接力噴嘴不同徑向高度和方位角對(duì)加力燃燒室熱射流點(diǎn)火性能的影響

周開(kāi)福，李 寧，張 琪

（中國(guó)航發(fā)貴陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，貴陽(yáng)550081）

0 引言

航空發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室常用的點(diǎn)火方式有預(yù)燃室點(diǎn)火、熱射流點(diǎn)火、催化點(diǎn)火和高能電嘴直接點(diǎn)火，其中熱射流點(diǎn)火具有點(diǎn)火可靠、點(diǎn)火系統(tǒng)質(zhì)量輕、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單等顯著優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用在現(xiàn)代航空發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室中，尤其在沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)和脈沖爆震火箭發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火上備受關(guān)注。國(guó)內(nèi)外做了一些研究性工作[1-7]。席文雄、王振國(guó)等[3-4]對(duì)沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行熱射流點(diǎn)火研究，實(shí)現(xiàn)了可靠點(diǎn)火；李建玲、范瑋等[6]對(duì)熱射流點(diǎn)火進(jìn)行了探索性研究，發(fā)現(xiàn)熱射流點(diǎn)火可實(shí)現(xiàn)脈沖爆震火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的快速短距起爆。而有關(guān)熱射流點(diǎn)火在航空發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室中的應(yīng)用研究國(guó)內(nèi)外鮮有報(bào)道。徐興平、張孝春等[8]對(duì)熱射流點(diǎn)火煤油自燃規(guī)律進(jìn)行了試驗(yàn)研究，為第4代軍用航空發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室熱射流點(diǎn)火設(shè)計(jì)提供了初步試驗(yàn)依據(jù)。

對(duì)于采用波瓣混合器的加力燃燒室，內(nèi)涵流通過(guò)波瓣混合器產(chǎn)生的流向渦會(huì)影響熱射流火焰的傳播。而文獻(xiàn)[8]著重研究了煤油自燃延遲時(shí)間和距離隨氣動(dòng)參數(shù)的變化規(guī)律，并沒(méi)有在加力燃燒室的流場(chǎng)中研究熱射流點(diǎn)火。在采用波瓣混合器的加力燃燒室基礎(chǔ)上研究熱射流點(diǎn)火的文獻(xiàn)很少，而針對(duì)波瓣混合器的機(jī)理、性能、試驗(yàn)等的文獻(xiàn)較多[9-14]。因此，根據(jù)加力燃燒室波瓣混合器與穩(wěn)定器布局形式開(kāi)展熱射流點(diǎn)火的研究十分有意義。

本文以采用波瓣混合器的某型航空發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室為研究對(duì)象，在其他條件不變的情況下，研究了熱射流點(diǎn)火性能隨接力噴嘴徑向高度和方位角的變化規(guī)律。

1 數(shù)值模型

1.1 幾何模型

由于加力燃燒室結(jié)構(gòu)具有周向?qū)ΨQ性，取其1/6為計(jì)算域，如圖1所示。圖中，D為加力燃燒室入口外涵直徑；h為接力噴嘴實(shí)際徑向高度，即接力噴嘴到中心對(duì)稱軸距離；x軸為中心對(duì)稱軸，z軸為徑向，y軸與x、z軸相互垂直。定義波瓣混合器入口處x=0。對(duì)接力噴嘴徑向高度進(jìn)行無(wú)量綱處理，即H=h/D。在其他條件相同的前提下，改變接力噴嘴徑向高度 H，取 H＝0.25、0.28、0.30、0.33；在其他條件相同的前提下，改變接力噴嘴方位角α，取α＝0°、5°、10°、15°。

加力燃燒室結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)計(jì)算域進(jìn)行離散。采用5種不同網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)解研究，得出網(wǎng)格總數(shù)540萬(wàn)滿足網(wǎng)格無(wú)關(guān)解。因此，數(shù)值模型網(wǎng)格總數(shù)選擇540萬(wàn)，如圖2所示。

