旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)高溫升燃燒室性能的影響

馬德鵬，王建鑫，李江恒，李智明，劉瀟

1.哈爾濱汽輪機(jī)廠有限責(zé)任公司，黑龍江 哈爾濱 150078

2.中國(guó)兵器工業(yè)集團(tuán)航空彈藥研究院有限公司，黑龍江 哈爾濱 150030

3.哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001

目前先進(jìn)的民用航空發(fā)動(dòng)機(jī)的溫升水平可達(dá) 到900 K，燃燒室的總油氣比為0.025；而軍用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的溫升水平在1 050 K 左右，對(duì)應(yīng)的燃燒室總油氣比為0.03；下一代軍用航空發(fā)動(dòng)機(jī)的溫升水平將超過(guò)1 400 K，其燃燒室總油氣比將達(dá)到0.047[1]，美國(guó)在研的高推重比航空發(fā)動(dòng)機(jī)的總油氣比可以高達(dá)0.062[2]?？梢?jiàn)，未來(lái)航空發(fā)動(dòng)機(jī)主燃燒室的設(shè)計(jì)正在朝著高溫升、高熱容和高效率的方向發(fā)展[3]。軍用航空發(fā)動(dòng)機(jī)需要高溫升燃燒室，提高進(jìn)入渦輪前的溫度是增加發(fā)動(dòng)機(jī)推重比最直接、最有效的方法，而對(duì)燃燒室來(lái)說(shuō)，就需要繼續(xù)增加燃燒室的溫升能力[4]。由于常規(guī)燃燒室當(dāng)前的技術(shù)限制，總的油氣比通常不超過(guò)0.03，對(duì)于油氣比超過(guò)0.03 的高溫升燃燒室，在燃燒室進(jìn)口空氣流量不變的情況下，燃油流量大幅增加，燃燒室內(nèi)燃油與旋流空氣的組織摻混變得困難，燃燒室內(nèi)就會(huì)存在局部當(dāng)量比過(guò)高或過(guò)低的區(qū)域，容易面臨燃燒效率低和排氣冒煙等問(wèn)題。

近年來(lái)，針對(duì)高溫升燃燒室大工況條件下的燃燒效率低和排氣冒煙問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了很多研究[5-10]。Foust等[11]采用中心分級(jí)燃燒技術(shù)的高油氣比燃燒室，試驗(yàn)研究了燃油噴射與油氣組織問(wèn)題，研究結(jié)果表明，燃油噴射的位置和燃油的流量對(duì)整個(gè)燃燒室的穩(wěn)定工作范圍有很大關(guān)系。常峰等[12]通過(guò)數(shù)值模擬研究了同心圓式高溫升燃燒室的流場(chǎng)分布特性，數(shù)值結(jié)果表明，預(yù)燃級(jí)與主燃級(jí)旋流器同向設(shè)計(jì)時(shí)，預(yù)燃級(jí)下游會(huì)產(chǎn)生回流區(qū)，主燃級(jí)不產(chǎn)生回流區(qū)，相互不會(huì)發(fā)生干涉。梁紅俠等[13]提出了一種頭部采用多旋流燃燒技術(shù)的高溫升燃燒室方案，試驗(yàn)研究了空氣霧化噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒室的燃燒效率、點(diǎn)火、出口溫度分布系數(shù)等性能參數(shù)的影響。莫妲等[14]針對(duì)三級(jí)旋流高溫升燃燒室，試驗(yàn)研究了燃燒室的燃燒性能，研究發(fā)現(xiàn)，三旋流燃燒室的溫升可以達(dá)到1 130 K，燃燒效率在99%以上。張中飛等[15]提出了基于由三級(jí)旋流器組成的多旋流高溫升燃燒室，研究了旋流器方向組合對(duì)燃燒室油氣摻混與燃燒性能的影響。研究結(jié)果表明，當(dāng)一、二級(jí)旋流方向相反，二、三級(jí)旋向相同時(shí)，油氣霧化摻混效果良好，燃燒性能符合設(shè)計(jì)指標(biāo)。

