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    折流燃燒室燃燒特性研究

    2018-03-14 08:25:14解曉東李本威
    兵器裝備工程學(xué)報(bào) 2018年2期
    關(guān)鍵詞:油盤外壁燃燒室

    解曉東,李本威,伍 恒,李 良

    (1.海軍航空工程學(xué)院飛行器工程系, 山東 煙臺(tái) 264001; 2.國(guó)防大學(xué)聯(lián)合勤務(wù)學(xué)院, 北京 300161)

    離心甩油折流燃燒室是一種廣泛應(yīng)用于渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室,由于擁有軸向尺寸小的特點(diǎn),在結(jié)構(gòu)上能夠與渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)的離心式壓氣機(jī)較好契合。同時(shí),渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)的工作狀態(tài)大多在20 000 r/min以上,這個(gè)轉(zhuǎn)速所產(chǎn)生的當(dāng)量壓差能夠使離心甩油盤產(chǎn)生非常好的霧化效果,從而使燃燒更加充分。目前國(guó)內(nèi)外對(duì)甩油盤折流燃燒室的研究并不多。在實(shí)驗(yàn)研究方面,曾川等[1]研究了微型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)離心甩油折流燃燒室的氣動(dòng)熱力學(xué)參數(shù)和幾何參數(shù)的設(shè)計(jì),并通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究驗(yàn)證了設(shè)計(jì)參數(shù)的合理性。宋雙文等[2]對(duì)離心甩油折流燃燒室不同轉(zhuǎn)速下的性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究,對(duì)燃燒室設(shè)計(jì)提供了參考。Seongman Choi 等[3]在不同的氣體流量、溫度和壓力條件下對(duì)離心甩油折流燃燒室進(jìn)行了點(diǎn)火和燃燒特性實(shí)驗(yàn),實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明甩油盤轉(zhuǎn)速和空氣流量是影響該型燃燒室點(diǎn)火的主要因素。從前人的研究中可以看出,對(duì)離心甩油折流燃燒室的研究早期主要以霧化性能和燃燒性能試驗(yàn)為主,通過(guò)測(cè)量燃燒室出口等關(guān)鍵位置個(gè)別點(diǎn)的溫度等熱力學(xué)參數(shù)對(duì)燃燒室性能進(jìn)行評(píng)估,不能準(zhǔn)確掌握其內(nèi)部流動(dòng)和燃燒狀態(tài)。近些年隨著計(jì)算流體力學(xué)和計(jì)算燃燒學(xué)的發(fā)展,出現(xiàn)了越來(lái)越精確的湍流模型和燃燒模型,可以通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)燃燒室內(nèi)部的三維工作過(guò)程進(jìn)行仿真,并根據(jù)結(jié)果對(duì)燃燒室內(nèi)的回流、補(bǔ)燃、冷卻過(guò)程進(jìn)行分析。在數(shù)值模擬方面,顏應(yīng)文等[4]使用3種燃燒模型對(duì)簡(jiǎn)化的折流燃燒室的兩相噴霧燃燒流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬,比較了火焰筒內(nèi)外壁溫度的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值,對(duì)燃燒室數(shù)值模擬的燃燒模型選擇有一定的指導(dǎo)作用。許玉堂等[5]發(fā)展了一套數(shù)值模擬軟件,分析了不同湍流模型對(duì)折流燃燒室流動(dòng)過(guò)程計(jì)算結(jié)果的影響,對(duì)比實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明Wilcoxk-ε模型較為準(zhǔn)確。王瑾[6]使用多孔介質(zhì)模型與甩油盤模型對(duì)簡(jiǎn)化后的某型折流燃燒室進(jìn)行了數(shù)值模擬,得到了其冷態(tài)和熱態(tài)下的溫度分布。

    綜上所述,隨著計(jì)算精度的提高,數(shù)值模擬在燃燒室特性研究中的作用越來(lái)越大。對(duì)離心甩油折流燃燒室而言,由于存在渦輪導(dǎo)葉的折流作用,其流動(dòng)狀態(tài)與一般的環(huán)形燃燒室相比更加復(fù)雜,需將渦輪導(dǎo)葉與燃燒室進(jìn)行一體化仿真。但前人所做的仿真計(jì)算所使用的燃燒室模型沒(méi)有考慮渦輪導(dǎo)葉折流對(duì)燃燒室內(nèi)部流動(dòng)狀態(tài)的影響,缺乏對(duì)燃燒室外壁摻混孔、補(bǔ)燃孔、進(jìn)氣斗與渦輪折流空氣流量分配的研究。其計(jì)算結(jié)果雖然可以與相應(yīng)的燃燒特性試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,但由于結(jié)構(gòu)差異太大,對(duì)于現(xiàn)役的渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室特性研究而言參考價(jià)值有限。為此,本文基于三維仿真軟件,建立了某型現(xiàn)役渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)離心甩油燃燒室及渦輪導(dǎo)葉的一體化模型,對(duì)其冷態(tài)流動(dòng)過(guò)程及熱態(tài)燃燒特性進(jìn)行了仿真研究,為該型發(fā)動(dòng)機(jī)性能評(píng)估與優(yōu)化提供了技術(shù)支撐。

