鄒 運(yùn)，萬(wàn) 斌，程 明，徐寶龍

（中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng)110015）

0 引言

航空發(fā)動(dòng)機(jī)是飛機(jī)的“心臟”，而作為航空發(fā)動(dòng)機(jī)核心機(jī)3 大部件之一的燃燒室，則是“心臟”中的“心臟”[1]。其主要作用是將燃油和空氣的化學(xué)能通過(guò)燃燒轉(zhuǎn)化為燃燒產(chǎn)物和剩余的未燃空氣的熱能，使得壓氣機(jī)流出的高壓空氣總能量增加，為渦輪輸出驅(qū)動(dòng)壓氣機(jī)工作以及航空發(fā)動(dòng)機(jī)推力所需的功率提供能量源泉[2]。發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)燃燒室性能的基本要求是燃燒效率高、壓力損失小、污染排放低、出口溫度場(chǎng)品質(zhì)好、點(diǎn)火與熄火性能好等。其中，燃燒室總壓損失也稱(chēng)流阻特性，主要影響發(fā)動(dòng)機(jī)單位燃油消耗率（Specific Fuel Consumption，SFC），總壓損失增大1%，SFC 增大0.5%以上。燃燒室總壓損失主要可分為擴(kuò)壓器的總壓損失與火焰筒的總壓損失2 部分，其中火焰筒總壓損失中有相當(dāng)一部分用于空氣射流的穿透、湍流摻混、油氣混合，有助于燃燒性能的提升，屬于有用的總壓損失，而擴(kuò)壓器損失對(duì)火焰筒內(nèi)的物理與化學(xué)反應(yīng)并無(wú)直接影響，屬于無(wú)用的總壓損失[3-5]。無(wú)論哪部分總壓損失都是保證燃燒室功能過(guò)程中無(wú)法避免的，因此，在燃燒室設(shè)計(jì)中，設(shè)計(jì)者總是相對(duì)地增加火焰筒總壓損失在燃燒室總壓損失中所占的比重。

薛鑫等[6-7]研究了火焰筒壓力損失對(duì)點(diǎn)火特性、貧油熄火特性以及燃燒效率的影響；Fishenden 等[8]研究了擴(kuò)壓器對(duì)環(huán)形燃燒室特性影響；Mandal 等[9]對(duì)多級(jí)突擴(kuò)擴(kuò)壓器擴(kuò)壓性能開(kāi)展了數(shù)值研究；Sujith 等[10]、Kato 等[11]、Taher 等[12]從不同角度研究了壓力損失對(duì)燃燒特性的影響；趙聰聰?shù)萚13]探索研究了一種新型的擴(kuò)壓器結(jié)構(gòu)形式提高燃燒室性能。雖然中國(guó)學(xué)者，在燃燒室流阻特性對(duì)燃燒室性能方面開(kāi)展了大量工作，但大多基于簡(jiǎn)單的物理模型，著眼于如何提升燃燒室綜合性能，關(guān)于結(jié)合工程實(shí)踐的研究工作涉及較少。而且受現(xiàn)有試驗(yàn)測(cè)試手段與試驗(yàn)臺(tái)結(jié)構(gòu)能力的限制，在進(jìn)行燃燒室流阻損失試驗(yàn)過(guò)程中無(wú)法模擬渦輪冷卻引氣，會(huì)導(dǎo)致試驗(yàn)獲得的流阻特性與真實(shí)情況存在一定的偏差。

本文根據(jù)在現(xiàn)有的燃燒室試驗(yàn)條件下獲得的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，結(jié)合已有燃燒室流阻特性處理方法，提出了一種更能準(zhǔn)確評(píng)估燃燒室流阻特性的數(shù)據(jù)處理方法，并研究不同數(shù)據(jù)處理方法對(duì)獲得燃燒室流阻特性的差異。