綜上所述，目前對(duì)于高溫升燃燒室的研究多從徑向分級(jí)、旋向組合、油氣摻混等角度開(kāi)展，對(duì)于主、副模葉片角的研究較少。因此，本文分別對(duì)旋流器主、副模設(shè)計(jì)不同葉片角，探究不同葉片角下的高溫升燃燒室性能變化，為高溫升燃燒室頭部設(shè)計(jì)提供一定的參考。

1 數(shù)學(xué)與物理模型

如圖1 所示，建立高溫升模型燃燒室。圖1(a)為高溫升模型燃燒室的三維模型，該燃燒室由頭部旋流器和火焰筒組成，火焰筒上未開(kāi)設(shè)主燃孔和摻混孔，保證頭部有較高進(jìn)氣量。同時(shí)為了提高計(jì)算效率，也忽略了火焰筒上的壁面冷卻孔[16-17]。圖1（b）為高溫升燃燒室的頭部結(jié)構(gòu)，頭部主要由主燃級(jí)（主模）與值班級(jí)（副模）構(gòu)成，主燃級(jí)由主模旋流器和9 個(gè)直噴式空氣霧化噴嘴組成，值班級(jí)由副模旋流器和一個(gè)壓力霧化噴嘴組成，主模的空氣霧化噴嘴沿旋流器周向布置，副模噴嘴位于副模旋流器中心。該頭部結(jié)構(gòu)類似于GE 公司的雙環(huán)預(yù)混燃燒室（twin annular premixing swirler）結(jié)構(gòu)[18]，當(dāng)燃燒室處于低工況時(shí)，只有副模工作，在主燃區(qū)形成局部富油區(qū)，保證燃燒室點(diǎn)火、貧油熄火性能和燃燒穩(wěn)定性；當(dāng)燃燒室處于大工況時(shí)，主副模同時(shí)工作，主模分配了較多的空氣量，減少燃燒室大工況下的排氣冒煙。該結(jié)構(gòu)的目的是利用燃油分級(jí)、火焰分區(qū)的技術(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)高油氣比下的燃油良好霧化、蒸發(fā)和混合，以使燃燒室獲得良好的燃燒性能。

圖1 高溫升模型燃燒室

1.1 計(jì)算方法

計(jì)算采用Fluent18.2 軟件；湍流模型選擇Realizablek-ε模型；近壁面處理采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)；以正癸烷C10H22代替航空煤油[19]；燃燒模型采用小火焰生成流型（flamlet generated manifold，F(xiàn)GM）耦合106 組分的詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，采用離散項(xiàng)模型（discrete phase model，DPM）；燃油噴射采用壓力霧化噴嘴。微分方程采用SIMPLE 算法離散，壓力方程采用Standard 求解，其余方程采用二階迎風(fēng)格式。入口邊界條件采用質(zhì)量流量進(jìn)口，出口采用壓力出口。能量方程殘差收斂到10-6即視為收斂。設(shè)計(jì)工況的計(jì)算參數(shù)如下：進(jìn)口空氣壓力為2 MPa，進(jìn)口空氣溫度為700 K，進(jìn)口空氣流量為3.74 kg/s，油氣比為0.032 2。

1.2 數(shù)值計(jì)算驗(yàn)證

本文以西北工業(yè)大學(xué)李樂(lè)等[20]提出的中心分級(jí)多點(diǎn)直噴燃燒室模型作為數(shù)值模擬方法的驗(yàn)證模型。該模型中空氣流動(dòng)和燃油噴射類似本文使用的模型燃燒室，因此以該模型實(shí)驗(yàn)來(lái)驗(yàn)證本文的數(shù)值模擬方法具有較強(qiáng)的說(shuō)服力。實(shí)驗(yàn)條件為常溫常壓，空氣流量為0.07 kg/s。圖2 為計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在XOZ平面內(nèi)不同軸向位置（Z軸方向）的參考線上的軸向速度沿徑向分布圖。從圖2 中可以看出，2 種方法得到的軸向速度沿徑向分布曲線趨勢(shì)基本一致，數(shù)值基本吻合，可以說(shuō)明本文采用的計(jì)算方法和湍流模型可以較好地反映燃燒室內(nèi)流場(chǎng)速度分布。

