折流燃烧室燃烧特性研究

解晓东,李本威,伍 恒,李 良

(1.海军航空工程学院飞行器工程系， 山东 烟台 264001； 2.国防大学联合勤务学院， 北京 300161)

离心甩油折流燃烧室是一种广泛应用于涡轴发动机的燃烧室，由于拥有轴向尺寸小的特点，在结构上能够与涡轴发动机的离心式压气机较好契合。同时，涡轴发动机的工作状态大多在20 000 r/min以上，这个转速所产生的当量压差能够使离心甩油盘产生非常好的雾化效果，从而使燃烧更加充分。目前国内外对甩油盘折流燃烧室的研究并不多。在实验研究方面，曾川等[1]研究了微型涡喷发动机离心甩油折流燃烧室的气动热力学参数和几何参数的设计，并通过实验研究验证了设计参数的合理性。宋双文等[2]对离心甩油折流燃烧室不同转速下的性能进行了试验研究，对燃烧室设计提供了参考。Seongman Choi 等[3]在不同的气体流量、温度和压力条件下对离心甩油折流燃烧室进行了点火和燃烧特性实验，实验结果表明甩油盘转速和空气流量是影响该型燃烧室点火的主要因素。从前人的研究中可以看出，对离心甩油折流燃烧室的研究早期主要以雾化性能和燃烧性能试验为主，通过测量燃烧室出口等关键位置个别点的温度等热力学参数对燃烧室性能进行评估，不能准确掌握其内部流动和燃烧状态。近些年随着计算流体力学和计算燃烧学的发展，出现了越来越精确的湍流模型和燃烧模型，可以通过数值模拟对燃烧室内部的三维工作过程进行仿真，并根据结果对燃烧室内的回流、补燃、冷却过程进行分析。在数值模拟方面，颜应文等[4]使用3种燃烧模型对简化的折流燃烧室的两相喷雾燃烧流场进行了数值模拟，比较了火焰筒内外壁温度的计算值与实验值，对燃烧室数值模拟的燃烧模型选择有一定的指导作用。许玉堂等[5]发展了一套数值模拟软件，分析了不同湍流模型对折流燃烧室流动过程计算结果的影响，对比实验结果表明Wilcoxk-ε模型较为准确。王瑾[6]使用多孔介质模型与甩油盘模型对简化后的某型折流燃烧室进行了数值模拟，得到了其冷态和热态下的温度分布。

综上所述，随着计算精度的提高，数值模拟在燃烧室特性研究中的作用越来越大。对离心甩油折流燃烧室而言，由于存在涡轮导叶的折流作用，其流动状态与一般的环形燃烧室相比更加复杂，需将涡轮导叶与燃烧室进行一体化仿真。但前人所做的仿真计算所使用的燃烧室模型没有考虑涡轮导叶折流对燃烧室内部流动状态的影响，缺乏对燃烧室外壁掺混孔、补燃孔、进气斗与涡轮折流空气流量分配的研究。其计算结果虽然可以与相应的燃烧特性试验结果进行对比，但由于结构差异太大，对于现役的涡轴发动机燃烧室特性研究而言参考价值有限。为此，本文基于三维仿真软件，建立了某型现役涡轴发动机离心甩油燃烧室及涡轮导叶的一体化模型，对其冷态流动过程及热态燃烧特性进行了仿真研究，为该型发动机性能评估与优化提供了技术支撑。

1 研究对象

1.1 物理模型

本文研究对象为某型涡轴发动机所使用的离心甩油折流环形燃烧室，由于考虑涡轮导向器空心叶片折流的影响，对燃烧室及涡轮导向器进行了一体化建模，模型入口为发动机轴向扩压器出口。燃烧室外壁前部为旋流板，其上开有三排交错排列的槽口，同时燃烧室外壁还开有补燃孔、冷却孔，并与30个进气斗连接。为减小计算量，截取了燃烧室的1/10结构作为计算域，如图1所示，在计算域侧面使用周期性边界条件。

为了网格划分方便，在建模过程中对模型进行了适当简化：① 在不改变通气面积的情况下删除了某些孔的加工倒角；② 修剪了与燃烧室工作无关的实体几何结构；③ 忽略了燃烧室内外壁及机匣的厚度。

1.2 网格划分

由于该型燃烧室几何结构十分复杂，使用ICEM软件采用非结构网格对计算域进行划分，如图2所示，整个计算域内的网格数为388.6万。可以看出，计算域中燃烧室旋流板上有三排开口方向相反的槽口用于对预燃空气进行混合，外壁前部有15个补燃孔和3个进气斗，后部有25个冷却孔，内壁前后均匀分布着40和14个大小不一的通气孔，用于将空心导流叶片经过的气体折流回燃烧室中。为保证计算精度，对模型各个小孔及进气斗处进行了网格加密，如图3、图4所示。

2 计算模型及边界条件

2.1 计算模型

本文使用Standardk-ε模型作为湍流模型，使用EDC模型作为燃烧模型，对于壁面使用标准壁面函数进行处理，使用SIMPLE算法作为压力速度耦合算法，液滴运动通过DPM模型进行追踪。

