3旋流燃燒室頭部冷態流場數值計算與試驗驗證

李 偉，邸 東，劉云鵬，陳登炳，顏應文

（南京航空航天大學能源與動力學院，南京 210016）

0 引言

航空發動機燃燒室通過設計不同結構的旋流器，匹配相應的燃油噴嘴，在保證穩定燃燒前提下，可提高燃燒效率，降低污染物排放。利用燃燒室頭部旋流器結構來提供良好的空氣動力學環境，即良好的流場結構。在航空發動機的冷態流場結構中，回流區的形狀一直是研究重點。由于回流區的存在，才使得燃燒室能維持穩定燃燒。旋流器在燃燒室中起著火焰穩定器的作用，空氣經過旋流器時之后會在其后方形成回流區。

此前，針對航空發動機冷態流場結構的研究主要采用數值計算和試驗測量2種手段。于雷等[1]利用大渦模擬對中心分級燃燒室的冷態流場進行研究，表明中心回流區的軸向長度受到主燃級葉片安裝角的影響；于涵等[2]通過數值計算發現回流區尺寸和回流量與溫度有關，熱態的回流區尺寸和回流量較冷態的明顯增大；李美燁等[3]發現中心分級燃燒室的回流區受到主燃級和預燃級的共同影響，主燃級旋流數減少直接導致回流區后移；王梅娟等[4]對某回流燃燒室的流場采用標準k-ε湍流模型進行數值計算，表明導向葉片對燃燒室流場、主燃孔射流等偏轉角等有較大影響；劉殿春等[5]在計算中同樣采用k-ε 湍流模型探究了旋流器對單管同心燃燒室流場的影響；Huang 等[6]也使用k-ε 湍流模型研究了超燃沖壓發動機的冷態流場；呂亞亞等[7]在研究燃燒室流場結構的過程中不僅采用數值方法，還采用了粒子測速儀（Particle Image Velocity，PIV）進行測量；韓啟祥等[8]應用該測量技術對某單頭部的模型的冷天流場進行研究；Dhanuks等[9]應用PIV 技術探究了LPP 燃燒室流場中的漩渦脫落對燃燒室周期性回火的影響；Li 等[10-11]探究了某3級旋流器流場結構，發現流場中漩渦結構與旋流器的幾何形狀以及進口邊界條件息息相關；顏應文等[12-13]在LPP低污染燃燒室流場中，驗證了回流區的形狀隨著值班級旋流器葉片安裝角的增大而增大；Jiang等[14]在駐渦燃燒室的研究中，發現該燃燒室的流場結構的變化規律不僅與結構有關，還與進口馬赫數有關；黨新憲等[15]的研究結果表明，冷卻孔幾何尺寸與布局對流場結構和出口溫度的影響較大；張億力等[16]的試驗結果表明，單頭部燃燒室的回流區形狀受到油氣比的影響較大。當針對一般燃燒室進行PIV 流場試驗測量時，需對燃燒室結構進行簡化，而上述研究均未給出燃燒室簡化結構（試驗結構）與真實結構之間的流場差異。

本文通過數值方法探究了3 旋流燃燒室流場結構的影響因素，并利用PIV 試驗測量技術對數值研究方法進行驗證，定性分析了單管燃燒室的簡化結構對冷態流場的影響規律。

1 計算模型及數值模擬

本文計算的物理模型如圖1 所示。其中圖1（c）為帶有3 級旋流器單管燃燒室原始結構件，包括了值班級旋流器、主級旋流器、值班級噴嘴、主級噴嘴、主燃孔、慘混孔和全覆蓋氣膜冷卻孔等結構。其中，3級旋流器的葉片均為直葉片。值班級流器為軸向旋流器，切向動量與軸向動量之比Sn=0.307，軸向方向的流通面積為440.7 mm2，共有10 個葉片，安裝角為60°；主級旋流器為雙級徑向旋流器，內部旋流器Sn=1.96，軸向流通面積為682.2 mm2，共有16 個葉片，安轉角為44°；外部的Sn=2.72，軸向流通面積為658.5 mm2，共有18個葉片，安裝角為55°。簡化的試驗件結構如圖1（a）所示，PIV 系統中的CCD 相機通過光學觀察窗即可拍攝3 級旋流器出口處的流場結構。光學觀察窗開窗面積為80 mm×100 mm（Z方向位于33～133 mm），坐標原點（X，Y，Z=（0，0，0））取在值班級旋流器進口中心位置（圖1（a）中的紅色坐標系）。

