旋流器结构参数对高温升燃烧室性能的影响

马德鹏，王建鑫，李江恒，李智明，刘潇

1.哈尔滨汽轮机厂有限责任公司，黑龙江 哈尔滨 150078

2.中国兵器工业集团航空弹药研究院有限公司，黑龙江 哈尔滨 150030

3.哈尔滨工程大学 动力与能源工程学院，黑龙江 哈尔滨 150001

目前先进的民用航空发动机的温升水平可达 到900 K，燃烧室的总油气比为0.025；而军用涡扇发动机的温升水平在1 050 K 左右，对应的燃烧室总油气比为0.03；下一代军用航空发动机的温升水平将超过1 400 K，其燃烧室总油气比将达到0.047[1]，美国在研的高推重比航空发动机的总油气比可以高达0.062[2]。可见，未来航空发动机主燃烧室的设计正在朝着高温升、高热容和高效率的方向发展[3]。军用航空发动机需要高温升燃烧室，提高进入涡轮前的温度是增加发动机推重比最直接、最有效的方法，而对燃烧室来说，就需要继续增加燃烧室的温升能力[4]。由于常规燃烧室当前的技术限制，总的油气比通常不超过0.03，对于油气比超过0.03 的高温升燃烧室，在燃烧室进口空气流量不变的情况下，燃油流量大幅增加，燃烧室内燃油与旋流空气的组织掺混变得困难，燃烧室内就会存在局部当量比过高或过低的区域，容易面临燃烧效率低和排气冒烟等问题。

近年来，针对高温升燃烧室大工况条件下的燃烧效率低和排气冒烟问题，国内外学者开展了很多研究[5-10]。Foust等[11]采用中心分级燃烧技术的高油气比燃烧室，试验研究了燃油喷射与油气组织问题，研究结果表明，燃油喷射的位置和燃油的流量对整个燃烧室的稳定工作范围有很大关系。常峰等[12]通过数值模拟研究了同心圆式高温升燃烧室的流场分布特性，数值结果表明，预燃级与主燃级旋流器同向设计时，预燃级下游会产生回流区，主燃级不产生回流区，相互不会发生干涉。梁红侠等[13]提出了一种头部采用多旋流燃烧技术的高温升燃烧室方案，试验研究了空气雾化喷嘴结构对燃烧室的燃烧效率、点火、出口温度分布系数等性能参数的影响。莫妲等[14]针对三级旋流高温升燃烧室，试验研究了燃烧室的燃烧性能，研究发现，三旋流燃烧室的温升可以达到1 130 K，燃烧效率在99%以上。张中飞等[15]提出了基于由三级旋流器组成的多旋流高温升燃烧室，研究了旋流器方向组合对燃烧室油气掺混与燃烧性能的影响。研究结果表明，当一、二级旋流方向相反，二、三级旋向相同时，油气雾化掺混效果良好，燃烧性能符合设计指标。

综上所述，目前对于高温升燃烧室的研究多从径向分级、旋向组合、油气掺混等角度开展，对于主、副模叶片角的研究较少。因此，本文分别对旋流器主、副模设计不同叶片角，探究不同叶片角下的高温升燃烧室性能变化，为高温升燃烧室头部设计提供一定的参考。

1 数学与物理模型

如图1 所示，建立高温升模型燃烧室。图1(a)为高温升模型燃烧室的三维模型，该燃烧室由头部旋流器和火焰筒组成，火焰筒上未开设主燃孔和掺混孔，保证头部有较高进气量。同时为了提高计算效率，也忽略了火焰筒上的壁面冷却孔[16-17]。图1（b）为高温升燃烧室的头部结构，头部主要由主燃级（主模）与值班级（副模）构成，主燃级由主模旋流器和9 个直喷式空气雾化喷嘴组成，值班级由副模旋流器和一个压力雾化喷嘴组成，主模的空气雾化喷嘴沿旋流器周向布置，副模喷嘴位于副模旋流器中心。该头部结构类似于GE 公司的双环预混燃烧室（twin annular premixing swirler）结构[18]，当燃烧室处于低工况时，只有副模工作，在主燃区形成局部富油区，保证燃烧室点火、贫油熄火性能和燃烧稳定性；当燃烧室处于大工况时，主副模同时工作，主模分配了较多的空气量，减少燃烧室大工况下的排气冒烟。该结构的目的是利用燃油分级、火焰分区的技术来实现高油气比下的燃油良好雾化、蒸发和混合，以使燃烧室获得良好的燃烧性能。

