鄒 運，萬 斌，程 明，徐寶龍

（中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽110015）

0 引言

航空發(fā)動機是飛機的“心臟”，而作為航空發(fā)動機核心機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，使得壓氣機流出的高壓空氣總能量增加，為渦輪輸出驅(qū)動壓氣機工作以及航空發(fā)動機推力所需的功率提供能量源泉[2]。發(fā)動機對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、出口溫度場品質(zhì)好、點火與熄火性能好等。其中，燃燒室總壓損失也稱流阻特性，主要影響發(fā)動機單位燃油消耗率（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，而擴壓器損失對火焰筒內(nèi)的物理與化學(xué)反應(yīng)并無直接影響，屬于無用的總壓損失[3-5]。無論哪部分總壓損失都是保證燃燒室功能過程中無法避免的，因此，在燃燒室設(shè)計中，設(shè)計者總是相對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點火特性、貧油熄火特性以及燃燒效率的影響；Fishenden 等[8]研究了擴壓器對環(huán)形燃燒室特性影響；Mandal 等[9]對多級突擴擴壓器擴壓性能開展了數(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燃燒特性的影響；趙聰聰?shù)萚13]探索研究了一種新型的擴壓器結(jié)構(gòu)形式提高燃燒室性能。雖然中國學(xué)者，在燃燒室流阻特性對燃燒室性能方面開展了大量工作，但大多基于簡單的物理模型，著眼于如何提升燃燒室綜合性能，關(guān)于結(jié)合工程實踐的研究工作涉及較少。而且受現(xiàn)有試驗測試手段與試驗臺結(jié)構(gòu)能力的限制，在進行燃燒室流阻損失試驗過程中無法模擬渦輪冷卻引氣，會導(dǎo)致試驗獲得的流阻特性與真實情況存在一定的偏差。

本文根據(jù)在現(xiàn)有的燃燒室試驗條件下獲得的試驗數(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)處理方法對獲得燃燒室流阻特性的差異。

1 試驗簡介

1.1 試驗器情況

航空發(fā)動機主燃燒室從設(shè)計到串裝到核心機的整個研制周期內(nèi)，試驗件按結(jié)構(gòu)形式可分為單頭部、扇形和全環(huán)試驗件。其中，單頭部試驗件主要用于對燃燒室關(guān)鍵技術(shù)進行驗證；扇形試驗件主要用于對燃燒室主要性能進行驗證；全環(huán)試驗件相比于單頭與扇形試驗件結(jié)構(gòu)更接近核心機真實狀態(tài)，在完成關(guān)鍵技術(shù)集成驗證的同時，能夠較為真實的獲得燃燒室的流動、溫場分布、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)試驗件為試驗平臺，在中壓條件下開展了冷態(tài)流阻試驗。為保證燃燒室試驗件進口流場溫度和壓力均勻性，在燃燒室試驗件進口增加了長直管段和穩(wěn)壓裝置，為降低燃燒室內(nèi)部由接觸測量帶來的流動擾動及增加受感部穩(wěn)定性，僅在燃燒室進口及內(nèi)、外環(huán)腔布置靜壓測點（各5 點），并同時測量出口總壓，測點數(shù)共計20個，測點位置如圖1所示。

圖1 試驗測點位置

1.2 試驗結(jié)果

在高溫升燃燒室全環(huán)試驗件進行試驗時，進口空氣由回?zé)崞骱碗娂訙仄鏖g接加溫，空氣流量采用孔板流量計測量。測量過程為不間斷持續(xù)測量，通過對所有測得的試驗數(shù)據(jù)進行篩選，并將所有滿足要求的數(shù)據(jù)再進行算術(shù)平均，獲得了燃燒室進出口總壓與內(nèi)外環(huán)腔靜壓，試驗結(jié)果見表1。

1.3 試驗結(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)試驗結(jié)果得到內(nèi)環(huán)腔、外環(huán)腔及燃燒室總壓損失隨進口馬赫數(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，工程實踐上對燃燒室流阻特性試驗數(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是一種對燃燒室試驗數(shù)據(jù)進行直接算術(shù)處理的方法，可最快速度獲得燃燒室流阻特性。

評價燃燒室流阻特性的好壞，通常采用擴壓器壓力損失、火焰筒壓力損失以及燃燒室壓力損失3 個指標(biāo)，壓力損失以總壓損失系數(shù)來表示

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

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

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)計經(jīng)驗，可近似認(rèn)為氣流從擴壓器出口進入內(nèi)外環(huán)腔過程中不發(fā)生壓力損耗，因此，擴壓器總壓損失系數(shù)為

根據(jù)試驗獲得的燃燒室進出口壓力，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)與進口馬赫數(shù)的關(guān)系表達式為

2.2 方法Ⅱ：渦輪引氣修正法

燃燒室實際工作過程中進入燃燒室的空氣分為2 部分，一部分空氣進入火焰筒用于燃燒，另一部分空氣則通過二股通道進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燃燒室流阻特性的影響，因此會產(chǎn)生一定誤差。方法Ⅱ則考慮這部分空氣對擴壓器總壓損失的影響，對燃燒室流阻特性進行修正。

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為燃燒室進口總空氣量。

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

此時擴壓器與火焰筒總壓損失系數(shù)與燃燒室進口馬赫數(shù)的關(guān)系表達式分別為

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)與進口馬赫數(shù)的關(guān)系表達式為

2.3 方法Ⅲ：頭部估算修正法

燃燒室進口空氣經(jīng)過擴壓器的擴壓分流作用，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，真實情況下，擴壓器總壓損失是這3股氣流壓力損失按質(zhì)量加權(quán)計算得到的。

方法Ⅰ與Ⅱ在進行數(shù)據(jù)處理時忽略了中環(huán)腔的氣流壓力損失，會產(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)擴壓器出口中環(huán)氣流總壓損失為p，火焰筒頭部進氣量d，則總壓損失為

式中：Cd為中環(huán)腔總壓損失常數(shù)。

此時，擴壓器總壓損失系數(shù)與進口馬赫數(shù)的關(guān)系表達式為

式中：ΙΙΙ代表頭部估算修正法。

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

此時，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 方法對比分析

3.1 試驗數(shù)據(jù)處理

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

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

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

圖5 擴壓器、火焰筒與燃燒室總壓損失系數(shù)與進口馬赫數(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)動機文集》第4 分冊部分對E3 雙環(huán)腔主燃燒室擴壓器壓力損失部分的描述[15]，并結(jié)合數(shù)值仿真結(jié)果，對于本文所選用的高溫升燃燒組織結(jié)構(gòu)Cd≈1.44。

3.2 對比分析

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

表2 壓力損失表達式

從表中可見，在相同進口馬赫條件下，方法II 相比于方法I 可獲得相同的擴壓器總壓損失，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，較小的擴壓器總壓損失。

3.3 誤差分析

為了充分說明3 種數(shù)據(jù)處理方法對評價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)計點作為誤差分析點，并將數(shù)據(jù)處理結(jié)果與理想設(shè)計值進行對比分析，如圖6、7所示。

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

4 結(jié)論

本文根據(jù)在現(xiàn)有的燃燒室試驗條件下獲得的試驗數(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)處理方法對獲得燃燒室流阻特性的差異得到以下結(jié)論：

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

（2）渦輪引氣修正法可用來評價燃燒室總壓損失，但用于評價擴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價燃燒室流阻特性，其結(jié)果較為合理。

（4）在本文條件下，設(shè)計點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%。