圖1 燃燒室結構

由于光學觀察窗直接延伸到燃燒室火焰筒壁面，擋住了1 個主燃孔，故而利用開孔面積的流量折算方法，在觀察窗機匣正對氣流位置開設流通縫隙，保證流過這個縫隙的流量與被擋住的主燃孔流量相等；并將火焰筒上加工難度較大的全覆蓋氣膜冷卻小孔簡化為5 排直徑為2 mm 的尾部冷卻孔（本次試驗不燃燒，不考慮冷卻）。通過設計保證簡化的燃燒室試驗件與原始結構件流量分布比例相同，如圖1（b）僅對3維全覆蓋氣膜冷卻孔進行簡化，方便與原始結構件和試驗結構件進行對比。本文分別對這3個物理幾何模型進行數值模擬計算，從而分析試驗件結構簡化設計方法對于單管燃燒室頭部中心冷態流場結構的影響。

數值計算采用商用FLUENT 軟件，湍流模型選用標準k-ε模型（RANS雷諾平均數值模型）。首先對單管燃燒室計算網格進行了無關性驗證，圖1（a）燃燒室原始結構的網格無關性驗證結果如圖2 所示。表明當計算網格達到587 萬時，監測直徑方向上的軸向速度基本不變，因此后續數值計算均采用587 萬左右的計算網格。針對原始結構件的數值計算工況見表1。本文計算為常壓工況，空氣進口選用質量流量進口，流量依次增加，出口設置為壓力出口且表壓為0 Pa，代表空氣流出之后直接排向大氣，操作壓力設置為101325 Pa，表示燃燒室處于常壓狀態。

表1 流場試驗工況

圖2 網格無關性計算結果

2 試驗系統

本文利用PIV 對單管燃燒室（圖1（a））冷態流場進行測量，對試驗測量結果與數值計算結果進行對比分析，驗證本文采用的數值計算方法和數學模型的可靠性。試驗測量了單管燃燒室火焰筒中心縱截面流場結構，工況為表1 中的工況1，進口空氣流量為0.142 kg/s，溫度為300 K。

試驗系統如圖3 所示。空氣從壓氣機出來以后，通過管道運輸到試驗段，在試驗段的前面采用渦街流量計測量燃燒室進口空氣流量。在試驗件后半段管道上開設分叉旁路，將空氣排出。PIV 系統的激光從試驗段管道的尾部射入，激光面垂直觀察窗高度方向。相機沿著觀察窗方向（垂直激光面）拍攝激光平面，通過拍攝流場中示蹤粒子的運動軌跡，再經過軟件處理就能獲得拍攝區域的流場結構。

圖3 試驗系統

3 結果分析

本文利用Fluent 軟件數值研究單管燃燒室火焰筒上開設觀察窗與簡化冷卻孔對燃燒室流場的影響。為了證明本文計算方法和數學模型的可靠性，通過對數值計算結果與PIV 測量結果進行對比分析，在驗證的基礎上，再研究幾何結構簡化對燃燒室流場的影響。

3.1 數值計算方法和數學模型驗證

利用上述方法對單管燃燒室原始結構（圖1（a））進行了數值計算，并與相應的PIV 試驗結果進行對比分析。燃燒室Y=0 截面上速度的數值計算結果與試驗結果如圖4所示。Y=0截面是單管燃燒室中心縱截面，垂直于光學觀察窗，左圖為試驗PIV 拍攝區域。從圖中可見，在空氣進口流量均為0.142 kg/s（Con.1）時，流速不超過30 m/s，2幅圖中的流線方向幾乎完全相同、主燃孔射流的穿透深度近似相等。軸向速度為零的點組成的曲線（如圖5 所示）包裹的區域通常被認為是燃燒室的回流區大小。從圖中可見，2種結構得到的回流區深度以及寬度幾乎相同，從定性和定量兩方面證明了試驗結果和數值計算結果吻合較好。也證實了本文數值計算方法和數學模型的可靠性。