1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介

1.1 試驗(yàn)器情況

航空發(fā)動(dòng)機(jī)主燃燒室從設(shè)計(jì)到串裝到核心機(jī)的整個(gè)研制周期內(nèi)，試驗(yàn)件按結(jié)構(gòu)形式可分為單頭部、扇形和全環(huán)試驗(yàn)件。其中，單頭部試驗(yàn)件主要用于對(duì)燃燒室關(guān)鍵技術(shù)進(jìn)行驗(yàn)證；扇形試驗(yàn)件主要用于對(duì)燃燒室主要性能進(jìn)行驗(yàn)證；全環(huán)試驗(yàn)件相比于單頭與扇形試驗(yàn)件結(jié)構(gòu)更接近核心機(jī)真實(shí)狀態(tài)，在完成關(guān)鍵技術(shù)集成驗(yàn)證的同時(shí)，能夠較為真實(shí)的獲得燃燒室的流動(dòng)、溫場(chǎng)分布、火焰筒壁溫?zé)釁^(qū)、污染物排放以及流阻特性等指標(biāo)[14]。

本文以高溫升全環(huán)試驗(yàn)件為試驗(yàn)平臺(tái)，在中壓條件下開(kāi)展了冷態(tài)流阻試驗(yàn)。為保證燃燒室試驗(yàn)件進(jìn)口流場(chǎng)溫度和壓力均勻性，在燃燒室試驗(yàn)件進(jìn)口增加了長(zhǎng)直管段和穩(wěn)壓裝置，為降低燃燒室內(nèi)部由接觸測(cè)量帶來(lái)的流動(dòng)擾動(dòng)及增加受感部穩(wěn)定性，僅在燃燒室進(jìn)口及內(nèi)、外環(huán)腔布置靜壓測(cè)點(diǎn)（各5 點(diǎn)），并同時(shí)測(cè)量出口總壓，測(cè)點(diǎn)數(shù)共計(jì)20個(gè)，測(cè)點(diǎn)位置如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)位置

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

在高溫升燃燒室全環(huán)試驗(yàn)件進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，進(jìn)口空氣由回?zé)崞骱碗娂訙仄鏖g接加溫，空氣流量采用孔板流量計(jì)測(cè)量。測(cè)量過(guò)程為不間斷持續(xù)測(cè)量，通過(guò)對(duì)所有測(cè)得的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行篩選，并將所有滿(mǎn)足要求的數(shù)據(jù)再進(jìn)行算術(shù)平均，獲得了燃燒室進(jìn)出口總壓與內(nèi)外環(huán)腔靜壓，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1。

1.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

考慮到二股腔道的空氣流速及馬赫數(shù)較低（Ma≈0.07），可近似認(rèn)為二股腔道的總壓與靜壓相等，因此，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果得到內(nèi)環(huán)腔、外環(huán)腔及燃燒室總壓損失隨進(jìn)口馬赫數(shù)的變化關(guān)系，如圖2所示。

圖2 內(nèi)環(huán)腔、外環(huán)腔及燃燒室總壓損失隨進(jìn)口馬赫數(shù)的變化關(guān)系

2 數(shù)據(jù)處理方法

目前，工程實(shí)踐上對(duì)燃燒室流阻特性試驗(yàn)數(shù)據(jù)的處理方法主要分為2 種，一種是直接處理法，另一種是渦輪引氣修正法。本文在這2 種方法的基礎(chǔ)上提出了一種新的數(shù)據(jù)處理方法：頭部估算修正法。

2.1 方法I：直接處理法

方法Ⅰ是一種對(duì)燃燒室試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行直接算術(shù)處理的方法，可最快速度獲得燃燒室流阻特性。

評(píng)價(jià)燃燒室流阻特性的好壞，通常采用擴(kuò)壓器壓力損失、火焰筒壓力損失以及燃燒室壓力損失3 個(gè)指標(biāo)，壓力損失以總壓損失系數(shù)來(lái)表示

式中：β為總壓損失系數(shù)；Pt為總壓；下標(biāo)dif、ft、c分別表示為擴(kuò)壓器、火焰筒、燃燒室；下標(biāo)3、3.1、4 分別表示燃燒室進(jìn)口、擴(kuò)壓器出口、燃燒室出口。

根據(jù)現(xiàn)有試驗(yàn)情況，可分別獲得內(nèi)環(huán)腔、外環(huán)腔以及燃燒室總壓損失進(jìn)口馬赫數(shù)的關(guān)系表達(dá)式為

式中：Ci、Co分別為二股腔道內(nèi)環(huán)腔與二股腔道外環(huán)腔壓力損失常數(shù)；Ι 代表直接處理法；Ma3為燃燒進(jìn)口馬赫數(shù)。

