。加密后的第一層網格節點距壁面的無量綱距離函數y+滿足Realizablek-ε湍流模型標準壁面函數的要求。經網格無關性驗證，最終確定的網格總數約為280萬。

4 結果與分析

4.1 試驗結果及分析

圖4 常規型波瓣噴嘴下游渦系結構水流示蹤結果Fig.4 Test results of conventional lobe nozzles

圖5 出口斜置型波瓣噴嘴下游渦系結構水流示蹤結果Fig.5 Test results of exit oblique lobe nozzle

圖6 外加旋流器型波瓣噴嘴下游渦系結構水流示蹤結果Fig.6 Test results of the applied external cyclone lobe nozzle

圖4～圖6 示出了3 種波瓣噴嘴下游單渦與對渦結構水流示蹤試驗觀測結果。每組圖對應4個工況，從左至右油氣比(FAR)由0.035 逐漸減小到0.026，對應的空氣質量流量逐漸增大，水模擬對應的水流量逐漸增大；圖中虛線為波瓣噴嘴中心軸線。3種波瓣噴嘴在燃燒室中誘導出的單渦結構和對渦結構隨著油氣比的減小，在大小和空間演變規律上基本一致，但其大小和拓展范圍有所不同。

4.1.1 常規型波瓣噴嘴下游流場

由圖4(a)可見，單渦結構在沿燃燒室軸向螺旋式前進的同時，也在不斷地向徑向擴散。波瓣噴嘴出口處存在強度較大的渦系結構卷吸附近的流體，促進該空間范圍內的流體相互摻混并逐漸擴展。不同油氣比下渦系結構在形狀和空間演變規律上一致，但大小和擴展范圍不同。隨著入口流量的增大，渦系結構的擴展范圍逐漸增大，渦系結構更加明顯。圖4(b)顯示了單個波瓣噴嘴出口兩側的對渦結構分布情況。可看出，在示蹤劑進入燃燒室后形成一對渦系結構，沿燃燒室軸向一同螺旋式前進并逐漸摻混。由于兩個渦系旋向相反，相互摻混得更加充分。隨著入口流量的增大，其渦系結構的演變規律與單渦結構的基本一致。

4.1.2 出口斜置型波瓣噴嘴下游流場

圖5(a)為單個出口斜置型波瓣噴嘴出口處一側順時針單渦結構水流示蹤試驗觀測結果。可見，單渦結構中，出口斜置型波瓣噴嘴渦系的發展狀態與常規型波瓣噴嘴的相似，同為沿中心軸線順時針旋轉。但由于出口斜置型波瓣噴嘴出口扭轉一定角度，水流存在切向分速度，整個渦系結構出現了沿波瓣噴嘴中心軸線逆向傾斜的趨勢。由圖5(b)可以看出，對渦結構與常規型波瓣噴嘴的類似，但出口斜置型波瓣噴嘴的渦系結構沿下游方向的空間演變范圍更大，摻混效果更好。這說明波瓣出口扭轉一定角度具有擴展波瓣噴嘴下游渦系空間范圍的作用，能夠進一步促進射流摻混。在斜置型波瓣的出口處，同樣存在強度較大的渦系結構卷吸附近流體，促進該空間范圍內的流體相互摻混并逐漸擴展。這使得渦系的螺旋狀空間拓展形態和范圍都明顯增大，渦系結構在燃燒室內得到明顯加強。同時，隨著入口流量的增大，渦系結構的變化規律與常規波瓣噴嘴的一致，渦系結構的擴展范圍逐漸增大。

4.1.3 外加旋流器型波瓣噴嘴下游流場

圖6(a)為外加旋流器型波瓣噴嘴出口對渦結構的示蹤試驗觀測結果。由圖可見，外加旋流器型波瓣噴嘴的渦系的發展狀態與常規型和出口斜置型兩種波瓣噴嘴的相似，整個渦系結構同樣存在沿波瓣噴嘴中心軸線傾斜的趨勢。而其渦系結構沿下游方向的空間演變范圍比圖5(a)的小，說明外加旋流器同樣具有擴展波瓣噴嘴下游渦系空間范圍的作用，但較出口斜置型波瓣噴嘴的作用弱，圖6(b)的成對渦系也能說明這一點。外加旋流器波瓣噴嘴下游燃燒室內摻混效果較常規型波瓣噴嘴的好，比出口斜置型波瓣噴嘴的稍差。

