楊志民，趙明龍，林宇震，葛　新，劉金林（.中工業(yè)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽005；.北京航空航天大學(xué)航空發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)熱力重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京00083）

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扇形段與全環(huán)燃燒室熄火性能換算研究

楊志民1，趙明龍1，林宇震2，葛新1，劉金林1
（1.中工業(yè)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽110015；2.北京航空航天大學(xué)航空發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)熱力重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100083）

摘要：為研究不同類型燃燒室試驗(yàn)件熄火性能之間的關(guān)系，開展了扇形段和全環(huán)燃燒室的熄火性能試驗(yàn)。通過試驗(yàn)對(duì)比了二者熄火規(guī)律的相似性和差異性，并分析了造成差異的主要因素。以Lefebvre熄火模型為基礎(chǔ)，結(jié)合霧化數(shù)據(jù)，擬合得到扇形段與全環(huán)燃燒室的貧油熄火經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式，并推算出二者熄火性能的定量換算公式。結(jié)果表明：扇形段與全環(huán)燃燒室的熄火邊界變化規(guī)律類似，但在相同的工作狀態(tài)條件下，全環(huán)燃燒室的貧油熄火油氣比小于扇形段的相應(yīng)值。

關(guān)鍵詞：貧油熄火性能；全環(huán)燃燒室；扇形段燃燒室；旋流杯；索太爾平均直徑；航空發(fā)動(dòng)機(jī)

引用格式：楊志民，趙明龍，林宇震，等.扇形段與全環(huán)燃燒室熄火性能換算研究[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2016,42（3）：74-77.YANG Zhimin,ZHAO Minglong,LIN Yuzhen,et al.Conversion investiagtion on blowout performance for multi-sector and full annular combustors[J].Aeroengine,2016,42(3):74-77.

0　引言

燃燒室是航空發(fā)動(dòng)機(jī)的核心部件之一，試驗(yàn)研究目前仍是其技術(shù)研發(fā)的重要手段。國外通常采用劃分技術(shù)成熟度階段的方式來開展發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的技術(shù)研究工作[1]。燃燒室部件試驗(yàn)從低成熟度至高成熟度水平依次包括單頭部、扇形段及全環(huán)形燃燒室試驗(yàn)。早在20世紀(jì)70年代，NASA試驗(yàn)研究證明了扇形段燃燒室的性能試驗(yàn)結(jié)果與全環(huán)燃燒室的結(jié)果存在必然的一致性[2]。扇形段燃燒室試驗(yàn)方法能夠有效地降低經(jīng)濟(jì)成本，縮短研制周期，因而被各國家研究機(jī)構(gòu)廣泛采用。另一方面，對(duì)比研究表明，由于受到側(cè)壁效應(yīng)[3]等因素的影響，扇形段燃燒室的性能結(jié)果與全環(huán)燃燒室的結(jié)果存在著明顯差異[4-6]。尋找扇形段與全環(huán)燃燒室性能之間的關(guān)聯(lián)性和差異性，建立定量的換算關(guān)系，即可運(yùn)用扇形件的試驗(yàn)結(jié)果推測估算全環(huán)燃燒室的燃燒性能，并為未來燃燒室的性能試驗(yàn)提供參考，具有重要的實(shí)際意義。

本文分別進(jìn)行了某型燃燒室扇形段和全環(huán)試驗(yàn)件的熄火性能試驗(yàn)，得到了二者的熄火曲線變化規(guī)律，并定量研究了二者熄火性能的換算關(guān)系。

1　試驗(yàn)系統(tǒng)與方法

1.1燃燒室熄火試驗(yàn)

扇形段和全環(huán)燃燒室熄火試驗(yàn)均在沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所主燃燒室綜合試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行，設(shè)備原理如圖1所示。從圖中可見，試驗(yàn)系統(tǒng)由進(jìn)氣、排氣、冷卻氣、燃油、冷卻水、測量、電氣、控制等系統(tǒng)組成，詳細(xì)的主燃燒室綜合試驗(yàn)臺(tái)配置見文獻(xiàn)[7]。全環(huán)燃燒室試驗(yàn)件由外套、內(nèi)套、火焰筒、帶噴嘴的燃油總管和點(diǎn)火電嘴等組成。扇形段燃燒室為包含5個(gè)頭部的90°扇形件，其側(cè)壁采用高溫合金封閉。