    1 研究對(duì)象

    1.1 物理模型

    本文研究對(duì)象為某型渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)所使用的離心甩油折流環(huán)形燃燒室,由于考慮渦輪導(dǎo)向器空心葉片折流的影響,對(duì)燃燒室及渦輪導(dǎo)向器進(jìn)行了一體化建模,模型入口為發(fā)動(dòng)機(jī)軸向擴(kuò)壓器出口。燃燒室外壁前部為旋流板,其上開(kāi)有三排交錯(cuò)排列的槽口,同時(shí)燃燒室外壁還開(kāi)有補(bǔ)燃孔、冷卻孔,并與30個(gè)進(jìn)氣斗連接。為減小計(jì)算量,截取了燃燒室的1/10結(jié)構(gòu)作為計(jì)算域,如圖1所示,在計(jì)算域側(cè)面使用周期性邊界條件。

    為了網(wǎng)格劃分方便,在建模過(guò)程中對(duì)模型進(jìn)行了適當(dāng)簡(jiǎn)化:① 在不改變通氣面積的情況下刪除了某些孔的加工倒角;② 修剪了與燃燒室工作無(wú)關(guān)的實(shí)體幾何結(jié)構(gòu);③ 忽略了燃燒室內(nèi)外壁及機(jī)匣的厚度。

    1.2 網(wǎng)格劃分

    由于該型燃燒室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)十分復(fù)雜,使用ICEM軟件采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對(duì)計(jì)算域進(jìn)行劃分,如圖2所示,整個(gè)計(jì)算域內(nèi)的網(wǎng)格數(shù)為388.6萬(wàn)??梢钥闯觯?jì)算域中燃燒室旋流板上有三排開(kāi)口方向相反的槽口用于對(duì)預(yù)燃空氣進(jìn)行混合,外壁前部有15個(gè)補(bǔ)燃孔和3個(gè)進(jìn)氣斗,后部有25個(gè)冷卻孔,內(nèi)壁前后均勻分布著40和14個(gè)大小不一的通氣孔,用于將空心導(dǎo)流葉片經(jīng)過(guò)的氣體折流回燃燒室中。為保證計(jì)算精度,對(duì)模型各個(gè)小孔及進(jìn)氣斗處進(jìn)行了網(wǎng)格加密,如圖3、圖4所示。

    2 計(jì)算模型及邊界條件

    2.1 計(jì)算模型

    本文使用Standardk-ε模型作為湍流模型,使用EDC模型作為燃燒模型,對(duì)于壁面使用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行處理,使用SIMPLE算法作為壓力速度耦合算法,液滴運(yùn)動(dòng)通過(guò)DPM模型進(jìn)行追蹤。

    2.2 邊界條件

    為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性,將某型發(fā)動(dòng)機(jī)地面試車過(guò)程中3個(gè)狀態(tài)點(diǎn)作為燃燒室特性計(jì)算的工況,以燃燒室出口平均溫度為監(jiān)測(cè)變量,對(duì)比仿真計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值,得到較為適用的燃燒模型。3個(gè)工況的進(jìn)口參數(shù)如表1所示。

    該型燃燒室所使用的燃料為RP-3型航空煤油,其燃料屬性如表2所示。

    表1 計(jì)算工況參數(shù)

    表2 RP-3型燃油物性參數(shù)

    在計(jì)算流體力學(xué)中,由于C12H23能夠較好地描述煤油在燃燒場(chǎng)內(nèi)的物理化學(xué)變化,因此被廣泛用于作為煤油的替代燃料進(jìn)行計(jì)算。本文也使用Fluent材料庫(kù)中的C12H23作為替代燃料進(jìn)行仿真計(jì)算,為減小由于其本身熱值、黏性、表面張力等物性與煤油實(shí)際值不同而產(chǎn)生的誤差,在定義材料時(shí)將其物性參數(shù)修正為RP-3型航空煤油的真實(shí)物性參數(shù)。燃油在空間內(nèi)的霧化情況是進(jìn)行燃燒仿真的輸出條件,針對(duì)該模型所使用的甩油盤式噴嘴,侯凌云[7]提出了一種基于實(shí)驗(yàn)的燃油霧滴SMD經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式,其計(jì)算式為