图1 高温升模型燃烧室

1.1 计算方法

计算采用Fluent18.2 软件；湍流模型选择Realizablek-ε模型；近壁面处理采用标准壁面函数；以正癸烷C10H22代替航空煤油[19]；燃烧模型采用小火焰生成流型（flamlet generated manifold，FGM）耦合106 组分的详细化学反应机理，采用离散项模型（discrete phase model，DPM）；燃油喷射采用压力雾化喷嘴。微分方程采用SIMPLE 算法离散，压力方程采用Standard 求解，其余方程采用二阶迎风格式。入口边界条件采用质量流量进口，出口采用压力出口。能量方程残差收敛到10-6即视为收敛。设计工况的计算参数如下：进口空气压力为2 MPa，进口空气温度为700 K，进口空气流量为3.74 kg/s，油气比为0.032 2。

1.2 数值计算验证

本文以西北工业大学李乐等[20]提出的中心分级多点直喷燃烧室模型作为数值模拟方法的验证模型。该模型中空气流动和燃油喷射类似本文使用的模型燃烧室，因此以该模型实验来验证本文的数值模拟方法具有较强的说服力。实验条件为常温常压，空气流量为0.07 kg/s。图2 为计算流体动力学（computational fluid dynamics，CFD）计算结果与试验结果在XOZ平面内不同轴向位置（Z轴方向）的参考线上的轴向速度沿径向分布图。从图2 中可以看出，2 种方法得到的轴向速度沿径向分布曲线趋势基本一致，数值基本吻合，可以说明本文采用的计算方法和湍流模型可以较好地反映燃烧室内流场速度分布。

图2 数值计算结果与实验值对比

1.3 网格无关性验证

由于本文所研究高温升燃烧室头部旋流器结构比较复杂，因此选取非结构网格对模型燃烧室进行网格划分，且对头部旋流器复杂区域进行了网格加密，网格划分结果如图3 所示。

图3 燃烧室中截面网格划分

考虑网格无关性验证，最终生成了350×104、520×104、760×104和980×104的4 套计算网格。图4给出了不同网格数下燃烧室内轴向速度和轴向温度沿轴向的分布情况。从图4 中可以看出，当网格数大于520×104后，同一轴向位置的速度和温度不再随网格数量的增大而发生显著变化。最终，将网格数量定为520×104。

图4 网格无关性验证

2 高温升燃烧室性能研究

2.1 副模叶片角对燃烧室性能影响

本文高温升燃烧室由两级旋流器构成，因此本节通过数值模拟研究了第一级旋流器（副模旋流器）的叶片角对燃烧室流场特性和性能的影响。

旋流数Sn是衡量旋流器旋流强度的参数，轴向旋流器旋流数的计算公式为

式中：β为叶片的安装角，r/R为轴向旋流器的轮毂比。

表1 为高温升燃烧室副模旋流器叶片角分别为32°、36°、40°、44°和48°时所计算得出的轴向旋流器的旋流数。随着旋流器叶片安装角β1的增大，旋流器的旋流数Sn也增大，旋流强度也会增大，从而对火焰筒内的气体流动速度、燃料的雾化掺混效果和燃烧室的燃烧性能具有一定的影响。

表1 副模旋流器叶片参数

图5 是旋流器副模在不同叶片角下，燃烧室内90 mm 参考线上的切向速度分布图。由图可知，随着副模叶片角的增大，燃烧室内整体气流的旋向不变，但参考线Y∈（-0.02 m，0.02 m）内切向速度变化较小，而参考线两侧的气流切向速度随副模叶片角的增大而变化的趋势较为明显。

图5 旋流器副模不同叶片角的燃烧室参考线上切向速度分布

图6 和图7 是旋流器副模在不同叶片角下，火焰筒中轴线及90 mm 的轴向速度分布图。由图6 和图7 可知，随着旋流器副模叶片角的增大，回流区的轴向长度和径向宽度均增加，且回流区内的整体气流速度增大，而回流区外的气流速度减小。这是因为随着副模叶片角的增大，气流切向动量增大，主流气体速度方向与中轴线的角度增大，形成了径向和轴向上更宽的逆压梯度，故回流区径向和轴向的尺寸都变大。

图6 旋流器副模不同叶片角下中轴线上轴向速度分布

图7 旋流器副模不同叶片角下90 mm 参考线上轴向速度分布

图8 是旋流器副模不同叶片角下的燃烧室中截面上轴向速度与涡区分布。从图8 中可以看出，随着旋流器副模叶片角的变大，火焰筒内仍存在3 处涡区，但中心回流区前段径向宽度L逐渐变大，中心回流区由“梨型”变为“坚果型”，台阶回流区逐渐变小，角涡回流区基本无变化。这是因为随着副模旋流数的增大，旋流器副模出口旋流的张角变大，导致在副模作用下的中心回流区的尺寸增大，进而挤压台阶回流区变小。

