加力燃燒室典型結構件流阻特性研究

朱 赟，張哲衡，解 亮，王靖宇，吳 云

（中國航發沈陽發動機研究所，沈陽110015）

0 引言

航空發動機加力燃燒室的進口總壓和總溫不斷提高，對加力燃燒室的設計提出了更高要求。要求加力燃燒室的冷態壓力損失盡量小，而放置在加力燃燒室中的噴油桿等不可避免形成堵塞，增加總壓損失，總壓損失與阻力系數和流體的動壓有關[1-5]。

加力燃燒室流阻損失是渦輪后高速燃氣在混合、擴壓及流經火焰穩定器、燃油總管、防振隔熱屏、拉桿等構件過程中，因氣體與構件表面摩擦和局部流動分離等原因造成的，使發動機推力減小，耗油率增加，在加力燃燒室設計時應盡量減小該流阻損失，為此在設計各階段均需進行流阻損失計算，檢查其與設計要求的差距。

國內外學者[6-11]以水為介質對直管、彎管和變截面管的流動阻力特性進行相關研究，得到影響沿程阻力系數和局部阻力系數的變化規律；一些學者[12-14]對管內流動進行相關數值計算，得到影響管路流阻系數的經驗公式；Macagno、Hung等[15]對突擴管層流流動進行相關研究；李棟浩[16]對突縮圓管局部阻力系數進行研究，得出突縮圓管局部阻力系數隨進口雷諾數之間的計算關系式。但已有研究缺少對拉桿、加力燃油總管（含噴油桿）、測試受感部等構件詳細的流阻特性分析，在流阻計算中，只計算由混合損失、擴壓損失和因火焰穩定器引起的流阻損失，而忽略了加力燃油總管（含噴油桿）、內部連接拉桿、測試受感部等構件的流阻損失，存在一定的計算誤差。

本文為改進加力燃燒室流阻計算方法，提高計算精度，開展了加力燃油總管、拉桿、測試受感部流阻特性研究。

1 試驗設備及測量方案

試驗在加力燃燒室部件試驗器矩形管道上進行，試驗段的橫截面為2元矩形截面。本次試驗為冷態試驗，來氣溫度即為試驗件進口溫度。試驗件進口氣流壓力和進、出口氣流壓差參數采用壓力和壓差掃描閥進行測量，試驗件進口氣流溫度參數采用多點熱電偶測量。試驗裝置如圖1所示，在前測量段A-A截面布置1支5點總壓受感部、2點壁面靜壓受感部；在B-B截面布置1支5點總溫熱電偶，測量試驗件進口狀態參數；在C-C截面布置1支5點總壓受感部，測量試驗件出口狀態參數。上述測量數據均通過相應的傳感器線路與計算機相連，由計算機采集和處理試驗數據。

圖1 試驗裝置

試驗中空氣流量參數采用流量孔板測量，采用流量法計算速度系數。

2 試驗原理

在D-D截面安裝試驗件，流阻損失包括沿程損失和局部損失

流阻系數Cd[11]為

式中：ΔP為流體流過試驗件時的壓差，Pa；Pt6為試驗件入口總壓，通過在A-A截面布置的總壓受感部測量，Pa，測量精度為±0.3%；Pt7為試驗件出口總壓，通過在C-C截面布置的總壓受感部測量，Pa，測量精度為±0.3%；Tt6為試驗件進口總溫，通過在B-B截面布置的總溫熱電偶測量，K，測量精度為±1%；qa為試驗件進口空氣流量，通過流量孔板測量，kg/s，測量精度為±1%；ρ為流體密度，kg/m3；V 為流體流速，m/s；S 為試驗管道內截面面積，m2；Rg為氣體常數，J/（kg·K）。

患者接受治療之前，FMA評分和BI評分沒有顯著差異，接受六個月的康復治療之后，相關患者的評分都有提升，康復組的提升幅度更高，和對照組情況對比，差異有統計學意義（P＜0.01）。見表1。

圖2 空管道流阻系數隨管道入口雷諾數的變化曲線

3 試驗項目與試驗狀態

3.1 試驗項目

在試驗中，將發動機加力燃燒室中1個截面上的所有桿件簡化為1個試驗件進行統計，結果顯示堵塞比為0.0049～0.0240，為此設置5種堵塞比試驗件。為了研究試驗件分布形式和外形光滑程度對流阻系數的影響，設置不同布局和粗糙度試驗件。試驗件外形為圓柱形（圖1），具體試驗項目如下：