4.2 數值模擬結果及分析

4.2.1 冷態流場結果及分析

圖7 顯示了3 種波瓣噴嘴燃燒室內數值模擬的冷態流場。可看出，3 種波瓣燃燒室內的冷態流場分布基本一致，波瓣噴嘴出口處及每個波瓣波峰處的速度都較大。常規型波瓣噴嘴燃燒室內存在射流貼壁現象，且速度分布不均勻；外加旋流器型波瓣噴嘴燃燒室內射流貼壁情況稍有改善，且速度分布較常規型波瓣的均勻；出口斜置型波瓣噴嘴燃燒室內射流貼壁現象消失，且整體速度分布均勻性較好。造成上述狀況的原因是，兩種預置渦量波瓣噴嘴燃燒室內出口都有一定的切向分速度，導致燃燒室內的射流徑向影響范圍縮小。對燃燒室內射流徑向影響范圍而言，外加旋流器型波瓣噴嘴的略大于出口斜置型波瓣噴嘴的。

4.2.2 燃燒室內渦量值分析

由于波瓣噴嘴的特殊幾何形狀，其下游射流混合流場中存在較大規模的流向渦，這是流動混合增強的主要原因。此外，由于K-H不穩定性可以出現在任何自由剪切層中，所以會有流向渦以及正交渦的出現，而旋渦破裂產生的高強度湍流使整體混合過程顯著改善。圖8(a)為油氣比0.026時3種波瓣噴嘴燃燒室內流向渦渦量值沿流向變化的曲線圖。可看出，3 種波瓣噴嘴燃燒室的流向渦渦量值變化趨勢相似，且波瓣噴嘴出口處的渦量值最大。隨后由于流向渦之間相互擠壓摻混及湍流的耗散作用，渦量值都呈急劇下降趨勢。當x(沿流向距燃燒室入口距離)大于0.1 時，此時的位置已是燃燒室的后半部分，其流向渦的渦量值較小。燃燒室內正交渦渦量值如圖8(b)所示，其變化規律與流向渦的相似。

圖7 波瓣燃燒室內冷態流場Fig.7 Cold flow field in the lobe combustor

4.3 試驗與模擬結果對比分析

圖9為以油氣比0.026為例的3種波瓣噴嘴在燃燒室內單渦的軌跡線模擬結果與試驗示蹤結果對比。由圖可看出，渦系模擬計算軌跡結構沿流向的演變位置、渦系的空間拓展形態以及范圍，與水模擬試驗示蹤結果顯示的基本相同。說明運用水流模擬試驗與數值模擬計算相互驗證的方法來研究波瓣噴嘴燃燒室內的渦系結構和流動軌跡可行。

圖8 燃燒室內渦量值沿流向的變化Fig.8 Variation of vortex value in combustion chamber along flow direction

圖9 波瓣噴嘴單渦渦系模擬與試驗結果對比Fig.9 The comparison diagram between simulation and experiment of lobe nozzle single vortex system

5 結論

搭建了水流模擬試驗臺，試驗觀測、研究了不同波瓣噴嘴燃燒室內冷態流場結構。同時，以空氣為介質對相同波瓣燃燒室內冷態流場進行了數值分析。對比分析水模擬相似試驗和數值分析結果，主要得出如下結論：

(1) 數值模擬渦系軌跡結構與水流模擬試驗觀測結果的渦系結構相似，渦系演變規律一致。所設計的3 種波瓣噴嘴在相同工況下，出口斜置型與外加旋流器型這兩種有預置渦量的波瓣噴嘴燃燒室，其下游渦強度更大。對流向渦渦量值而言，出口斜置型最大，外加旋流器型次之，常規型最小。3種波瓣噴嘴在燃燒室內均產生了復雜的渦系結構，促進了射流的摻混，對穩定燃燒及降低污染物排放有一定的作用。

(2) 波瓣噴嘴出口處流向渦以及正交渦的渦量值達到最大，且沿程逐漸衰減；旋渦破裂產生的高強度湍流使整體混合過程顯著改善。

(3) 不同工況下，3 種波瓣噴嘴下游的渦系變化規律趨于一致。隨著入口流量的增大，燃燒室內的渦系結構在形狀和空間演變規律上基本一致，且大小和擴展范圍逐漸增大。