1.2 邊界條件及數(shù)值方法

圖1 計(jì)算域

邊界條件采用加力燃燒室的實(shí)際工況，內(nèi)、外涵入口均采用質(zhì)量入口邊界條件，離散項(xiàng)設(shè)為escape，給出質(zhì)量流量和總溫；出口采用壓力出口邊界條件，離散項(xiàng)設(shè)為escape，給出靜壓和總溫。計(jì)算域兩側(cè)采用周期性邊界條件。穩(wěn)定器壁面設(shè)為流固熱交換面，其余壁面均采用絕熱、無(wú)滑移固壁邊界條件，離散項(xiàng)設(shè)為trap。

Cooper等[15]采用數(shù)值模擬方法模擬某波瓣混合器流場(chǎng)，得出采用Realizable k-ε湍流模型數(shù)值模擬波瓣混合器的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最為接近，故本文湍流模型也選用Realizable k-ε。就航空發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室而言，燃油霧化模型一般采用顆粒軌跡模型（DPM模型）。由于接力噴嘴類型為離心噴嘴，噴嘴的射流源類型選擇錐形射流源，錐角設(shè)為78°。接力噴嘴的燃油燃燒屬于非預(yù)混燃燒，故燃燒模型采用非預(yù)混燃燒模型（Eddy-Dissipation渦耗散燃燒模型）。壓力項(xiàng)采用2階離散格式，對(duì)流項(xiàng)采用2階迎風(fēng)格式離散，壓力與速度采用SIMPLE耦合算法，收斂殘差設(shè)為10-6。

1.3 數(shù)值方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文數(shù)值方法的可靠性，基于對(duì)該型加力燃燒室扇形段流場(chǎng)測(cè)試結(jié)果，采用Realizable k-ε湍流模型對(duì)其進(jìn)行數(shù)值模擬。加力燃燒室出口和混合擴(kuò)壓器出口測(cè)點(diǎn)無(wú)量綱總溫（測(cè)點(diǎn)實(shí)際總溫/加力燃燒室內(nèi)涵入口總溫）的計(jì)算和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖3所示。從圖中可見(jiàn)，計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

圖2 整體網(wǎng)格及局部放大

圖3 無(wú)量綱總溫計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

建立文獻(xiàn)[8]中熱射流點(diǎn)火煤油自燃試驗(yàn)研究數(shù)值模型，燃油霧化模型選擇DPM模型、燃燒模型選擇Eddy-Dissipation渦耗散燃燒模型對(duì)其進(jìn)行數(shù)值模擬，煤油著火延遲距離計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表1。

表1 著火延遲距離試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果對(duì)比

從表中可見(jiàn)，計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，相對(duì)誤差均在5%以內(nèi)，說(shuō)明選擇的燃油霧化模型和燃燒模型的計(jì)算精度較高。通過(guò)對(duì)波瓣混合器和熱射流點(diǎn)火自燃的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果均能較好地吻合，說(shuō)明本文的數(shù)值方法是可靠的。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 熱射流點(diǎn)火未工作時(shí)的流場(chǎng)分析