2.2 边界条件

为验证模型的准确性，将某型发动机地面试车过程中3个状态点作为燃烧室特性计算的工况，以燃烧室出口平均温度为监测变量，对比仿真计算值与实验值，得到较为适用的燃烧模型。3个工况的进口参数如表1所示。

该型燃烧室所使用的燃料为RP-3型航空煤油，其燃料属性如表2所示。

表1 计算工况参数

表2 RP-3型燃油物性参数

在计算流体力学中，由于C12H23能够较好地描述煤油在燃烧场内的物理化学变化，因此被广泛用于作为煤油的替代燃料进行计算。本文也使用Fluent材料库中的C12H23作为替代燃料进行仿真计算，为减小由于其本身热值、黏性、表面张力等物性与煤油实际值不同而产生的误差，在定义材料时将其物性参数修正为RP-3型航空煤油的真实物性参数。燃油在空间内的雾化情况是进行燃烧仿真的输出条件，针对该模型所使用的甩油盘式喷嘴，侯凌云[7]提出了一种基于实验的燃油雾滴SMD经验计算公式，其计算式为

(1)

式中：n为甩油盘转速；R为甩油盘半径。

式(1)是以煤油为燃料进行实验得到的拟合经验公式，只体现了转速和甩油盘半径的影响。RP-3型航空煤油与普通煤油相比，由于油品有微小差距，燃油黏性和表面张力会对雾化效果产生一定的影响。但同为煤油，其物性相差不大，仍然可以使用式(1)进行近似计算。按式(1)得到燃油在这3种工况下的雾化效果如表3所示。对燃烧室而言，油液雾化液滴越小，其蒸发速率越快，燃烧就更为快速和充分。从计算结果可以看出，3种状态下燃油雾化效果都较为理想，且相差不大，随转速增加油滴SMD逐渐减小。

表3 不同工况下甩油盘雾化粒径

3 计算结果及分析

3.1 模型准确性验证

燃烧室出口温度T4是发动机特性研究中十分重要的参数，也是验证模型准确性的关键指标。该燃烧室在这3种工况下T4台架试车实测值与仿真计算值如表4所示。同时，通过计算工质在燃烧前后理论温升与实际温升的比值，得到不同工况下的燃烧效率。

表4 燃烧室出口温度及燃烧效率

不同的湍流模型和燃烧模型对结果误差的影响较大，本文使用的Standardk-ε模型和EDC模型是近些年应用较为广泛的计算模型，具有较强的通用性。从表4中可以看出，T4的仿真计算值大小介于实验测得的数据与通过温差法计算的理论值之间，且与实验值相比误差在20 K以内。随着燃烧室工作状态增大，燃料的燃烧效率逐渐降低，仿真计算得到的结果能够较好地契合燃烧效率的变化趋势，且与实验值相比误差在2%以内。因此，可以认为该模型能够较精确地描述该型折流燃烧室的工作过程。

3.2 总压损失

监测燃烧室在不同工况下冷态(非燃烧状态)与热态(燃烧状态)进出口总压损失，计算燃烧室总压恢复系数，如表5所示。

表5 冷热态总压损失

燃烧室工作过程中，其本身结构设计和燃烧过程的传热和传质都会对总压产生影响。从计算结果可以看出，在参与计算的3种发动机工况附近，燃烧态总压损失随工作状态增大而增大，总压恢复系数在0.94左右，燃烧室在热态的总压损失略大于冷态。

3.3 气体流量分配

燃烧室气体流量分配是否合理，关系到燃料能否进行充分的雾化燃烧，也影响了燃烧室使用寿命和热均匀性，是燃烧室结构设计中的关键性问题。通过对燃烧室各截面上的气体流量分配进行监测，得到了该型燃烧室不同工况下各设计孔的流量分配比例如图5所示。

从图5可以看出，燃烧室在不同工作状态下其入口气体流量分配比例基本不变，且各孔洞之间分配较为均衡。其中比例较大的为冷却孔，约占25%，较小的为旋流板，约17%。该结果还表明了，工作状态对燃烧室入口气体流量分配影响很小，具体分配比例取决于燃烧室结构。

3.4 冷态流场分析

以工况A为例对燃烧室冷态总体流场进行分析，其空间内流线如图6所示。

从图6可以看出，与一般的环形燃烧室相比，该型折流燃烧室内部流动状态较为复杂。空气由轴向扩压器进入燃烧室后分为几股进入燃烧室，第一股沿燃烧室外壁经旋流板上的槽口进入主燃区，由于相邻两排槽口开口方向相反，经过旋流板的气体湍流较为强烈，可以使雾化燃油与空气充分混合，提高燃烧效率。第二股和第三股气流经外壁前部补燃孔和进气斗进入燃烧室，在燃烧室前部主燃区形成一个低速回流区。第四股气流由燃烧室外壁后端的冷却孔进入燃烧室，主要用于中和高温燃气。第五股气流经燃烧室外壁与机匣间的流道，在空心叶片上部形成旋流，然后经过涡轮导叶下部的矩形孔折流到燃烧室内壁内，一部分经内壁前部孔参与主燃区的燃烧，一部分经后部孔参与涡轮前部的降温过程。这五股气流在燃烧室内混合，然后经涡轮流道加速后离开计算域。