圖1 主燃燒室綜合性能試驗(yàn)系統(tǒng)

在試驗(yàn)過程中，調(diào)整進(jìn)口壓力、溫度和空氣流速至預(yù)定值，調(diào)節(jié)燃油流量至可靠的點(diǎn)火成功點(diǎn)。點(diǎn)火成功后，保持其他參數(shù)不變，逐步減少燃油流量獲得該狀態(tài)下的貧油熄火邊界。隨后改變空氣流速，重復(fù)上述過程，獲得熄火邊界曲線。試驗(yàn)采用熱電偶監(jiān)控出口溫降法進(jìn)行熄火判斷，降低燃料流量后30 s內(nèi)，燃燒室出口與各頭部對(duì)應(yīng)位置的溫升均低于20 K時(shí)，則認(rèn)為熄火。在扇形段和全環(huán)燃燒室上均進(jìn)行模擬高空熄火和慢車熄火試驗(yàn)，此外對(duì)全環(huán)試驗(yàn)件還進(jìn)行了其他擴(kuò)展?fàn)顟B(tài)的試驗(yàn)，具體狀態(tài)參數(shù)見表1。

表1 試驗(yàn)狀態(tài)參數(shù)

1.2噴嘴霧化性能試驗(yàn)

燃燒室供油噴嘴的霧化特性是影響燃燒室熄火性能的重要因素之一，需要在熄火特性研究中重點(diǎn)考慮。因此，本文還進(jìn)行了噴嘴霧化性能試驗(yàn)。

燃燒室所采用的噴嘴為雙旋流器空氣霧化噴嘴（簡稱旋流杯），其具體結(jié)構(gòu)見文獻(xiàn)[8-9]。噴嘴霧化試驗(yàn)系統(tǒng)主要由1維相移多普勒激光粒度儀（PDPA）[10]、進(jìn)/排氣系統(tǒng)、供/回油系統(tǒng)和數(shù)控系統(tǒng)等組成，其系統(tǒng)原理如圖2所示。試驗(yàn)所選用的燃料為RP-3航空煤油。試驗(yàn)中測量索太爾平均直徑（SauterMean Diameter，SMD）作為衡量霧化性能的參數(shù)。

圖2 噴嘴霧化性能試驗(yàn)系統(tǒng)原理

在試驗(yàn)中，運(yùn)用PDPA設(shè)備測量噴嘴后燃燒室主燃孔所在截面上的霧化情況。在測量截面上，選擇霧錐中心的2條十字交叉線逐點(diǎn)測量，測點(diǎn)間距為2～5 mm。統(tǒng)計(jì)各點(diǎn)的油霧顆粒分布，最終得到整個(gè)截面的DSM平均值。噴嘴霧化性能試驗(yàn)在常溫常壓下進(jìn)行（P3=0.106 MPa，T3=286.15 K），保持空氣流量不變（q'ma=0.0194 kg/s），通過改變?nèi)加土髁浚M(jìn)行多組試驗(yàn)以獲得不同油氣比下的DSM值。

2　結(jié)果分析與定量換算

2.1熄火試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

通過熄火性能試驗(yàn)分別獲得扇形段和全環(huán)燃燒室在不同狀態(tài)下的貧油熄火結(jié)果曲線，如圖3所示。

對(duì)比圖中貧油熄火結(jié)果可得：

（1）在相同溫度和壓力條件下，扇形段與全環(huán)燃燒室的貧油熄火油氣比與進(jìn)氣速度之間具有相似的變化規(guī)律。在低壓與較低進(jìn)氣速度的狀態(tài)下，二者的熄火油氣比均隨著進(jìn)氣速度的增大而逐漸減??；在高壓與較高進(jìn)氣速度的條件下，二者隨進(jìn)氣速度的增大而略微增加。研究指出，進(jìn)氣速度增大能夠改善燃油霧化和蒸發(fā)，對(duì)穩(wěn)定燃燒室火焰有利。但與此同時(shí)，進(jìn)氣速度增大使得混氣在回流區(qū)停留時(shí)間縮短，且會(huì)造成主燃區(qū)局部油氣比減小，對(duì)于穩(wěn)定火焰不利[11]。因此，進(jìn)氣速度對(duì)燃燒室貧油熄火的影響是多方面因素的綜合結(jié)果；