图8 旋流器副模不同叶片角下中截面轴向速度与涡区分布

图9 是旋流器副模不同叶片角对燃烧室内FPT系数的影响图，油气比分布系数FPT是表征燃料掺混均匀程度的无量纲参数，某区域值越小则代表油气掺混越均匀，其定义如下：

图9 副模不同叶片角对燃烧室内FPT 的影响

式中：wmax为某一截面上组分的最大质量分数，wave为某一截面上组分的平均质量分数。

由图9 可知，随着副模叶片角增大，燃烧室内同一轴向距离平面的FPT均减小，表明燃烧室整体油气掺混程度更加均匀，这是由于旋流器副模叶片角变大使得回流区的尺寸以及整体回流速度增大，更利于燃油破碎、雾化。

图10 为副模不同叶片角下的燃烧室中截面2 500 K 以上高温分布情况。图11 则给出了不同叶片角下燃烧室内轴向距离Z分别为40、100、160 和220 mm 处截面温度云图以及截面平均温度分布曲线。由图10 和图11 可知，随着旋流器副模叶片角增大，燃烧室内温度大于2 500 K 的高温区域面积逐渐减少且后移。这是因为叶片角的增加加强了油气掺混程度，使得原本当量比较高的区域当量比下降，进而燃烧温度下降、高温区域面积减小。

图10 副模不同叶片角下燃烧室中截面高温区分布

图11 副模不同叶片角不同轴向位置切面温度云图及不同截面平均温度

图12 和图13 给出了副模不同叶片角下中轴线上的温度分布以及-OH 质量分数分布曲线。由图13 知，小叶片角80 mm 前的区域温度较高，而大叶片角则是20 mm 之后的区域温度较高，-OH 质量分数分布则表明了同样的规律。这表明小叶片角的燃烧室在前中段反应更剧烈，大叶片角的燃烧室反应更集中在后半段。图14 和图15 为不同副模叶片角度下的燃烧室中轴线上的-HCO 和-CO 质量分数分布曲线图。如图14 和图15 所示，随着旋流角度的变大，燃烧室内-HCO 和-CO 质量分数逐渐降低，表明叶片角度较小时的火焰前锋面和火焰长度更长，并且随着叶片角度的变大，燃烧室内燃烧更充分。

图12 副模不同叶片角下的中轴线上温度

图13 副模不同叶片角下的中轴线上-OH 质量分数分布

图14 副模不同叶片角下的中轴线上的-HCO 质量分数分布

图15 副模不同叶片角下的中轴线上的-CO 质量分数分布

图16 给出了副模不同叶片角下燃烧室各项常规性能变化情况。由图可知，当叶片角从36°增加到48°时，燃烧效率从99.14%增加到99.32%，这是由于增大叶片角一方面强化了旋流，有利于高温烟气回流与上游混合气掺混，使燃烧更充分；另一方面改善了燃烧室整体的油气掺混，使得当量比分布更均匀、燃烧更充分，因此燃烧效率得到提升。随着叶片角的增大，总压损失系数从4.73%增加到5.32%，这是由于随着叶片角度增加，旋流器对流经的气流有更多的阻碍作用，从而有更多的压力能转换为气流动能，增大了燃烧室内的压力损失。由图12 可知，随着叶片角度的增大，燃烧室温升逐渐增大；而随着叶片角度的增大，燃烧室OTDF 并无明显变化规律，但叶片角为48°的时候OTDF 最低。

图16 副模不同叶片角下燃烧室各项常规性能变化

通过对比发现，虽然随着副模叶片角增大，燃烧效率、温升均升高，但总压损失均高于5%，不满足燃烧室性能指标，因此本文所研究高温升燃烧室旋流器副模叶片角确定为32°。

2.2 主模叶片角对燃烧室性能影响

表2 为本文所研究高温升燃烧室主模叶片角分别为48°、52°、56°、60°和64°时所计算出的轴向旋流器的旋流数。

表2 主模旋流器叶片参数

图17 是旋流器主模不同叶片角下燃烧室90 mm参考线上的切线速度分布。由图17 可知，随着主模旋流器叶片角的变大，火焰筒内气体的旋向不变，气流的切向速度不断变大。这是因为旋流器叶片角越大，则旋流器出口产生的离心力越大，所以燃烧室内气流的切向速度越大。

图17 旋流器主模不同叶片角下燃烧室参考线上切向速度分布

图18 给出了旋流器主模不同叶片角下的燃烧室中轴线和90 mm 参考线上轴向速度分布图。由图18 可知，当叶片角为56°时，回流区整体呈现“葫芦状”；当叶片角增大到60°时，燃烧室内则形成“水滴状”回流区。这是由于主模叶片角较小时，旋流器出口气流切向速度较小，不足以在燃烧室内形成稳定的回流区，而当叶片角增大到一定值，产生的切向动力足以形成整体形状稳定的回流区，而叶片角从60°增大到64°时，回流区并未发生较大变化。