根據(jù)燃燒室內(nèi)/外環(huán)流量比例，以質(zhì)量加權(quán)的方式可以獲得燃燒室內(nèi)外環(huán)腔總壓損失與進(jìn)口馬赫數(shù)的關(guān)系為

式中：a與b分別為內(nèi)/外環(huán)腔進(jìn)入火焰筒空氣流量；Cc為燃燒室內(nèi)外環(huán)腔壓力損失常數(shù)。

根據(jù)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，可近似認(rèn)為氣流從擴(kuò)壓器出口進(jìn)入內(nèi)外環(huán)腔過(guò)程中不發(fā)生壓力損耗，因此，擴(kuò)壓器總壓損失系數(shù)為

根據(jù)試驗(yàn)獲得的燃燒室進(jìn)出口壓力，結(jié)合式（1）、（2）、（3）、（6）和（8）可獲得燃燒室火焰筒總壓損失系數(shù)與進(jìn)口馬赫數(shù)的關(guān)系表達(dá)式為

2.2 方法Ⅱ：渦輪引氣修正法

燃燒室實(shí)際工作過(guò)程中進(jìn)入燃燒室的空氣分為2 部分，一部分空氣進(jìn)入火焰筒用于燃燒，另一部分空氣則通過(guò)二股通道進(jìn)入高壓渦輪用于冷卻渦輪葉片，方法Ⅰ忽略了這部分空氣對(duì)燃燒室流阻特性的影響，因此會(huì)產(chǎn)生一定誤差。方法Ⅱ則考慮這部分空氣對(duì)擴(kuò)壓器總壓損失的影響，對(duì)燃燒室流阻特性進(jìn)行修正。

假設(shè)燃燒空氣量占總空氣量比為

式中：Wft為燃燒室參與燃燒空氣量；W3為燃燒室進(jìn)口總空氣量。

由于渦輪引氣僅通過(guò)擴(kuò)壓器并不進(jìn)入火焰筒，因此，這部分空氣僅改變火焰筒壓力損失系數(shù)與燃燒室進(jìn)口馬赫數(shù)的關(guān)系表達(dá)式。

此時(shí)擴(kuò)壓器與火焰筒總壓損失系數(shù)與燃燒室進(jìn)口馬赫數(shù)的關(guān)系表達(dá)式分別為

式中：ΙΙ代表渦輪引氣修正法。

此方法下的燃燒室總壓損失系數(shù)與進(jìn)口馬赫數(shù)的關(guān)系表達(dá)式為

2.3 方法Ⅲ：頭部估算修正法

燃燒室進(jìn)口空氣經(jīng)過(guò)擴(kuò)壓器的擴(kuò)壓分流作用，被分成3 股氣流，分別流入燃燒室內(nèi)環(huán)腔、外環(huán)腔與中環(huán)腔（火焰筒頭部），因此，真實(shí)情況下，擴(kuò)壓器總壓損失是這3股氣流壓力損失按質(zhì)量加權(quán)計(jì)算得到的。

方法Ⅰ與Ⅱ在進(jìn)行數(shù)據(jù)處理時(shí)忽略了中環(huán)腔的氣流壓力損失，會(huì)產(chǎn)生一部分的誤差。于是，提出了方法Ⅲ（頭部估算修正法），即在進(jìn)行燃燒室流阻特性數(shù)據(jù)處理中，考慮中環(huán)腔氣流壓力損失。

假設(shè)擴(kuò)壓器出口中環(huán)氣流總壓損失為p，火焰筒頭部進(jìn)氣量d，則總壓損失為

式中：Cd為中環(huán)腔總壓損失常數(shù)。

此時(shí)，擴(kuò)壓器總壓損失系數(shù)與進(jìn)口馬赫數(shù)的關(guān)系表達(dá)式為

式中：ΙΙΙ代表頭部估算修正法。

擴(kuò)壓器出口中環(huán)氣流總壓損失情況只影響擴(kuò)壓器與火焰筒總壓損失的分布，并不影響整個(gè)燃燒室總壓損失情況，因此燃燒室總壓損失系數(shù)為