（2）扇形段與全環(huán)燃燒室的貧油熄火油氣比均隨著壓力的增大而減??；

（3）在相同的溫度、壓力和進(jìn)氣速度條件下，全環(huán)燃燒室的貧油熄火油氣比小于扇形段燃燒室的相應(yīng)值。造成這種差別的原因可能是扇形段燃燒室的側(cè)壁使得燃燒室內(nèi)氣動(dòng)熱力、燃油分布與燃油噴射情況與全環(huán)燃燒室的有一定差異。

根據(jù)大量燃燒室貧油熄火試驗(yàn)數(shù)據(jù)，Lefebvre得到熄火經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式[12-13]

式中：第1項(xiàng)由燃燒室?guī)缀纬叽?、油氣混合狀況和主燃區(qū)氣量分配決定；第2項(xiàng)為燃燒室工作狀態(tài)項(xiàng)；第3項(xiàng)與噴嘴燃料及其霧化性能相關(guān)。qLBO為熄火油氣比；fpz為主燃區(qū)氣流分配量；A為擬合參數(shù)；Vpz為主燃區(qū)體積；qma為燃燒室空氣流量；λe為有效蒸發(fā)常數(shù)；Hu為燃油低熱值。將關(guān)系式中擬合參數(shù)A、幾何尺寸參數(shù)、燃油低熱值及有效蒸發(fā)常數(shù)看作統(tǒng)一的待定常數(shù)，定義包含燃燒室工作狀態(tài)和霧化性能的綜合參數(shù)θ

分別對(duì)扇形段和全環(huán)燃燒室的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合，得到2個(gè)燃燒室的熄火油氣比與綜合參數(shù)θ的關(guān)系。在此之前，需確定適用于本研究中噴嘴霧化特性的SMD計(jì)算模型。

2.2霧化試驗(yàn)結(jié)果及SM D模型

噴嘴霧化試驗(yàn)測量結(jié)果見表2。針對(duì)本文采用的雙旋流空氣霧化噴嘴，選用El-Shanawany和Lefebvre[14]提出的DSM計(jì)算經(jīng)驗(yàn)公式

式中：第1項(xiàng)為W eber數(shù)項(xiàng)，表示作用在油滴表面的氣動(dòng)力和張力之比；第2項(xiàng)為Oh數(shù)項(xiàng)，反映液體表面張力和黏性力的作用。q'ma為噴嘴空氣流量；qmf為噴嘴燃油流量；ρf=780 kg/m3，為燃油密度；ρa(bǔ)=P3/（R· T3），為空氣密度；ua為空氣流速；σf=0.026 N/m，為燃油表面張力；ηf=0.0008 N·s/m2，為黏性系數(shù)；Dh=0.014m，為文氏管空氣出口管徑；Dp=0.0216 m，為文氏管出口外徑。

采用式（3）得到相應(yīng)狀態(tài)下的DSM計(jì)算值。對(duì)比實(shí)測與計(jì)算數(shù)據(jù)可得，式（3）計(jì)算DSM參數(shù)的誤差范圍基本在10%以內(nèi)（見表2），具有較好的適用性。

表2 DSM實(shí)測數(shù)據(jù)與計(jì)算數(shù)據(jù)的對(duì)比

2.3貧油熄火模型的擬合

結(jié)合式（2）、（3），計(jì)算不同試驗(yàn)狀態(tài)下的θ值，獲得2種燃燒室貧油熄火油氣比qLBO與θ之間的關(guān)系，如圖4所示。從圖中可見，扇形段與全環(huán)燃燒室數(shù)據(jù)具有類似的變化趨勢，熄火油氣比均隨著綜合參數(shù)θ的增大而增大。此外，在θ相等的條件下，全環(huán)燃燒室的熄火油氣比小于扇形段燃燒室的相應(yīng)值。

