渦軸發動機折流燃燒室不同進口負壓下的點火性能研究

2022-06-24 13:37:18洪僑嗣何小民

機械制造與自動化 2022年3期

洪僑嗣，何小民

(南京航空航天大學能源與動力學院，江蘇南京 210016)

0 引言

渦軸發動機由于具有體積小、質量輕以及輸出功率大等特點[1]，被廣泛地運用于現代直升機中。我國幅員遼闊，當渦軸發動機在高海拔區域啟動過程中，往往會由于環境的壓力、含氧量、溫度的降低等原因，導致渦軸發動機出現工作性能下降、起動失敗等情況。而折流燃燒室作為渦軸發動機內的核心部件，其點火性能很大程度將影響渦軸發動機的啟動性能。通過對不同進口負壓條件下的折流燃燒室點火性能進行研究，對拓展渦軸發動機性能具有重要的意義。

現階段，國內外很少有針對折流燃燒室在高原條件下進口負壓的燃燒室點火性能的相關研究，這極大地限制了折流燃燒室的性能提升及優化。而負壓條件下的點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，對燃燒室點火過程進行研究分析。研究表明壓力的變化將改變初始火核的形成時間與位置，進而影響整個點火過程。JIANG P等[3]通過對新型概念的斜流駐渦燃燒室進行點火特性試驗，獲得了斜流駐渦燃燒室的點火過程，驗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秀的點火特性。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熄火特性開展了細致研究，結果表明燃燒室燃油的霧化特性和燃燒狀態都會隨著壓力降低而變差，從而使點火邊界變窄。肖新鷹等[7]通過對預燃式和徑向/預燃式組合火焰穩定器進行研究，發現隨進口壓力的降低，燃油供給壓力會降低，從而影響了燃油霧化特性，極大地增大了點火油氣比。李凡玉等[8]為改善渦軸發動機在高海拔負壓條件下的起動問題，通過起動初期補氧及控制起動過程中液壓負載的方式，成功減少起動時間。楊謙等[9]通過改變火焰筒內外壁主燃孔位置，將主燃區由非對稱回流變為對稱回流，該結構在不同負壓條件下都具有較優的點火性能。

雖然國內外已開展不少關于負壓點火性能的研究，但現階段折流燃燒室在負壓條件下點火性能研究還很少，為了彌補該方面的不足，本文通過試驗與數值模擬相結合的方式開展了不同負壓條件下折流燃燒室點火性能的研究，為未來折流燃燒室的研究提供參考依據。

1 試驗系統、模型及參數

圖1為試驗系統簡圖。整套試驗系統分為供氣系統、燃油系統、測量系統、溫度采集系統、燃燒室試驗段。

圖1 試驗系統簡圖

試驗系統中的供氣系統包含了雙螺桿空氣壓縮機及真空泵，能實現最大35 m3/min的空氣流量以及0.02 MPa的試驗段壓力。在空氣壓縮機作用下形成的高速射流，先通過孔板流量計對其進氣流量進行測量，測量誤差≤1%；接著高速射流進入整流段，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；然后高速射流進入試驗段并進行燃燒試驗，通過出口周向均勻布置且與cDAQ-9178溫度采集系統連接的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。在燃油系統中，燃油流量通過科里奧利質量流量計測量，測量誤差≤0.3%。

圖2為折流燃燒室全環模型，其主要由擴壓器、機匣、火焰筒以及渦輪導向器葉片組成。

圖2 燃燒室模型圖

圖3為火焰筒的進氣區域，主要分為旋流板、前壁面進氣縫、外環主燃孔、進氣斗、外環摻混孔、內環摻混孔、內環主燃孔。另在火焰筒與外機匣間安裝有火炬點火器，火炬點火器的功能主要通過形成射流火焰，進而將火焰筒內的油氣混合物引燃。發動機的中心轉軸內安裝有離心甩油盤，甩油盤通過跟隨主軸的高速轉動，將燃油從內部集油腔噴射至火焰筒內部。

圖3 火焰筒分區示意圖

試驗中通過改變進口負壓對折流燃燒室點火性能的影響進行研究。試驗中設計了5個不同的壓力方案以及壓力所對應的海拔高度，詳見表1。

表1 點火性能試驗研究工況

點火試驗中，在進氣的氣動參數到達工況后，開始供入燃油，通過啟動火炬點火器，進行點火。對比試驗段進出口處溫度，當進出口溫升>70 ℃時，判斷折流燃燒室點火成功，并對相同點火成功時的油氣比通過重復成功3次以上點火試驗，驗證數據可靠性。