    (1)

    式中:n為甩油盤轉(zhuǎn)速;R為甩油盤半徑。

    式(1)是以煤油為燃料進(jìn)行實(shí)驗(yàn)得到的擬合經(jīng)驗(yàn)公式,只體現(xiàn)了轉(zhuǎn)速和甩油盤半徑的影響。RP-3型航空煤油與普通煤油相比,由于油品有微小差距,燃油黏性和表面張力會(huì)對(duì)霧化效果產(chǎn)生一定的影響。但同為煤油,其物性相差不大,仍然可以使用式(1)進(jìn)行近似計(jì)算。按式(1)得到燃油在這3種工況下的霧化效果如表3所示。對(duì)燃燒室而言,油液霧化液滴越小,其蒸發(fā)速率越快,燃燒就更為快速和充分。從計(jì)算結(jié)果可以看出,3種狀態(tài)下燃油霧化效果都較為理想,且相差不大,隨轉(zhuǎn)速增加油滴SMD逐漸減小。

    表3 不同工況下甩油盤霧化粒徑

    3 計(jì)算結(jié)果及分析

    3.1 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

    燃燒室出口溫度T4是發(fā)動(dòng)機(jī)特性研究中十分重要的參數(shù),也是驗(yàn)證模型準(zhǔn)確性的關(guān)鍵指標(biāo)。該燃燒室在這3種工況下T4臺(tái)架試車實(shí)測(cè)值與仿真計(jì)算值如表4所示。同時(shí),通過(guò)計(jì)算工質(zhì)在燃燒前后理論溫升與實(shí)際溫升的比值,得到不同工況下的燃燒效率。

    表4 燃燒室出口溫度及燃燒效率

    不同的湍流模型和燃燒模型對(duì)結(jié)果誤差的影響較大,本文使用的Standardk-ε模型和EDC模型是近些年應(yīng)用較為廣泛的計(jì)算模型,具有較強(qiáng)的通用性。從表4中可以看出,T4的仿真計(jì)算值大小介于實(shí)驗(yàn)測(cè)得的數(shù)據(jù)與通過(guò)溫差法計(jì)算的理論值之間,且與實(shí)驗(yàn)值相比誤差在20 K以內(nèi)。隨著燃燒室工作狀態(tài)增大,燃料的燃燒效率逐漸降低,仿真計(jì)算得到的結(jié)果能夠較好地契合燃燒效率的變化趨勢(shì),且與實(shí)驗(yàn)值相比誤差在2%以內(nèi)。因此,可以認(rèn)為該模型能夠較精確地描述該型折流燃燒室的工作過(guò)程。

    3.2 總壓損失

    監(jiān)測(cè)燃燒室在不同工況下冷態(tài)(非燃燒狀態(tài))與熱態(tài)(燃燒狀態(tài))進(jìn)出口總壓損失,計(jì)算燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù),如表5所示。

    表5 冷熱態(tài)總壓損失

    燃燒室工作過(guò)程中,其本身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和燃燒過(guò)程的傳熱和傳質(zhì)都會(huì)對(duì)總壓產(chǎn)生影響。從計(jì)算結(jié)果可以看出,在參與計(jì)算的3種發(fā)動(dòng)機(jī)工況附近,燃燒態(tài)總壓損失隨工作狀態(tài)增大而增大,總壓恢復(fù)系數(shù)在0.94左右,燃燒室在熱態(tài)的總壓損失略大于冷態(tài)。

    3.3 氣體流量分配

    燃燒室氣體流量分配是否合理,關(guān)系到燃料能否進(jìn)行充分的霧化燃燒,也影響了燃燒室使用壽命和熱均勻性,是燃燒室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的關(guān)鍵性問(wèn)題。通過(guò)對(duì)燃燒室各截面上的氣體流量分配進(jìn)行監(jiān)測(cè),得到了該型燃燒室不同工況下各設(shè)計(jì)孔的流量分配比例如圖5所示。