圖4 扇形段與全環(huán)燃燒室貧油熄火邊界曲線

對(duì)圖4中數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，以得出2種燃燒室熄火油氣比與綜合參數(shù)θ的關(guān)系方程。Lefebvre提出qLBO與θ之間存在著正比例關(guān)系[12，15]。分別運(yùn)用正比例函數(shù)、線性函數(shù)、多項(xiàng)式函數(shù)、冪函數(shù)模型進(jìn)行擬合，最終得到冪函數(shù)模型具有最好的擬合結(jié)果。該模型對(duì)扇形段和全環(huán)燃燒室結(jié)果的擬合相關(guān)系數(shù)R2分別為0.934與0.944。

根據(jù)冪函數(shù)擬合結(jié)果，扇形段與全環(huán)燃燒室的貧油熄火經(jīng)驗(yàn)關(guān)系可以分別表示為

分別計(jì)算扇形段與全環(huán)燃燒室在不同試驗(yàn)狀態(tài)下的熄火油氣比，并將計(jì)算結(jié)果與實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比（如圖5所示）。從圖中可見，精度為±20%，92.3%的扇形段燃燒室數(shù)據(jù)在該精度范圍內(nèi)，85.7%的全環(huán)燃燒室數(shù)據(jù)在該精度范圍內(nèi)。

圖5 實(shí)測與計(jì)算貧油熄火油氣比的對(duì)比

2.4熄火性能換算

根據(jù)式（4）、（5），可以得到二者之間的定量換算關(guān)系

該式適用于扇形段與全環(huán)燃燒室在慢車狀態(tài)和高空狀態(tài)下的貧油熄火極限換算。

3　結(jié)論

通過扇形段和全環(huán)燃燒室的熄火性能試驗(yàn)，對(duì)比研究了二者熄火性能的相關(guān)性和差異性，并進(jìn)一步得到了二者之間熄火性能的定量換算關(guān)系。得到以下主要結(jié)論：

（1）扇形段與全環(huán)燃燒室的熄火邊界曲線具有相似的變化規(guī)律。在相同的工作狀態(tài)下，全環(huán)燃燒室的貧油熄火油氣比小于扇形段燃燒室的相應(yīng)值。造成這種差別的原因可能是扇形段燃燒室的側(cè)壁使得燃燒室內(nèi)氣動(dòng)熱力、燃油分布與燃油噴射情況與全環(huán)燃燒室的有一定差異；

（2）全環(huán)和扇形段燃燒室之間貧油熄火油氣比的換算關(guān)系可近似表示為。

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（編輯：張寶玲）

Conversion Investigation on Blowout Performance for Multi-Sector and Full Annular Combustors

YANG Zhi-min1,ZHAO M ing-long1,LIN Yu-zhen2,GE Xin1,LIU Jin-lin1
（1.AVIC Shenyang Engine Design and Research Institute Shenyang110015,China;2.National Key Laboratory on Aero-Engines, Beihang University,Beijing100083,China）

Abstract:An experimental research was conducted to study the relationship between blowout performances of multi-sector and full annular combustors,comparing similarities and differences between lean blowout performances of the two combustors and the major factors leading to the differences were analyzed.Based on the atomization data and the Lefebvre's blowout model,empirical lean blowout limit correlation of both combustors were summarized.The conversion formulas of blowout performances for multi-sector and fullannular combustors were derived. The results show that the multi-sector and full annular combustors share similar lean blowout limit changing pattern while the lean blowout data of full annular combustor is lower than that of the multi-sector combustor in the same condition.

Key words:lean blowout performance;full annular combustor;multi-sector combustor;swirl cup;Sauter Mean Diameter;aeroengine

中圖分類號(hào)：V231.2

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

doi：10.13477/j.cnki.aeroengine.2016.03.014

收稿日期：2015-12-16基金項(xiàng)目：航空動(dòng)力基礎(chǔ)研究項(xiàng)目資助

作者簡介：楊志民（1968），男，博士，自然科學(xué)研究員，主要從事航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室試驗(yàn)工作；E-mail：zm-yang@sohu.com。