无隙锥形旋流器燃烧室中流场的分叉现象

本文概述了用实验方法验证的在无隙锥形旋流器燃烧室中发生的流场的分叉现象及其特性 ,并初步介绍了出现分叉现象的成因 ,从而揭示了这种燃烧室燃烧火焰脉动的根源。     

燃料预混特性对燃烧室燃烧特性的影响

为了获得燃烧室燃料预混特性和燃烧特性之间的变化规律,通过分析不同燃料分级方案对燃料预混特性的影响,对燃烧室在不同燃料预混特征数下的燃烧特性进行了实验研究。研究表明:在不同值班燃料比条件下,燃料预混特性变化对NOx生成量的影响趋势不同;在值班燃料比为30%和20%条件下,主燃料管的燃料喷射速度能够加强燃料预混均匀性;在值班燃料比为10%和5%条件下,主燃料管的燃料量越低,燃料预混均匀性越好;燃料预混特性变化对燃烧室出口平均温度、出口温度分布系数和总压恢复系数没有影响。     

头部及掺混孔对三级旋流器燃烧室出口温度分布影响的试验

对4种不同三级旋流器方案和两种不同掺混孔排布方案的燃烧室在不同进口速度、油气比参数下的出口温度分布进行了常压试验研究,研究结果表明:各方案的出口温度分布系数随进口速度和油气比有所变化,但变化范围不大;中间旋流器与外旋流器旋向相反时,出口温度分布更为均匀;对于两种不同的旋流数组合0.7-1-1.5和1.5-1-0.8,前者出口温度分布系数对外旋流器旋向的改变更为敏感;与方案B相比,方案A的掺混孔排布更加适合该三级旋流器燃烧室;掺混孔排布要与头部结构相匹配,这样才能优化出口温度分布.      

三旋流器燃烧室出口温度分布的初步试验研究

针对高温升燃烧室对出口温度分布系数降低的需求, 采用三头部矩形燃烧室, 对三种不同的三旋流器头部组合方案进行了出口温度分布的试验, 重点研究了三旋流器旋向和头部当量比对燃烧室出口温度分布的影响.出口温度的测试方法采用了燃气分析法.试验结果表明外旋流器与中间旋流器旋向相反时, 出口温度分布均匀;头部当量比小, 出口温度分布均匀.头部当量比应与旋流器旋向共同考虑, 才能优化燃烧室出口温度分布系数.      

旋流器特征参数对高温升燃烧室性能的影响

利用数值模拟方法考察了3级旋流器特征参数(旋向组合、旋流数)对提出的中心分级燃烧室燃烧性能的影响。对12种不同的方案进行了比较,选出了最优的3级旋流器匹配方案。计算结果表明:3级旋流器的特征参数对燃烧室流场结构和燃烧性能有很大影响;合理的旋流器旋向组合和旋流数是提高燃烧室性能的关键因素。3级旋流器旋向组合为第1、2级反向,第2、3级同向,旋流角度组合为第1级40°,第2、3级均为45°时,燃烧室可以达到最佳的燃烧效果。     

进口流场畸变对回流燃烧室出口温度分布的影响

为研究回流燃烧室进口气流流场畸变对出口温度分布的影响,根据压气机出口速度分布对径向和周向畸变速度分布模拟器分别进行了设计,利用数值模拟方法验证了速度分布畸变符合设计要求,并且在三头部矩形回流模型燃烧室上进行出口温度分布试验验证.试验结果表明,进口气流径向畸变和周向畸变都会使出口温度分布不均匀,出口温度分布系数(OTDF)显著提高,且周向畸变时的影响更明显.从温度分布云图及平均径向温度分布系数(RTDF)曲线图可以看出,径向畸变和周向畸变均会使燃烧室出口截面上部产生锯齿状的温度波动并呈现周期性的变化趋势,更加不均匀.      

小型回流燃烧室多工况碳黑分布预测

为了研究小型回流燃烧室不同条件下的工作状态,并分析其产生积碳现象的原因,采用k-ε湍流模型、EDC湍流燃烧等模型对该燃烧室多个工况进行数值计算。结果表明,燃烧室性能参数计算值与台架数据较吻合,各个状态下参数相对误差均小于1.37%。根据各工况的温度分布的变化,发现燃烧室火焰随工况降低逐渐向火焰筒头部收缩。计算了各工况蒸发管内的燃油蒸发率,发现蒸发率在低工况时明显降低。根据出口温度分布情况,计算出口温度分布系数OTDF为0.35。分析碳黑粒子的分布,发现积碳现象主要在火焰筒头部,其原因主要是燃烧不充分和冷却气膜的缺失。     

空气分配对双旋流燃烧室性能影响的试验研究

为了研究燃气轮机燃烧室主燃区和掺混区空气分配比例对燃烧室性能的影响,在双旋流环形燃烧室上进行全温全压燃烧试验研究。结果表明,随运行工况的提高,燃烧室出口温度分布系数OTDF呈现总体降低的变化趋势,出口径向温度分布系数RTDF呈现先显著降低、后缓慢升高并最终平稳的变化趋势,总压恢复系数略有增加;随着主燃区空气比例的增加,OTDF呈现先增加再降低再增加的变化趋势,并在主燃区空气比例为0.343时达到最小值;随掺混区空气比例的增加,燃烧室RTDF持续降低;主燃区和掺混区的进气比例对燃烧室的总压恢复系数几乎没有影响。     

中心线变化规律和膨胀比对圆转方过渡段流场形态的影响

为了获得流道中心线变化规律和截面膨胀比ε对圆转方过渡段流场形态的影响规律,在某型发动机的真实工况下,分别对3种中心线变化规律(前缓后急、缓急相当、前急后缓)和5种膨胀比(1.00,1.01,1.03,1.05,1.07)的圆转方过渡段结构进行建模计算,得到了圆转方过渡段内部流场形态、总压恢复系数和流向涡涡量的变化规律。结果表明:不同结构的横截面静压和速度分布差异较大。前急后缓结构在圆转方横截面出现明显的角涡;在三种中心线变化规律结构中总压恢复系数沿流向均呈下降趋势,流向涡涡量沿流向均呈先增大后减小的趋势,三种结构的流向涡涡量最大值从大到小依次为前急后缓结构、前缓后急结构和缓急相当结构,最大最小值相差19%。随着膨胀比的增大,在圆转方横截面会出现角涡;在不同膨胀比结构中总压恢复系数沿流向均呈下降趋势,流向涡涡量沿流向均呈先增大后减小的趋势,膨胀比1.03结构的局部流向涡无量纲涡量比1.07结构小40.9%。缓急相当中心线变化规律和膨胀比ε=1.03为最佳结构参数。     

旋流杯燃烧室头部流场与喷雾对贫油熄火的影响

对两种不同的燃烧室头部(三旋流杯头部为A型、双旋流杯头部为B型)进行了研究。对有两种头部的燃烧室进行了冷态流场的数值模拟,用粒子动态分析仪(PDA)测量了两种头部的速度场和喷雾场,结合慢车工况的贫油熄火试验结果进行了分析。结果表明:A型头部喷雾的索太尔平均直径(SMD)和均匀度能满足燃烧室的性能要求,比B型头部的要好,但其贫熄特性不理想。而B型头部的贫熄特性好于A型;A型头部的内旋流器气流流通量应减小一些,以利于喷嘴端部低压区的形成,这样有可能进一步降低贫油熄火油气比。