圖2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比

1.3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

由于本文所研究高溫升燃燒室頭部旋流器結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，因此選取非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對(duì)模型燃燒室進(jìn)行網(wǎng)格劃分，且對(duì)頭部旋流器復(fù)雜區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格加密，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3 所示。

圖3 燃燒室中截面網(wǎng)格劃分

考慮網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，最終生成了350×104、520×104、760×104和980×104的4 套計(jì)算網(wǎng)格。圖4給出了不同網(wǎng)格數(shù)下燃燒室內(nèi)軸向速度和軸向溫度沿軸向的分布情況。從圖4 中可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于520×104后，同一軸向位置的速度和溫度不再隨網(wǎng)格數(shù)量的增大而發(fā)生顯著變化。最終，將網(wǎng)格數(shù)量定為520×104。

圖4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

2 高溫升燃燒室性能研究

2.1 副模葉片角對(duì)燃燒室性能影響

本文高溫升燃燒室由兩級(jí)旋流器構(gòu)成，因此本節(jié)通過(guò)數(shù)值模擬研究了第一級(jí)旋流器（副模旋流器）的葉片角對(duì)燃燒室流場(chǎng)特性和性能的影響。

旋流數(shù)Sn是衡量旋流器旋流強(qiáng)度的參數(shù)，軸向旋流器旋流數(shù)的計(jì)算公式為

式中：β為葉片的安裝角，r/R為軸向旋流器的輪轂比。

表1 為高溫升燃燒室副模旋流器葉片角分別為32°、36°、40°、44°和48°時(shí)所計(jì)算得出的軸向旋流器的旋流數(shù)。隨著旋流器葉片安裝角β1的增大，旋流器的旋流數(shù)Sn也增大，旋流強(qiáng)度也會(huì)增大，從而對(duì)火焰筒內(nèi)的氣體流動(dòng)速度、燃料的霧化摻混效果和燃燒室的燃燒性能具有一定的影響。

表1 副模旋流器葉片參數(shù)

圖5 是旋流器副模在不同葉片角下，燃燒室內(nèi)90 mm 參考線上的切向速度分布圖。由圖可知，隨著副模葉片角的增大，燃燒室內(nèi)整體氣流的旋向不變，但參考線Y∈（-0.02 m，0.02 m）內(nèi)切向速度變化較小，而參考線兩側(cè)的氣流切向速度隨副模葉片角的增大而變化的趨勢(shì)較為明顯。

圖5 旋流器副模不同葉片角的燃燒室參考線上切向速度分布

圖6 和圖7 是旋流器副模在不同葉片角下，火焰筒中軸線及90 mm 的軸向速度分布圖。由圖6 和圖7 可知，隨著旋流器副模葉片角的增大，回流區(qū)的軸向長(zhǎng)度和徑向?qū)挾染黾樱一亓鲄^(qū)內(nèi)的整體氣流速度增大，而回流區(qū)外的氣流速度減小。這是因?yàn)殡S著副模葉片角的增大，氣流切向動(dòng)量增大，主流氣體速度方向與中軸線的角度增大，形成了徑向和軸向上更寬的逆壓梯度，故回流區(qū)徑向和軸向的尺寸都變大。

圖6 旋流器副模不同葉片角下中軸線上軸向速度分布

圖7 旋流器副模不同葉片角下90 mm 參考線上軸向速度分布

圖8 是旋流器副模不同葉片角下的燃燒室中截面上軸向速度與渦區(qū)分布。從圖8 中可以看出，隨著旋流器副模葉片角的變大，火焰筒內(nèi)仍存在3 處渦區(qū)，但中心回流區(qū)前段徑向?qū)挾萀逐漸變大，中心回流區(qū)由“梨型”變?yōu)椤皥?jiān)果型”，臺(tái)階回流區(qū)逐漸變小，角渦回流區(qū)基本無(wú)變化。這是因?yàn)殡S著副模旋流數(shù)的增大，旋流器副模出口旋流的張角變大，導(dǎo)致在副模作用下的中心回流區(qū)的尺寸增大，進(jìn)而擠壓臺(tái)階回流區(qū)變小。