在熱射流點(diǎn)火未工作時(shí)分析加力燃燒室流場(chǎng)，得出熱射流火焰的最佳傳播區(qū)域。加力燃燒室的工作流程為熱射流火焰首先點(diǎn)燃值班火焰，然后利用值班火焰點(diǎn)燃部分加力狀態(tài)和全加力狀態(tài)，同時(shí)考慮值班火焰快速沿周向傳焰，故熱射流火焰需傳到周向穩(wěn)定器附近區(qū)域迅速點(diǎn)燃該區(qū)燃油并形成穩(wěn)定的小火焰，小火焰利用周向穩(wěn)定器周向傳焰功能迅速點(diǎn)燃整個(gè)值班火焰。穩(wěn)定器尾緣截面上靜溫和氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布如圖4所示。從圖中可見(jiàn)，熱射流火焰?zhèn)鞯街芟蚍€(wěn)定器附近的區(qū)域有3種（外涵2種，內(nèi)涵1種），外涵有2種是因?yàn)閮?nèi)涵高溫燃?xì)馐懿ò昊旌掀鞑ǚ逄幃a(chǎn)生流向渦卷吸作用入侵外涵冷空氣后導(dǎo)致該區(qū)氣體溫度升高，最終導(dǎo)致周向穩(wěn)定器附近的外涵區(qū)域形成高溫和低溫2種不同區(qū)域；周向穩(wěn)定器附近內(nèi)涵區(qū)域氣流溫度和壓力高，氧氣相對(duì)充足，非常有利于點(diǎn)火，故為熱射流火焰?zhèn)鞑サ淖罴褏^(qū)域；周向穩(wěn)定器附近外涵高溫區(qū)域氣流溫度高，氧氣充足，壓力相對(duì)較低，故為射流火焰?zhèn)餮娴牡?區(qū)域；周向穩(wěn)定器附近外涵低溫區(qū)域氣流氧氣充足，壓力相對(duì)較高，溫度較低，故為射流火焰?zhèn)餮娴淖畈顓^(qū)域?；谏鲜龇治觯瑹嵘淞骰鹧?zhèn)鞑^(qū)域最好選擇周向穩(wěn)定器附近外涵高溫區(qū)域和內(nèi)涵高溫區(qū)域，具體選擇時(shí)還要綜合分析航空發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室的混合器與穩(wěn)定器布局方式。

圖4 穩(wěn)定器尾緣截面靜溫和氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

穩(wěn)定器壁面溫度分布如圖5所示。穩(wěn)定器高溫區(qū)主要分布在內(nèi)徑向穩(wěn)定器和環(huán)向穩(wěn)定器2個(gè)局部區(qū)域，最高溫度約1000 K，這是因?yàn)閮?nèi)涵高溫燃?xì)馔ㄟ^(guò)波瓣混合器波峰處卷吸到外涵與低溫空氣進(jìn)行熱交換提高了外涵區(qū)域的溫度，導(dǎo)致波瓣混合器波峰下游處外涵溫度升高，故環(huán)向穩(wěn)定器出現(xiàn)2個(gè)局部的高溫區(qū)。