圖4 Y=0平面冷態流場對比

圖5 軸向速度為零的點組成的曲線

3.2 進口流量變化對燃燒室流場的影響

在上述數學模型和計算方法驗證的基礎上，研究了不同進口空氣流量對單管燃燒室原始件流場結構的影響。在X=0 截面和Y=0 截面隨空氣流量的增加所引起的速度變化規律如圖6、7 所示，其中X=0 截面表示光學觀測窗口截面。數值計算結果表明：隨著燃燒室進口空氣流量的增加，整個流場的速度在逐漸增大，但速度流線和回流區形狀大小基本保持不變，主燃孔的穿透深度也幾乎不變；由圖6 中可見，在X=0截面上，光學觀察窗的存在導致回流區由原本對稱的上下漩渦，被拉扯為大小不等、結構不對稱的兩個渦。由于光學觀察窗對于整個流體域是沒有壁面阻擋的突擴流道，此處流速較小，在旋流器旋流離心作用下，使得下面的旋渦面積變大，而上面的旋渦面積變化不大；在該截面原來布置的主燃孔被光學觀察窗替代，使得原主燃孔空氣射流的截斷效果消失，導致下回流區的軸向長度變長；從圖7 中可見，在Y=0 截面上，沒有光學觀測窗口的存在，上下回流區和主燃孔射流基本對稱。因此可見，光學觀測窗口的存在并未影響該截面流場的對稱性，可以用于PIV 流場的試驗測量。

圖6 X=0平面冷態流場速度

圖7 Y=0平面冷態流場速度

為了定量比較不同進口空氣流量對燃燒室流場的影響，在Z=85 mm 平面上分別選取了Line 1 和Line 2上的軸向速度分布，如圖8所示。

圖8 Z=85 mm位置的軸向速度大小

由于Z=85 mm 位置位于燃燒室回流區范圍內，因此沿半徑方向會出現速度小于零的點。從圖中可見，軸向速度隨著進口空氣流量的增加而逐漸增大，回流區的負速度絕對值也相應增大，這是由于進口空氣流量的增加，除了導致平均流速增大外，也導致壓力損失也增大，流場中任意位置的壓差較大，回流區中的回流速度也相應增大。速度為零的位置所對應的高度即為回流區的寬度，從圖中可知，進口流量的變化幾乎不會對回流區寬度產生影響。

3.3 光學觀察窗對燃燒室流場結構的影響

在相同的進口空氣流量下，分別研究了在相同結構的單管燃燒室上開設光學觀察窗（圖1（a））和未開設光學觀察窗（圖1（b））對冷態流場結構的影響，2 種結構下的Y=0 截面上流場速度如圖9 所示。從圖中可見，2 種情況下流場結構基本相同，并且各位置的速度大小也幾乎相同，說明光學觀測窗口的開設對于Y=0 截面的流場結構基本沒有影響，可以采用該設計方法對燃燒室冷態流場進行PIV 測量，可反映未開設光學窗口時真實的流場結構。

圖9 2維冷態流場速度

3.4 壁面冷卻孔簡化對燃燒室流場結構的影響

本文研究的是中心分級燃燒室頭部流場結構，因此在燃燒室加工過程中，將加工難度較大的3 維全覆蓋氣膜冷卻孔（圖1（c））簡化成5 排尾部大的冷卻孔（圖1（b）），分別研究了2種火焰筒對中心分級燃燒室中心流場結構的影響。Y=0 中心縱截面速度如圖10所示。圖10（a）是簡化成尾部冷卻孔時燃燒室中心縱截面速度流場，圖10（b）是原始的全覆蓋氣膜冷卻孔時燃燒室中心縱截面速度流場。從圖中可見，將全覆蓋氣膜冷卻孔簡化成尾部5 排大的冷卻孔之后，對燃燒室中心流場結構的影響很小，流場中各位置的速度大小也基本相同；因此數值計算結果證明本文采用的氣膜冷卻孔簡化對燃燒室中心流場結構幾乎無影響。在今后的燃燒室流場結構研究中，可對全覆蓋氣膜冷卻孔進行簡化，可大大縮短研究周期和降低成本。

圖10 Y=0平面冷態流場速度

4 結論

（1）對于垂直于光學觀測窗口的中心縱截面的流場結構，數值模擬結果與試驗結果基本吻合，說明本文采用的數值計算方法和數學模型可靠，可用于后續數值模擬工作；

（2）光學觀測窗口的開設對于垂直于觀測窗口的中心縱截面（Y=0）流場結構基本無影響，但對于平行于光學窗口的中心縱截面（X=0）流場結構有較大影響；

（3）燃燒室進口空氣流量的變化對中心分級燃燒室冷態流場結構和回流區大小基本無影響，但各位置具體的速度大小隨進口流量的增大而增大；

（4）燃燒室火焰筒壁面冷卻小孔的簡化對于燃燒室中心流場結構的影響基本可以忽略，在今后的冷態流場研究工作中可對冷卻孔的加工進行簡化；

（5）本文數值模擬結果分析表明所設計的中心分級燃燒試驗件可以用于燃燒室中心流場結構的PIV測量。