图18 旋流器主模不同叶片角下轴向速度分布

图19 是主模旋流器不同叶片角下的燃烧室中截面轴向速度与涡区分布。从图19 中可以看出，随着主模旋流角度的增加，中心回流区从旋流角度为56°的“葫芦型”变为旋流角度为60°的“梨型”，而台阶回流区和角涡回流区呈现逐渐变小的趋势。这是因为副模旋流角度为32°，为中等旋流，只能形成一个小尺寸的中心回流区；而随着主模旋流角度的变大，由强旋流变为非常强旋流，此时主模的非常强旋流具有较大的切向速度，在离心力的作用下携带副模的中等旋流形成一个尺寸较大的中心回流区。

图20 是旋流器主模不同叶片角对燃烧室内FPT系数的影响图。由图20 可知，随着叶片角的增大，FPT减小，表明燃烧室整体油气掺混程度变均匀，具体原因与副模相同。而叶片角从60°增大到64°时，FPT变化不大。

图20 主模不同叶片角对燃烧室内 FPT 的影响

图21 是主模不同叶片角下燃烧室中截面2 500 K 以上高温区分布，图22 则给出了不同叶片角下燃烧室内轴向距离Z分别为40、100、160和220 mm 处截面温度云图。由图21 和图22 可知，随着主模叶片角的增加，燃烧室内高温区前移。这是由于主模叶片角增大增加了回流区整体回流速度，造成更多的高温燃气回流，因此高温区回移。

图21 主模不同叶片角燃烧室中截面高温区分布

图22 主模不同叶片角不同轴向位置切面温度云图及不同截面平均温度分布

图23 和图24 为主模不同叶片角下的燃烧室中轴线温度分布和-OH 质量分数分布曲线。由图23可知，大叶片角的燃烧室轴向位置100 mm 前温度较高，而轴向位置100 mm 后的部分温度较低；由图24 可知，叶片角大的燃烧室轴向位置150 mm之前的部分-OH 质量分数更大。综上表明旋流器主模叶片角大的燃烧室在火焰筒前中段反应更剧烈，原因与解释高温区变化时所述的规律一致。图25 和图26 为不同主模叶片角度下的燃烧室中轴线上的-HCO 和-CO 质量分数分布曲线。如图25和图26 所示，随着旋流角度的变大，燃烧室内-HCO质量分数逐渐升高，表明叶片角度较大时的火焰前锋面更长，而燃烧室内-CO 质量分数逐渐降低，表明燃烧室内火焰长度缩短并燃烧更充分。

图23 主模不同叶片角下的燃烧室中轴线上的温度分布

图24 主模不同叶片角下的燃烧室中轴线上的-OH 质量分数分布

图25 主模不同叶片角下中轴线上的-HCO 质量分数分布

图26 主模不同叶片角下中轴线上的-CO 质量分数分布

图27 给出了旋流器主模不同叶片角下的燃烧室整体性能参数变化。由图27 可以看出，主模叶片角从48°增加到64°时，燃烧效率从98.38%增加到99.15%，这一方面是由于叶片角的增加增大了回流区的尺寸和回流区整体回流速度，更利于高温燃气与上游空气掺混，反应更均匀；另一方面增大叶片角也改善了油气掺混，使得当量比分布更均匀，故燃烧效率增加。主模叶片角从48°增加到64°时，总压损失系数从4.01%增加到5.15%，原因是随着叶片角增大，旋流器对流经的空气阻碍作用增大，导致更多的压力能转化为气流动能，增大燃烧室内阻力损失。随着主模叶片角增大，燃烧室OTDF 不断减小，这是由于增大叶片角使得燃烧室内的油气掺混更均匀，减少了高温热点，因此降低了OTDF。

图27 旋流器主模不同叶片角下的燃烧室整体性能参数变化

通过对比观察发现，随着主模叶片角的增大，燃烧室整体性能均变好；但当主模叶片角为64°时，总压损失系数超过5%，不满足燃烧室设计指标，因此最终确定本文所研究的高温升燃烧室主模旋流器叶片角为60°。

3 结论

本文利用数值模拟的方法探究了旋流器主副模叶片安装角对高温升燃烧室性能的影响，对于本文研究的一种中心分级双旋流多点直喷头部的高温升燃烧室，结论如下：

1）随着副模叶片角从32°增加到48°，回流区轴向、径向尺寸，回流区轴向速度均变大，燃烧室内油气掺混逐渐变均匀，燃烧场高温区面积减少，燃烧效率、温升、总压损失系数均升高，OTDF降低，最终确定副模叶片角为32°。

2）随着主模叶片角从48°增加到64°，回流区形状由“葫芦状”变化为“水滴状”，回流区轴向速度变大，燃烧室内油气掺混逐渐变均匀，燃烧场高温区前移，燃烧效率、温升、总压损失系数均增加，OTDF 减少，最终确定主模叶片角为60°。