圖5 穩(wěn)定器壁面溫度分布

2.2 熱射流點(diǎn)火工作時(shí)的流場(chǎng)分析

為簡(jiǎn)便起見(jiàn)，主要分析不同射流噴嘴徑向高度下的流場(chǎng)。熱射流火焰子午面靜溫分布如圖6所示。從圖中可見(jiàn)，隨著徑向高度增加，熱射流火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x逐漸縮短，同時(shí)傳播到穩(wěn)定器下游區(qū)域從內(nèi)涵區(qū)域逐漸向外涵區(qū)域移動(dòng)；徑向高度越大，熱射流火焰的高溫區(qū)域越?。粡较蚋叨仍叫?，熱射流火焰越靠近內(nèi)涵，內(nèi)涵為高溫燃?xì)?，氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)相對(duì)較低，熱射流燃油不能在短距離內(nèi)完全燃燒，從而拉長(zhǎng)熱射流火焰的傳播距離；隨著徑向高度增大，熱射流火焰越靠近外涵，外涵空氣溫度低，氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高，熱射流燃油在短距離內(nèi)完全燃燒，同時(shí)熱射流火焰向外涵低溫空氣傳入大量的熱量，加快了熱射流火焰的耗散，從而熱射流火焰的傳播距離較短、高溫區(qū)域越小。在x/D=0.63截面上靜溫分布如圖7所示。從圖中可見(jiàn)，隨著徑向高度增加，熱射流火焰?zhèn)鞑サ椒€(wěn)定器尾緣截面上的高溫區(qū)域（1400 K以上）后逐漸減小。當(dāng)徑向高度H=0.25時(shí)，熱射流火焰受流向渦卷吸作用沿徑向拉長(zhǎng)，受穩(wěn)定器阻擋分成一大一小2簇火焰繼續(xù)往下游傳播，大的1簇射流火焰在內(nèi)涵區(qū)域往下游傳播，小的1簇在外涵區(qū)域往下游傳播；當(dāng)徑向高度H=0.28時(shí)，熱射流火焰受流向渦卷吸作用沿徑向拉長(zhǎng)，受穩(wěn)定器阻擋分成一大一小2簇火焰繼續(xù)往下游傳播，大的1簇射流火焰在外涵區(qū)域往下游傳播，小的1簇在內(nèi)涵區(qū)域往下游傳播；當(dāng)徑向高度H=0.30時(shí)，熱射流火焰受流向渦卷吸作用沿徑向拉長(zhǎng)，傳播到穩(wěn)定器尾緣截面上高溫區(qū)域與外伸徑向穩(wěn)定器回流區(qū)完美貼合；當(dāng)徑向高度H=0.33時(shí)，熱射流火焰更加靠近外涵區(qū)域，向外涵低溫氣流傳入大量的熱量，傳播到穩(wěn)定器尾緣截面上高溫區(qū)域逐漸消失。

圖6 熱射流火焰子午面靜溫分布

圖7 x/D=0.63截面靜溫分布

2.3 穩(wěn)定器壁溫分析

圖8 不同徑向高度下穩(wěn)定器壁溫分布

不同徑向高度下穩(wěn)定器壁溫分布如圖8所示。從圖中可見(jiàn)，隨著徑向高度增加，穩(wěn)定器壁面高溫分布區(qū)域逐漸減小。隨著徑向高度逐漸增大，熱射流火焰逐漸靠近外涵區(qū)域，傳播到穩(wěn)定器尾緣截面上區(qū)域由內(nèi)涵逐漸向外涵移動(dòng)，同時(shí)向外涵低溫區(qū)域傳遞的熱量越來(lái)越大，高溫區(qū)域逐漸減小，傳播到穩(wěn)定器壁面時(shí)火焰區(qū)域逐漸減小到零，從而穩(wěn)定器壁面高溫區(qū)域逐漸減小。徑向高度H=0.25時(shí)穩(wěn)定器壁溫最高，高達(dá)1400 K左右，會(huì)導(dǎo)致穩(wěn)定器局部燒蝕，嚴(yán)重影響穩(wěn)定器的工作可靠性。

不同方位角下穩(wěn)定器壁溫分布如圖9所示。從圖中可見(jiàn)，隨著方位角的增大，穩(wěn)定器壁面高溫區(qū)域逐漸減小；方位角α=0°和α=5°時(shí)的穩(wěn)定器壁溫最高，為1450 K左右，會(huì)導(dǎo)致穩(wěn)定器局部燒蝕；方位角α=15°時(shí)穩(wěn)定器壁面溫度最低，為1100 K左右。在方位角從0°增大到15°的過(guò)程中，熱射流火焰受穩(wěn)定器壁面阻擋區(qū)域越來(lái)越小，穩(wěn)定器壁面高溫區(qū)域越來(lái)越小。