圖8 旋流器副模不同葉片角下中截面軸向速度與渦區(qū)分布

圖9 是旋流器副模不同葉片角對(duì)燃燒室內(nèi)FPT系數(shù)的影響圖，油氣比分布系數(shù)FPT是表征燃料摻混均勻程度的無(wú)量綱參數(shù)，某區(qū)域值越小則代表油氣摻混越均勻，其定義如下：

圖9 副模不同葉片角對(duì)燃燒室內(nèi)FPT 的影響

式中：wmax為某一截面上組分的最大質(zhì)量分?jǐn)?shù)，wave為某一截面上組分的平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

由圖9 可知，隨著副模葉片角增大，燃燒室內(nèi)同一軸向距離平面的FPT均減小，表明燃燒室整體油氣摻混程度更加均勻，這是由于旋流器副模葉片角變大使得回流區(qū)的尺寸以及整體回流速度增大，更利于燃油破碎、霧化。

圖10 為副模不同葉片角下的燃燒室中截面2 500 K 以上高溫分布情況。圖11 則給出了不同葉片角下燃燒室內(nèi)軸向距離Z分別為40、100、160 和220 mm 處截面溫度云圖以及截面平均溫度分布曲線。由圖10 和圖11 可知，隨著旋流器副模葉片角增大，燃燒室內(nèi)溫度大于2 500 K 的高溫區(qū)域面積逐漸減少且后移。這是因?yàn)槿~片角的增加加強(qiáng)了油氣摻混程度，使得原本當(dāng)量比較高的區(qū)域當(dāng)量比下降，進(jìn)而燃燒溫度下降、高溫區(qū)域面積減小。

圖10 副模不同葉片角下燃燒室中截面高溫區(qū)分布

圖11 副模不同葉片角不同軸向位置切面溫度云圖及不同截面平均溫度

圖12 和圖13 給出了副模不同葉片角下中軸線上的溫度分布以及-OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布曲線。由圖13 知，小葉片角80 mm 前的區(qū)域溫度較高，而大葉片角則是20 mm 之后的區(qū)域溫度較高，-OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布則表明了同樣的規(guī)律。這表明小葉片角的燃燒室在前中段反應(yīng)更劇烈，大葉片角的燃燒室反應(yīng)更集中在后半段。圖14 和圖15 為不同副模葉片角度下的燃燒室中軸線上的-HCO 和-CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布曲線圖。如圖14 和圖15 所示，隨著旋流角度的變大，燃燒室內(nèi)-HCO 和-CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸降低，表明葉片角度較小時(shí)的火焰前鋒面和火焰長(zhǎng)度更長(zhǎng)，并且隨著葉片角度的變大，燃燒室內(nèi)燃燒更充分。

圖12 副模不同葉片角下的中軸線上溫度

圖13 副模不同葉片角下的中軸線上-OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

圖14 副模不同葉片角下的中軸線上的-HCO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

圖15 副模不同葉片角下的中軸線上的-CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

圖16 給出了副模不同葉片角下燃燒室各項(xiàng)常規(guī)性能變化情況。由圖可知，當(dāng)葉片角從36°增加到48°時(shí)，燃燒效率從99.14%增加到99.32%，這是由于增大葉片角一方面強(qiáng)化了旋流，有利于高溫?zé)煔饣亓髋c上游混合氣摻混，使燃燒更充分；另一方面改善了燃燒室整體的油氣摻混，使得當(dāng)量比分布更均勻、燃燒更充分，因此燃燒效率得到提升。隨著葉片角的增大，總壓損失系數(shù)從4.73%增加到5.32%，這是由于隨著葉片角度增加，旋流器對(duì)流經(jīng)的氣流有更多的阻礙作用，從而有更多的壓力能轉(zhuǎn)換為氣流動(dòng)能，增大了燃燒室內(nèi)的壓力損失。由圖12 可知，隨著葉片角度的增大，燃燒室溫升逐漸增大；而隨著葉片角度的增大，燃燒室OTDF 并無(wú)明顯變化規(guī)律，但葉片角為48°的時(shí)候OTDF 最低。