图7为3种工况下燃烧室截面上气体速度矢量。从图7可以看出，随着工作状态的增大，燃烧室内部气流速度有所增大，这种速度变化在补燃孔、进气斗及计算域出口附近较为明显。但随着工作状态增大，燃烧室前部回流区范围无明显变化，内部气体流动仍然保持低速回流状态，这非常有利于燃油的稳定燃烧。由此判断，燃料的主要燃烧过程集中在燃烧室前部。

3.5 热态流场分析

3.5.1 气体流动特性

以工况A为例对燃烧室冷热态气体流动状态进行对比，其热态截面速度矢量如图8所示。

可以看出，在工作状态下燃烧室后部气体速度大大增加。在甩油盘喷出的高速燃油作用下，低速回流区被压缩至燃烧室前部靠近壁面的位置。气液的二相作用也使经过内壁前部孔折流回燃烧室内的部分气体有较大的径向速度，与经过补燃孔的气体形成对流。

3.5.2 燃油蒸发特性

燃油的快速蒸发是燃烧室正常工作的先决条件，燃油蒸发速率是衡量喷嘴与燃烧室性能的关键指标。良好的燃油蒸发效果能够使燃料与空气快速均匀混合，使油气迅速达到可燃状态，在提高燃烧效率和稳定性的同时，防止燃烧室内发生积碳和局部过热烧蚀。燃油蒸发效率主要取决于喷嘴雾化效果、气体对液滴的破碎作用和燃烧室温度。该燃烧室在3种工况下喷嘴附近燃油蒸发速率如图9所示。

从图9可以看出，燃油在燃烧室内蒸发效果较好，3种工况下燃油均在甩油盘附近很短的距离内完全蒸发为气态，在燃油逐渐远离甩油盘的过程中，在空间内的分布范围变广，蒸发速率逐渐减小。随着工作状态增大，甩油盘喷射的燃油量增多，空间内同一位置的燃油蒸发速率逐渐增大，最大可达到2.5×10-6kg/s，没有出现局部蒸发速率饱和的情况，这说明燃油的蒸发速率主要取决于空间内燃油的质量分数。

3.5.3 温度场分布特性

以某一穿过涡轮导叶的截面为例对燃烧室热态温度分布进行分析，温度云图如图10所示。可以看出，气体经过旋流板和内壁前部孔后在燃烧室前部汇聚参与燃烧，低速回流区为燃料提供了一个相对稳定的燃烧环境。在燃烧室外壁附近，随着多股气流与燃油蒸汽的充分混合，燃油进行了较为充分的燃烧。主燃区为外壁前部的回流区，随着工作状态增大，主燃区沿外壁逐渐向后扩展。3种工况下燃烧室内主燃区最高温度相差不大，分别为2 626.5 K、2 647.1 K和 2 697.8 K。从速度云图和温度云图看出，由进气斗和冷却孔进入火焰筒的高速气流在火焰筒中段形成了一道屏障，防止高温区向后扩展范围过大，起到了较好的降温作用，在不同工况下都能将主燃区2 000 K以上的高温燃气在燃烧室出口前降至1 000 K左右。值得关注的是，随燃烧室工作状态增大，甩油盘附近气体温度逐渐减小，这一方面是由于甩油盘附近油气比较高，不利于燃烧的进行，另一方面是由于随供油量的增加，燃油蒸发吸收的热量增多。

4 结论

1) 该型折流燃烧室在3 000 r/min附近燃烧效率约为96%，且随工作状态增大而减小，EDC燃烧模型能够较精确地描述这一变化趋势，燃烧效率计算结果与实验结果相比误差在2%以内。

2) 燃烧室在不同工作状态下气体流量分配较为均衡且基本不变，各股气流比值均在17%～25%，主要取决于燃烧室结构。燃烧室内部气体流动速度随工作状态增大而增大，前部低速回流区流速基本保持不变，热态回流区与冷态相比范围较小。

3) 燃烧室总压损失随工作状态增大而增大，且热态损失略大于冷态，总压恢复系数为0.94左右。

4) RP-3型燃油能够在燃烧室内进行较充分的雾化蒸发，液滴SMD随着转速增大而减小，最小约为25 μm。蒸发速率随着工况增大而增大，随着与甩油盘距离逐渐减小，在距离甩油盘5 cm范围内完全蒸发。

5) 主燃区为靠近燃烧室外壁的前部回流区，且随着工作状态增大而沿外壁逐渐向后扩展,主燃区最高温度约为 2 700 K。进气斗与冷却孔对高温燃气混合冷却效果较好，能够在火焰筒后部快速将气体温度混合至1 500 K以下。

本研究所建立的一体化模型与实验相比误差较小，研究成果对发动机稳态及起动过程建模有一定的参考价值，对于分析折流燃烧室内部流动状态，改进燃烧室设计有较大意义。

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