此時(shí)，根據(jù)式（1）、（2）、（3）、（15）和（16）可獲得頭部估算損失法下的燃燒室火焰筒總壓損失。

3 方法對(duì)比分析

3.1 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

結(jié)合高溫升燃燒室全環(huán)試驗(yàn)件冷態(tài)流阻的試驗(yàn)結(jié)果，分別采用直接處理法、渦輪引氣修正法、頭部估算修正法對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析，分別獲得了，如圖3～5 所示。

圖3 擴(kuò)壓器、火焰筒與燃燒室總壓損失系數(shù)與進(jìn)口馬赫數(shù)的變化關(guān)系（直接處理法）

圖4 擴(kuò)壓器、火焰筒與燃燒室總壓損失系數(shù)與進(jìn)口馬赫數(shù)的變化關(guān)系（渦輪引氣修正法）

圖5 擴(kuò)壓器、火焰筒與燃燒室總壓損失系數(shù)與進(jìn)口馬赫數(shù)的變化關(guān)系（頭部估算修正法）

其中，在頭部估算修正法中，根據(jù)《高效節(jié)能發(fā)動(dòng)機(jī)文集》第4 分冊(cè)部分對(duì)E3 雙環(huán)腔主燃燒室擴(kuò)壓器壓力損失部分的描述[15]，并結(jié)合數(shù)值仿真結(jié)果，對(duì)于本文所選用的高溫升燃燒組織結(jié)構(gòu)Cd≈1.44。

3.2 對(duì)比分析

采用3 種數(shù)據(jù)處理方法獲得的高溫升全環(huán)燃燒室擴(kuò)壓器、火焰筒以及燃燒室壓力損失系數(shù)與進(jìn)口馬赫數(shù)之間的關(guān)系表達(dá)式見(jiàn)表2。

表2 壓力損失表達(dá)式

從表中可見(jiàn)，在相同進(jìn)口馬赫條件下，方法II 相比于方法I 可獲得相同的擴(kuò)壓器總壓損失，較小的火焰筒與燃燒室總壓損失，方案III 相比于方案II 可獲得相同燃燒室總壓損失，較小的擴(kuò)壓器總壓損失。

3.3 誤差分析

為了充分說(shuō)明3 種數(shù)據(jù)處理方法對(duì)評(píng)價(jià)燃燒室流阻特性的影響情況，本文選取了高溫升燃燒室設(shè)計(jì)點(diǎn)作為誤差分析點(diǎn)，并將數(shù)據(jù)處理結(jié)果與理想設(shè)計(jì)值進(jìn)行對(duì)比分析，如圖6、7所示。

從圖6、7中可見(jiàn)，采用方法I獲得的擴(kuò)壓器、火焰筒與燃燒室總壓損失相比于理想設(shè)計(jì)值偏大，其最大誤差為1.3%。方法II 通過(guò)考慮渦輪引氣的影響，大幅度的降低了火焰筒的總壓損失，使整個(gè)燃燒室的總壓損失接近理論設(shè)計(jì)值，最大誤差在1.2%以?xún)?nèi)。方法III 通過(guò)在方法II 的基礎(chǔ)上，引入中環(huán)腔總壓損失系數(shù)，改變了擴(kuò)壓器與火焰筒的總壓損失，使擴(kuò)壓器、火焰筒與整個(gè)燃燒室的總壓損失接近理論設(shè)計(jì)值，其誤差在0.3%以?xún)?nèi)。

4 結(jié)論

本文根據(jù)在現(xiàn)有的燃燒室試驗(yàn)條件下獲得的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，結(jié)合已有燃燒室流阻特性處理方法，提出了一種更能準(zhǔn)確評(píng)估燃燒室流阻特性的數(shù)據(jù)處理方法，并研究不同數(shù)據(jù)處理方法對(duì)獲得燃燒室流阻特性的差異得到以下結(jié)論：

（1）在工程實(shí)踐中，采用直接處理法評(píng)估燃燒室流阻特性，其結(jié)果過(guò)于保守；

（2）渦輪引氣修正法可用來(lái)評(píng)價(jià)燃燒室總壓損失，但用于評(píng)價(jià)擴(kuò)壓器與火焰筒總壓損失并不理想；

（3）采用頭部估算修正法評(píng)價(jià)燃燒室流阻特性，其結(jié)果較為合理。

（4）在本文條件下，設(shè)計(jì)點(diǎn)采用頭部估算修正法獲得燃燒室流阻特性相比理論值偏差不大于0.2%。