2.4 流阻特性

加力燃燒室沿流向截面的無(wú)量綱總壓定義為

由式（1）得出不同徑向高度下加力燃燒室無(wú)量綱總壓沿流向的變化規(guī)律，如圖10所示。從圖中可見(jiàn)，無(wú)量綱總壓沿流向逐漸降低，無(wú)量綱總壓曲線先較為陡峭后逐漸變緩；流過(guò)穩(wěn)定器無(wú)量綱總壓驟然下降，降低0.02；在穩(wěn)定器尾緣下游，隨著徑向高度增加，無(wú)量綱總壓曲線由下往上排列。這是因?yàn)閮?nèi)外涵流體流過(guò)波瓣混合器后生成的流向渦強(qiáng)度大，隨著流向渦往下游發(fā)展，流向渦強(qiáng)度逐漸增強(qiáng)，在流向渦強(qiáng)力摻混的作用下能量損失較大，無(wú)量綱總壓劇烈減小，故無(wú)量綱總壓曲線前段比較陡峭；當(dāng)流向渦強(qiáng)度擴(kuò)展到最大時(shí)，受流體黏性和湍流耗散作用進(jìn)入渦耗散階段，強(qiáng)度逐漸減小，摻混強(qiáng)度逐漸減弱，能量損失逐漸減小，故無(wú)量綱總壓曲線趨勢(shì)逐漸變緩；流體流過(guò)穩(wěn)定器受逆壓梯度影響，在節(jié)流作用下流體能量損失急劇增大，無(wú)量綱總壓急劇降低；隨著徑向高度增大，熱射流火焰逐漸靠近外涵，逐漸靠近波瓣混合器生成流向渦核心區(qū)，受流向渦影響熱射流火焰發(fā)生振蕩，能量損失越大，無(wú)量綱總壓越小。熱射流工作時(shí)，流體熱阻損失增大，無(wú)量綱總壓減小，故熱射流未工作的無(wú)量綱總壓曲線在熱射流工作的無(wú)量綱總壓曲線之上。在加力燃燒室出口截面處，熱射流導(dǎo)致的額外最大無(wú)量綱總壓損失約為0.007。

不同方位角下無(wú)量綱總壓沿流向的變化規(guī)律如圖11所示。從圖中可見(jiàn)，無(wú)量綱總壓沿流向逐漸降低，在穩(wěn)定器前無(wú)量綱總壓曲線較為陡峭并逐漸變緩；流經(jīng)穩(wěn)定器無(wú)量綱總壓急劇降低，降低0.02；在穩(wěn)定器后無(wú)量綱總壓曲線趨勢(shì)逐漸變緩并趨于平穩(wěn)。在加力燃燒室出口處，隨著方位角的增大，無(wú)量綱總壓依次為 0.9498、0.9476、0.9472 和 0.9472；熱射流工作導(dǎo)致的額外最大無(wú)量綱總壓損失約為0.0056。

圖10 不同徑向高度下無(wú)量綱總壓沿流向分布

圖11 不同方位角下無(wú)量綱總壓沿流向變化

3 結(jié)論

在其他條件不變的前提下，本文研究了接力噴嘴不同徑向高度和方位角對(duì)熱射流點(diǎn)火性能的影響規(guī)律，得出如下結(jié)論：

（1）通過(guò)流場(chǎng)分析可知，熱射流火焰?zhèn)鞑サ街芟蚍€(wěn)定器附近區(qū)域時(shí)最好選擇外涵高溫區(qū)域和內(nèi)涵高溫區(qū)域。

（2）隨著徑向高度增加，熱射流火焰?zhèn)鞑サ椒€(wěn)定器尾緣截面時(shí)高溫區(qū)域逐漸減小，其中在H=0.30時(shí)熱射流火焰?zhèn)鞑サ椒€(wěn)定器尾緣截面上高溫區(qū)域與外伸徑向穩(wěn)定器回流區(qū)完美貼合。

（3）隨著徑向高度增加，穩(wěn)定器壁面高溫分布區(qū)域逐漸減小，其中在H=0.25時(shí)穩(wěn)定器壁面靜溫最高，為1400 K左右，會(huì)導(dǎo)致穩(wěn)定器局部燒蝕。

（4）隨著方位角的增大，穩(wěn)定器壁面高溫區(qū)域逐漸減小，其中在方位角α=0°和α=5°時(shí)穩(wěn)定器壁面溫度最高，為1450 K左右。