2 數值模擬方法

研究中通過數值模擬的方法，獲得不同進口負壓下折流燃燒室的流場特性，并結合試驗結果分析點火性能的變化原因。

數值模擬中研究模型與試驗所使用的折流燃燒室模型一致。計算方法采用流動與壓力耦合的SIMPLE算法，并采用二階迎風格式。邊界條件為：進口采用質量流量進口，出口采用壓力出口，周向兩側壁面選用旋轉周期性邊界，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，進行了網格獨立性驗證。計算中劃分了4種數目的網格方案，分別為150萬、450萬、650萬、1 000萬，分別標記為G1、G2、G3、G4。在不同網格數目方案中，對于火焰筒內部的進氣孔位置都進行了局部加密。在相同數值方法以及邊界條件下的計算下，得到了不同網格數目下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)。速度在不同網格數目下的分布不同，其中G1與 G2的軸向速度分布與G4網格存在較大的偏差，而G3與G4相比，兩者速度分布基本吻合。故650萬網格能在更低的計算成本下，準確表現出燃燒室流場特征，最終選擇650萬的網格劃分方式。

圖6 燃燒室PM截面速度分布圖

進一步對數值計算方法進行驗證，以課題組前期開展的試驗結果中燃燒室平均出口溫度為基準，將Standardk-ε以及RNGk-ε湍流模型的計算結果進行對比，結果如圖7所示。其中進口壓力為常壓，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，二者溫差達到了189.6 K。將兩個湍流模型與試驗結果進行對比，可以發現RNGk-ε湍流模型與試驗結果對比偏差過大，而Standardk-ε模型與試驗結果的變化趨勢和溫度值都基本吻合，因此本文選擇Standardk-ε模型作為數值計算的湍流模型。

圖7 試驗與計算結果的出口平均溫度

3 研究結果及分析

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

圖8 不同進口壓力下的點火性能

對于折流燃燒室，其點火性能[10]主要與流場結構、速度大小、化學反應速率、油霧的破碎以及蒸發率等密切相關。

通過數值模擬，獲得了相同進口溫度以及馬赫數條件下，不同進口負壓的冷態流場結構與速度大小。通過對數值結果研究，發現不同負壓條件下的折流燃燒室流場特性都較為相似，現以101 kPa與60 kPa為例，對燃燒室內的流場結構與速度分布進行分析。圖9是進口壓力為101 kPa時燃燒室PM截面的速度矢量圖。以圖中進氣斗為中心，將燃燒室內的火焰筒分為兩部分：沿流向的上游為主燃區，下游為摻混區。主燃區內有兩個回流區S1、S2：S1位于火焰筒內徑處，由旋流板的a1射流與內環主燃孔的a2射流的相互摻混而形成；S2位于內外環主燃孔中間，由a1與a2混合的A射流、前壁進氣縫b射流、外環主燃孔c射流以及進氣斗射流相互作用形成。圖中虛線圈內為回流區范圍，回流區的中心點軸向與徑向速度為0，水平與豎直點劃線分別指向了回流區的中心點坐標，S1的中心坐標為(84mm，68mm)，S2的中心坐標為(102mm，121mm)。

圖9 進口壓力101 kPa時PM截面速度矢量圖

圖10為進口壓力為60 kPa時燃燒室PM截面的速度矢量圖。通過對比圖9可以發現，該壓力下燃燒室內部的主燃區與摻混區的分布幾乎無差異，主燃區內的射流流動規律、穿透深度和偏轉方向、回流區的范圍以及中心坐標都與101 kPa的流場結構一致。由此可知，在保持相同進口馬赫數、溫度的條件下，不同進口負壓的折流燃燒室的流場結構相似。

圖10 進口壓力60 kPa時PM截面速度矢量圖

進一步分析燃燒室內部速度大小，作不同進口壓力下軸向位置L1-L5的軸向速度分布，如圖11所示。從速度分布結果可以看出，在不同進口壓力下，燃燒室內部不同位置處的速度分布變化規律相似，速度峰值也具有一致性。

圖11 主燃區范圍內軸向速度分布

綜上所述，在保持相同進口馬赫數、溫度的條件下，進口壓力的變化對燃燒室內部的流場結構以及速度分布影響較小，二者不是造成折流燃燒室點火性能變差的因素。

進一步通過理論分析，研究不同負壓條件下，化學反應速率、油霧的破碎以及蒸發率與點火性能的相互關系。

根據燃燒的基本理論：化學反應速率ω主要受化學反應過程中的反應物密度、活化能、流動狀態[11]等因素影響。本研究中選擇的燃料為RP-3，是一類多種碳氫化合物的混合物，通過文獻[12]可知，對于其化學反應速率ω有以下關系式：

(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；T為反應溫度。由文獻[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，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速的甩油盤供油，在不同進口負壓下，燃油進入燃燒室內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]，而氣動力與液態燃油的相互作用與We相關。We表征了燃油的易破碎程度，當其值越大，燃油液滴更易發生破碎。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。

由理想氣體狀態方程：

P=ρRgT

(4)

將(4)式代入式(3)，可得

(5)