圖16 副模不同葉片角下燃燒室各項(xiàng)常規(guī)性能變化

通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，雖然隨著副模葉片角增大，燃燒效率、溫升均升高，但總壓損失均高于5%，不滿足燃燒室性能指標(biāo)，因此本文所研究高溫升燃燒室旋流器副模葉片角確定為32°。

2.2 主模葉片角對(duì)燃燒室性能影響

表2 為本文所研究高溫升燃燒室主模葉片角分別為48°、52°、56°、60°和64°時(shí)所計(jì)算出的軸向旋流器的旋流數(shù)。

表2 主模旋流器葉片參數(shù)

圖17 是旋流器主模不同葉片角下燃燒室90 mm參考線上的切線速度分布。由圖17 可知，隨著主模旋流器葉片角的變大，火焰筒內(nèi)氣體的旋向不變，氣流的切向速度不斷變大。這是因?yàn)樾髌魅~片角越大，則旋流器出口產(chǎn)生的離心力越大，所以燃燒室內(nèi)氣流的切向速度越大。

圖17 旋流器主模不同葉片角下燃燒室參考線上切向速度分布

圖18 給出了旋流器主模不同葉片角下的燃燒室中軸線和90 mm 參考線上軸向速度分布圖。由圖18 可知，當(dāng)葉片角為56°時(shí)，回流區(qū)整體呈現(xiàn)“葫蘆狀”；當(dāng)葉片角增大到60°時(shí)，燃燒室內(nèi)則形成“水滴狀”回流區(qū)。這是由于主模葉片角較小時(shí)，旋流器出口氣流切向速度較小，不足以在燃燒室內(nèi)形成穩(wěn)定的回流區(qū)，而當(dāng)葉片角增大到一定值，產(chǎn)生的切向動(dòng)力足以形成整體形狀穩(wěn)定的回流區(qū)，而葉片角從60°增大到64°時(shí)，回流區(qū)并未發(fā)生較大變化。

圖18 旋流器主模不同葉片角下軸向速度分布

圖19 是主模旋流器不同葉片角下的燃燒室中截面軸向速度與渦區(qū)分布。從圖19 中可以看出，隨著主模旋流角度的增加，中心回流區(qū)從旋流角度為56°的“葫蘆型”變?yōu)樾鹘嵌葹?0°的“梨型”，而臺(tái)階回流區(qū)和角渦回流區(qū)呈現(xiàn)逐漸變小的趨勢(shì)。這是因?yàn)楦蹦Ｐ鹘嵌葹?2°，為中等旋流，只能形成一個(gè)小尺寸的中心回流區(qū)；而隨著主模旋流角度的變大，由強(qiáng)旋流變?yōu)榉浅?qiáng)旋流，此時(shí)主模的非常強(qiáng)旋流具有較大的切向速度，在離心力的作用下攜帶副模的中等旋流形成一個(gè)尺寸較大的中心回流區(qū)。

圖20 是旋流器主模不同葉片角對(duì)燃燒室內(nèi)FPT系數(shù)的影響圖。由圖20 可知，隨著葉片角的增大，F(xiàn)PT減小，表明燃燒室整體油氣摻混程度變均勻，具體原因與副模相同。而葉片角從60°增大到64°時(shí)，F(xiàn)PT變化不大。

圖20 主模不同葉片角對(duì)燃燒室內(nèi) FPT 的影響

圖21 是主模不同葉片角下燃燒室中截面2 500 K 以上高溫區(qū)分布，圖22 則給出了不同葉片角下燃燒室內(nèi)軸向距離Z分別為40、100、160和220 mm 處截面溫度云圖。由圖21 和圖22 可知，隨著主模葉片角的增加，燃燒室內(nèi)高溫區(qū)前移。這是由于主模葉片角增大增加了回流區(qū)整體回流速度，造成更多的高溫燃?xì)饣亓鳎虼烁邷貐^(qū)回移。

