李名家，楊正薇，林 楓，張海燕

(中國船舶重工集團(tuán)公司第七〇三研究所，黑龍江 哈爾濱 150078)

0 引言

當(dāng)前，先進(jìn)燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)展趨勢之一是通過開發(fā)新的或?qū)⒁延械南冗M(jìn)循環(huán)技術(shù)應(yīng)用于成熟的原型機(jī)上，進(jìn)而改進(jìn)設(shè)計出性能更寬廣的燃?xì)廨啓C(jī)。通過在燃?xì)廨啓C(jī)壓氣機(jī)級間實施冷卻技術(shù)，減少壓氣機(jī)耗功，從而提高發(fā)動機(jī)的功率和熱效率，改善發(fā)動機(jī)總體性能水平，是進(jìn)行先進(jìn)燃?xì)廨啓C(jī)研制的一條切實可行之路［1－3］。

燃?xì)廨啓C(jī)間冷循環(huán)技術(shù)會降低燃燒室入口空氣溫度，增大燃燒室溫升比，從而導(dǎo)致燃燒室火焰筒冷卻空氣冷卻潛力的下降，以及燃燒室火焰筒比容積熱強度的增加，極大增強燃?xì)馀c火焰筒壁面的傳熱。為提高火焰筒工作可靠性及其使用壽命，必須對火焰筒采取有效的冷卻和隔熱措施。

本文在對有隔熱涂層的氣膜冷卻間冷循環(huán)燃燒室火焰筒進(jìn)行壁溫計算時，考慮了隔熱涂層和火焰筒冷熱邊溫差，因筒壁很薄，忽略了火焰筒軸向和周向傳熱［4－6］。利用熱平衡方程，運用迭代法求解火焰筒內(nèi)外壁溫分布。

1 計算模型與計算方法

1.1 物理模型

間冷循環(huán)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室火焰筒由若干氣膜冷卻段組成，圖1兩虛線之間為火焰筒一氣膜冷卻段。火焰筒內(nèi)外壁面均有隔熱涂層，內(nèi)壁面隔熱涂層直接接收高溫燃?xì)廨椛鋫鳠?，并與冷卻氣膜存在對流傳熱，內(nèi)壁面隔熱涂層獲得的熱量通過徑向?qū)峤?jīng)火焰筒金屬薄壁傳給火焰筒外壁面隔熱涂層，隨后通過與二次氣流對流傳熱和同燃燒室外殼內(nèi)壁面輻射傳熱把熱量傳出［7－9］。

為了得到沿火焰筒軸向不同位置的內(nèi)外壁面溫度，將氣膜冷卻火焰筒沿軸向劃分為若干個計算氣膜冷卻微元段，如圖2所示。

1.2 數(shù)學(xué)模型

在計算中假定［4－5，7］:① 燃燒室內(nèi)流動為一維穩(wěn)態(tài)定常流;② 燃燒室外殼外壁為絕熱壁，內(nèi)壁壁溫為二次氣流溫度;③忽略二次氣流在環(huán)形通道內(nèi)流動時的溫升;④火焰筒內(nèi)輻射為一維徑向燃?xì)廨椛淠Ｐ?⑤ 不考慮隔熱涂層與金屬壁面之間的熱阻。

如圖2所示，氣膜冷卻微元段熱平衡方程為:

式中:qc1為火焰筒內(nèi)壁面隔熱涂層與冷卻氣膜對流傳熱熱流密度，W/m2;qR1為火焰筒內(nèi)壁面隔熱涂層與高溫燃?xì)廨椛鋫鳠釤崃髅芏?，W/m2;qc2為火焰筒外壁面隔熱涂層與2次氣流對流傳熱熱流密度，W/m2;qR2為火焰筒外壁面隔熱涂層與燃燒室外殼內(nèi)壁面輻射傳熱熱流密度，W/m2;qλ為火焰筒徑向?qū)釤崃髅芏?，W/m2。

1.3 計算方法

1)qλ的計算

導(dǎo)熱熱流密度qλ的計算可近似用平壁傳熱方程式，即:

式中:Twg和 Twc為火焰筒內(nèi)壁和外壁溫度，K;δ1，δ2，δw為火焰筒內(nèi)、外壁隔熱涂層及火焰筒金屬壁面厚度，m;λ1，λ2，λw為火焰筒內(nèi)、外壁隔熱涂層及火焰筒金屬導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