    從圖5可以看出,燃燒室在不同工作狀態(tài)下其入口氣體流量分配比例基本不變,且各孔洞之間分配較為均衡。其中比例較大的為冷卻孔,約占25%,較小的為旋流板,約17%。該結(jié)果還表明了,工作狀態(tài)對(duì)燃燒室入口氣體流量分配影響很小,具體分配比例取決于燃燒室結(jié)構(gòu)。

    3.4 冷態(tài)流場(chǎng)分析

    以工況A為例對(duì)燃燒室冷態(tài)總體流場(chǎng)進(jìn)行分析,其空間內(nèi)流線如圖6所示。

    從圖6可以看出,與一般的環(huán)形燃燒室相比,該型折流燃燒室內(nèi)部流動(dòng)狀態(tài)較為復(fù)雜??諝庥奢S向擴(kuò)壓器進(jìn)入燃燒室后分為幾股進(jìn)入燃燒室,第一股沿燃燒室外壁經(jīng)旋流板上的槽口進(jìn)入主燃區(qū),由于相鄰兩排槽口開(kāi)口方向相反,經(jīng)過(guò)旋流板的氣體湍流較為強(qiáng)烈,可以使霧化燃油與空氣充分混合,提高燃燒效率。第二股和第三股氣流經(jīng)外壁前部補(bǔ)燃孔和進(jìn)氣斗進(jìn)入燃燒室,在燃燒室前部主燃區(qū)形成一個(gè)低速回流區(qū)。第四股氣流由燃燒室外壁后端的冷卻孔進(jìn)入燃燒室,主要用于中和高溫燃?xì)?。第五股氣流?jīng)燃燒室外壁與機(jī)匣間的流道,在空心葉片上部形成旋流,然后經(jīng)過(guò)渦輪導(dǎo)葉下部的矩形孔折流到燃燒室內(nèi)壁內(nèi),一部分經(jīng)內(nèi)壁前部孔參與主燃區(qū)的燃燒,一部分經(jīng)后部孔參與渦輪前部的降溫過(guò)程。這五股氣流在燃燒室內(nèi)混合,然后經(jīng)渦輪流道加速后離開(kāi)計(jì)算域。

    圖7為3種工況下燃燒室截面上氣體速度矢量。從圖7可以看出,隨著工作狀態(tài)的增大,燃燒室內(nèi)部氣流速度有所增大,這種速度變化在補(bǔ)燃孔、進(jìn)氣斗及計(jì)算域出口附近較為明顯。但隨著工作狀態(tài)增大,燃燒室前部回流區(qū)范圍無(wú)明顯變化,內(nèi)部氣體流動(dòng)仍然保持低速回流狀態(tài),這非常有利于燃油的穩(wěn)定燃燒。由此判斷,燃料的主要燃燒過(guò)程集中在燃燒室前部。

    3.5 熱態(tài)流場(chǎng)分析

    3.5.1 氣體流動(dòng)特性

    以工況A為例對(duì)燃燒室冷熱態(tài)氣體流動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行對(duì)比,其熱態(tài)截面速度矢量如圖8所示。

    可以看出,在工作狀態(tài)下燃燒室后部氣體速度大大增加。在甩油盤噴出的高速燃油作用下,低速回流區(qū)被壓縮至燃燒室前部靠近壁面的位置。氣液的二相作用也使經(jīng)過(guò)內(nèi)壁前部孔折流回燃燒室內(nèi)的部分氣體有較大的徑向速度,與經(jīng)過(guò)補(bǔ)燃孔的氣體形成對(duì)流。

    3.5.2 燃油蒸發(fā)特性

    燃油的快速蒸發(fā)是燃燒室正常工作的先決條件,燃油蒸發(fā)速率是衡量噴嘴與燃燒室性能的關(guān)鍵指標(biāo)。良好的燃油蒸發(fā)效果能夠使燃料與空氣快速均勻混合,使油氣迅速達(dá)到可燃狀態(tài),在提高燃燒效率和穩(wěn)定性的同時(shí),防止燃燒室內(nèi)發(fā)生積碳和局部過(guò)熱燒蝕。燃油蒸發(fā)效率主要取決于噴嘴霧化效果、氣體對(duì)液滴的破碎作用和燃燒室溫度。該燃燒室在3種工況下噴嘴附近燃油蒸發(fā)速率如圖9所示。