圖21 主模不同葉片角燃燒室中截面高溫區(qū)分布

圖22 主模不同葉片角不同軸向位置切面溫度云圖及不同截面平均溫度分布

圖23 和圖24 為主模不同葉片角下的燃燒室中軸線溫度分布和-OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布曲線。由圖23可知，大葉片角的燃燒室軸向位置100 mm 前溫度較高，而軸向位置100 mm 后的部分溫度較低；由圖24 可知，葉片角大的燃燒室軸向位置150 mm之前的部分-OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)更大。綜上表明旋流器主模葉片角大的燃燒室在火焰筒前中段反應(yīng)更劇烈，原因與解釋高溫區(qū)變化時(shí)所述的規(guī)律一致。圖25 和圖26 為不同主模葉片角度下的燃燒室中軸線上的-HCO 和-CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布曲線。如圖25和圖26 所示，隨著旋流角度的變大，燃燒室內(nèi)-HCO質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸升高，表明葉片角度較大時(shí)的火焰前鋒面更長(zhǎng)，而燃燒室內(nèi)-CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸降低，表明燃燒室內(nèi)火焰長(zhǎng)度縮短并燃燒更充分。

圖23 主模不同葉片角下的燃燒室中軸線上的溫度分布

圖24 主模不同葉片角下的燃燒室中軸線上的-OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

圖25 主模不同葉片角下中軸線上的-HCO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

圖26 主模不同葉片角下中軸線上的-CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

圖27 給出了旋流器主模不同葉片角下的燃燒室整體性能參數(shù)變化。由圖27 可以看出，主模葉片角從48°增加到64°時(shí)，燃燒效率從98.38%增加到99.15%，這一方面是由于葉片角的增加增大了回流區(qū)的尺寸和回流區(qū)整體回流速度，更利于高溫燃?xì)馀c上游空氣摻混，反應(yīng)更均勻；另一方面增大葉片角也改善了油氣摻混，使得當(dāng)量比分布更均勻，故燃燒效率增加。主模葉片角從48°增加到64°時(shí)，總壓損失系數(shù)從4.01%增加到5.15%，原因是隨著葉片角增大，旋流器對(duì)流經(jīng)的空氣阻礙作用增大，導(dǎo)致更多的壓力能轉(zhuǎn)化為氣流動(dòng)能，增大燃燒室內(nèi)阻力損失。隨著主模葉片角增大，燃燒室OTDF 不斷減小，這是由于增大葉片角使得燃燒室內(nèi)的油氣摻混更均勻，減少了高溫?zé)狳c(diǎn)，因此降低了OTDF。

圖27 旋流器主模不同葉片角下的燃燒室整體性能參數(shù)變化

通過(guò)對(duì)比觀察發(fā)現(xiàn)，隨著主模葉片角的增大，燃燒室整體性能均變好；但當(dāng)主模葉片角為64°時(shí)，總壓損失系數(shù)超過(guò)5%，不滿足燃燒室設(shè)計(jì)指標(biāo)，因此最終確定本文所研究的高溫升燃燒室主模旋流器葉片角為60°。

3 結(jié)論

本文利用數(shù)值模擬的方法探究了旋流器主副模葉片安裝角對(duì)高溫升燃燒室性能的影響，對(duì)于本文研究的一種中心分級(jí)雙旋流多點(diǎn)直噴頭部的高溫升燃燒室，結(jié)論如下：

1）隨著副模葉片角從32°增加到48°，回流區(qū)軸向、徑向尺寸，回流區(qū)軸向速度均變大，燃燒室內(nèi)油氣摻混逐漸變均勻，燃燒場(chǎng)高溫區(qū)面積減少，燃燒效率、溫升、總壓損失系數(shù)均升高，OTDF降低，最終確定副模葉片角為32°。

2）隨著主模葉片角從48°增加到64°，回流區(qū)形狀由“葫蘆狀”變化為“水滴狀”，回流區(qū)軸向速度變大，燃燒室內(nèi)油氣摻混逐漸變均勻，燃燒場(chǎng)高溫區(qū)前移，燃燒效率、溫升、總壓損失系數(shù)均增加，OTDF 減少，最終確定主模葉片角為60°。