2)qc1的計算

式中:hf為氣膜冷卻氣與火焰筒內(nèi)壁對流傳熱系數(shù)，W/(m2·K);Taw為火焰筒絕熱壁溫，K。

絕熱壁溫Taw可根據(jù)氣膜冷卻效果ηt來計算。氣膜冷卻效果定義為:

式中:Tg為燃?xì)鉁囟?，K;Tc為氣膜冷卻氣進(jìn)口溫度，K。

通常認(rèn)為絕熱壁溫Taw可近似等于氣膜冷卻氣邊界層內(nèi)混合氣體平均溫度，于是有:

式中:ρc和ρg為氣膜冷卻氣和燃?xì)饷芏?，kg/m3;uc和ug為氣膜冷卻氣和燃?xì)馑俣?，m/s。

氣膜冷卻氣與火焰筒內(nèi)壁對流傳熱系數(shù)hf可由下式計算:

式中:μg和 μc為燃?xì)夂蜌饽だ鋮s氣粘性系數(shù)，N·s/m2;λc為氣膜冷卻氣導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K);dn為火焰筒內(nèi)直徑，m。

3)qR1的計算

火焰筒內(nèi)壁隔熱涂層與高溫燃?xì)廨椛鋫鳠釤崃髅芏萹R1可由一維徑向燃?xì)廨椛淠Ｐ颓蟮?，?

式中:F為壁面為非黑體而引入的修正系數(shù);σ為史蒂芬－波爾茲曼常數(shù)，σ=5.67×10－8W/(m2·K4);εg為燃?xì)夂诙取?/p>

修正系數(shù) F在無隔熱涂層時，通常引入 Mc Adams修正系數(shù)［10］，即:

式中:εw1為火焰筒內(nèi)壁黑度，通常取εw1=0.7。

在有隔熱涂層時，修正系數(shù)F可取:

式中:εce為隔熱涂層黑度，通常取εce=0.5。

燃?xì)夂诙圈舋可由經(jīng)驗公式計算求得，即:

式中:B為亮度因子;p為燃?xì)饪倝?，Pa;r為油氣質(zhì)量比;L為射程平均長度，m。

亮度因子B由下式求得:

或使用下式［11］:

式中:C為燃料中碳含量;H為燃料中氫含量。

射程平均長度L由下式求得:

式中:V為火焰筒體積，m3;A為火焰筒內(nèi)表面積，m2。

4)qc2的計算

火焰筒外壁面隔熱涂層與二次氣流對流傳熱熱流密度qc2為:

式中:h為火焰筒外壁面隔熱涂層與二次氣流對流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)。

傳熱系數(shù)h可用管內(nèi)紊流傳熱式(11)計算。

5)qR2的計算

式中:εw2為火焰筒外壁黑度;εa為燃燒室外殼內(nèi)壁黑度;dw為火焰筒外直徑，m;da為燃燒室外殼內(nèi)直徑，m;Ta為燃燒室外殼內(nèi)壁溫度，K。

燃燒室外殼內(nèi)壁溫度Ta可取二次氣流溫度，即:

1.4 求解步驟

火焰筒內(nèi)外壁溫計算步驟為:

1)根據(jù)燃?xì)夂蜌饽だ鋮s氣參數(shù)，計算氣膜冷卻效果ηt、絕熱壁溫Taw、氣膜冷卻氣與火焰筒內(nèi)壁對流傳熱系數(shù)hf和燃?xì)夂诙圈舋。