    從圖9可以看出,燃油在燃燒室內(nèi)蒸發(fā)效果較好,3種工況下燃油均在甩油盤附近很短的距離內(nèi)完全蒸發(fā)為氣態(tài),在燃油逐漸遠(yuǎn)離甩油盤的過(guò)程中,在空間內(nèi)的分布范圍變廣,蒸發(fā)速率逐漸減小。隨著工作狀態(tài)增大,甩油盤噴射的燃油量增多,空間內(nèi)同一位置的燃油蒸發(fā)速率逐漸增大,最大可達(dá)到2.5×10-6kg/s,沒(méi)有出現(xiàn)局部蒸發(fā)速率飽和的情況,這說(shuō)明燃油的蒸發(fā)速率主要取決于空間內(nèi)燃油的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

    3.5.3 溫度場(chǎng)分布特性

    以某一穿過(guò)渦輪導(dǎo)葉的截面為例對(duì)燃燒室熱態(tài)溫度分布進(jìn)行分析,溫度云圖如圖10所示。可以看出,氣體經(jīng)過(guò)旋流板和內(nèi)壁前部孔后在燃燒室前部匯聚參與燃燒,低速回流區(qū)為燃料提供了一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定的燃燒環(huán)境。在燃燒室外壁附近,隨著多股氣流與燃油蒸汽的充分混合,燃油進(jìn)行了較為充分的燃燒。主燃區(qū)為外壁前部的回流區(qū),隨著工作狀態(tài)增大,主燃區(qū)沿外壁逐漸向后擴(kuò)展。3種工況下燃燒室內(nèi)主燃區(qū)最高溫度相差不大,分別為2 626.5 K、2 647.1 K和 2 697.8 K。從速度云圖和溫度云圖看出,由進(jìn)氣斗和冷卻孔進(jìn)入火焰筒的高速氣流在火焰筒中段形成了一道屏障,防止高溫區(qū)向后擴(kuò)展范圍過(guò)大,起到了較好的降溫作用,在不同工況下都能將主燃區(qū)2 000 K以上的高溫燃?xì)庠谌紵页隹谇敖抵? 000 K左右。值得關(guān)注的是,隨燃燒室工作狀態(tài)增大,甩油盤附近氣體溫度逐漸減小,這一方面是由于甩油盤附近油氣比較高,不利于燃燒的進(jìn)行,另一方面是由于隨供油量的增加,燃油蒸發(fā)吸收的熱量增多。

    4 結(jié)論

    1) 該型折流燃燒室在3 000 r/min附近燃燒效率約為96%,且隨工作狀態(tài)增大而減小,EDC燃燒模型能夠較精確地描述這一變化趨勢(shì),燃燒效率計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比誤差在2%以內(nèi)。

    2) 燃燒室在不同工作狀態(tài)下氣體流量分配較為均衡且基本不變,各股氣流比值均在17%~25%,主要取決于燃燒室結(jié)構(gòu)。燃燒室內(nèi)部氣體流動(dòng)速度隨工作狀態(tài)增大而增大,前部低速回流區(qū)流速基本保持不變,熱態(tài)回流區(qū)與冷態(tài)相比范圍較小。

    3) 燃燒室總壓損失隨工作狀態(tài)增大而增大,且熱態(tài)損失略大于冷態(tài),總壓恢復(fù)系數(shù)為0.94左右。

    4) RP-3型燃油能夠在燃燒室內(nèi)進(jìn)行較充分的霧化蒸發(fā),液滴SMD隨著轉(zhuǎn)速增大而減小,最小約為25 μm。蒸發(fā)速率隨著工況增大而增大,隨著與甩油盤距離逐漸減小,在距離甩油盤5 cm范圍內(nèi)完全蒸發(fā)。

    5) 主燃區(qū)為靠近燃燒室外壁的前部回流區(qū),且隨著工作狀態(tài)增大而沿外壁逐漸向后擴(kuò)展,主燃區(qū)最高溫度約為 2 700 K。進(jìn)氣斗與冷卻孔對(duì)高溫燃?xì)饣旌侠鋮s效果較好,能夠在火焰筒后部快速將氣體溫度混合至1 500 K以下。

    本研究所建立的一體化模型與實(shí)驗(yàn)相比誤差較小,研究成果對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)態(tài)及起動(dòng)過(guò)程建模有一定的參考價(jià)值,對(duì)于分析折流燃燒室內(nèi)部流動(dòng)狀態(tài),改進(jìn)燃燒室設(shè)計(jì)有較大意義。

    [1] 曾川,王洪銘,單鵬.微渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)離心甩油盤環(huán)形折流燃燒室的設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)研究[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2003,18(1):92-96.

    [2] 宋雙文,蔣榮偉,陳劍,等.離心甩油折流環(huán)形燃燒室的性能試驗(yàn)[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2007,22(9):1401-1404.

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