2)根據(jù)二次氣流參數(shù)，計算火焰筒外壁面對流傳熱系數(shù)h。

3)假設(shè)火焰筒內(nèi)壁面溫度為Twg。

4)計算火焰筒內(nèi)壁冷卻氣膜對流熱流密度qc1和火焰筒內(nèi)壁隔熱涂層與高溫燃?xì)廨椛錈崃髅芏萹R1。

5)計算火焰筒外壁溫度Twc。

6)計算火焰筒外壁面對流熱流密度qc2和輻射熱流密度qR2。

7)比較火焰筒內(nèi)外壁面的總熱流密度，即

迭代計算的目標(biāo)是:找出Δq=0時對應(yīng)的火焰筒內(nèi)壁溫度Twg和外壁溫度Twc。

2 計算結(jié)果及分析

針對某燃用－10號柴油的間冷循環(huán)燃?xì)廨啓C(jī)，以設(shè)計狀態(tài)下燃燒室溫升比為2.83的火焰筒內(nèi)外壁溫計算為例，驗證對火焰筒最高壁溫的設(shè)計要求，并進(jìn)行氣膜冷卻和隔熱涂層對火焰筒內(nèi)外壁溫影響分析?；鹧嫱餐脖诮饘俨牧蠈?dǎo)熱系數(shù)25.1 W/(m·K)，厚度1.5 mm。內(nèi)外筒壁隔熱涂層厚度為0.16 mm，導(dǎo)熱系數(shù)2.5 W/(m·K)?；鹧嫱矚饽だ鋮s結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖3為設(shè)計狀態(tài)下火焰筒有隔熱涂層和氣膜冷卻時各層壁面沿火焰筒軸向相對溫度(即計算壁溫與最高允許壁溫之比)分布圖。從圖中可以看出，火焰筒最高相對壁溫不超過0.83，壁面徑向最大溫差與軸向最大溫差之比不超過0.175，軸向溫度分布梯度較大的地方位于自空氣旋流器襯套出口軸向相對距離為0.47的主燃孔附近。由于主燃孔前后附近壁溫變化較大，是熱應(yīng)力易集中的地方，故應(yīng)加強對主燃孔附近壁面溫度梯度的控制。

圖4為火焰筒有隔熱層而無氣膜冷卻時壁溫軸向分布圖。從圖中可以看出，此時壁面徑向最大溫差與軸向最大溫差之比達(dá)到0.216，軸向溫度梯度較大的地方位于火焰筒主燃孔靠近頭部一側(cè)。

圖5為氣膜冷卻對火焰筒金屬壁面溫度的影響分布圖。從圖中可以看出，由于采用了氣膜冷卻，火焰筒金屬層壁溫得到了不同程度的下降，最大下降相對值達(dá)0.7，最小下降相對值為0.402，且壁溫越高的地方，受氣膜冷卻效果越好。

圖6為隔熱涂層對火焰筒金屬壁面溫度的影響分布圖。從圖中可以看出，由于采用隔熱涂層，火焰筒金屬層壁溫得到了不同程度的下降，最大下降相對值達(dá)0.244，最小下降相對值為0.126，且壁溫越高，受輻射傳熱越強的地方，涂層隔熱效果越好。

圖7和圖8分別為隔熱涂層厚度對火焰筒金屬層外壁溫度和內(nèi)壁溫度的影響分布圖。從圖中可以看出，隔熱涂層越厚，火焰筒金屬層壁溫越低，隨著隔熱涂層厚度的增大，獲得的降溫效果逐漸降低，且隔熱涂層厚度的變化對金屬層壁溫的影響不大。綜合考慮火焰筒結(jié)構(gòu)、工藝等因素，隔熱涂層厚度通常以0.15～0.3 mm為宜。

圖8 隔熱涂層厚度對火焰筒金屬層內(nèi)壁溫度影響Fig.8 Influence of TBC thickness on metallic inner wall temperature of flame tube

3 結(jié)語

1)建立有隔熱涂層的氣膜冷卻火焰筒壁溫計算模型和計算方法，基于迭代法求解熱平衡方程，對某間冷循環(huán)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室火焰筒壁溫進(jìn)行了求解和分析，驗證了對火焰筒最高壁溫的設(shè)計要求。

2)通過對間冷循環(huán)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室火焰筒壁溫的計算與分析，表明火焰筒一次主燃孔附近壁溫分布梯度較大，是熱應(yīng)力易集中的地方，為加強火焰筒局部冷卻提供了依據(jù)。

3)氣膜冷卻和隔熱涂層能顯著降低高溫燃?xì)馀c火焰筒壁面的熱交換，有效改善火焰筒壁溫徑向和軸向分布，對火焰筒起到很好的保護(hù)作用。前者可使火焰筒相對壁溫平均降低0.547，后者可使火焰筒相對壁溫平均降低0.184。

4)隔熱涂層厚度對火焰筒壁溫影響很小，厚度選取需綜合考慮火焰筒結(jié)構(gòu)、工藝等因素，通常以0.15～0.3 mm為宜。

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