（1）空管道流阻系數測量；

（2）在相同堵塞比下不同布局試驗件流阻系數測量，包括單桿試驗件和前后2個桿串列試驗件；

（3）不同堵塞比試驗件流阻系數測量，堵塞比分別為 0.005、0.010、0.015、0.020 和 0.025；

（4）在相同堵塞比下，不同粗糙度試驗件流阻系數測量，表面粗糙度分別為1.6、6.3和12.5。

3.2 試驗狀態

根據加力燃燒室中桿件實際的工作環境，選取5個速度系數狀態點進行試驗，各狀態的設備進口速度系數見表1，溫度、壓力和流量參數保持恒定。

表1 試驗狀態速度系數

4 試驗結果與分析

4.1 試驗管道流阻系數

為了測量由試驗件自身引起的阻力損失，需要對空管道所引起的阻力損失進行測量。在不裝試驗件時，在表1各狀態下，進行3次空管道流阻系數測量試驗，其結果如圖2所示。

在表1中各狀態下，即管道入口雷諾數（特征尺寸為管道當量直徑）為7.5×105～2.3×106時，3次試驗測量計算得到的空管道流阻系數的平均值隨著管道入口雷諾數的增大而增大。由于試驗管道內壁面比較粗糙，黏性底層的厚度很薄，此時流動狀態應處于紊流粗糙管區，管壁的粗糙突起部分暴露在紊流區，紊流區中的流體流過管壁粗糙突出部分時將引起旋渦，造成附加的能量損失。雷諾數越大，近壁面處黏性底層的厚度越薄，造成附加的能量損失越大。因此，在上述雷諾數范圍內，流阻系數隨著入口雷諾數的增大而增大。

表2 矩形試驗流場總壓的不均勻度

從表中可見，5點總壓不均勻度隨著速度系數的增大而增大，當速度系數低于0.20時，5點總壓分布較為均勻，不均勻度在0.5%以下；當速度系數增大到0.30時，靠近壁面的總壓測點不均勻度超過1%；當速度系數為0.50時，靠近壁面的總壓測點不均度超過3%。從表中還可見，第3、5點總壓不均勻度較大，由于測量的是空管道流阻系數，不安裝試驗件，流場的不均勻度主要是進口A-A、B-B截面布置的受感部和管道本身的不平整情況引起的，造成下游流場局部不均勻度增大。

在某型加力燃燒室全尺寸試驗中，對流場5點總壓的均勻性進行分析，5點總壓測點在環形管道中按等環面分布，流場總壓的不均勻度分布情況見表3。

表3 全尺寸試驗流場總壓的不均勻度

從表中可見，當速度系數低于0.3時，流場不均勻度在1%以下；當速度系數增大到0.3以上時，流場不均勻度超過1%，這與矩形試驗流場的不均勻度具有相同的變化趨勢。

4.2 不同布局試驗件流阻系數試驗結果

在相同堵塞比（ε=0.06）、不同布局試驗件流阻系數隨著雷諾數的變化曲線如圖3所示。試驗件流阻系數為減去空管道后的流阻系數。A1為單桿試驗件，A2為前后2個桿串列試驗件。

圖3 不同布局試驗件流阻系數隨雷諾數的變化曲線

從圖中可見，在表1各狀態下，對應試驗件雷諾數（特征尺寸為試驗件最大橫截面當量直徑）為7.4×104～2.3×105時，A1和A2的流阻系數都隨著雷諾數的增大而增大。

上述2種布局的試驗件流阻系數在0.07～0.18范圍變化，由于氣流流經A2后端的噴桿時產生額外的阻力損失，因此A2的流阻系數大于A1的。

4.3 不同堵塞比試驗件流阻系數試驗結果

5 種試驗件 B1、B2、B3、B4 和 B5 的堵塞比分別為 0.005、0.010、0.015、0.020和0.025。不同堵塞比試驗件的流阻系數隨著雷諾數的變化曲線如圖4所示，試驗件流阻系數為減去空管道后的流阻系數。

圖4 不同堵塞比試驗件流阻系數隨雷諾數的變化曲線

從圖中可見，在表1各狀態下，試驗件堵塞比為0.005～0.025時，試驗件的流阻系數不大于0.09。

對于試驗件B1，其雷諾數為4.1×104～1.2×105時，其流阻系數約為0，且出現了負值，說明試驗件B1的流阻系數很小，由于試驗中的測試儀器（總壓掃描閥）在工作過程中存在一定的波動（電噪聲），氣流流經試驗件產生的阻力變化小于這種幅值造成，此時試驗件的流阻系數已經超出了試驗測量精度范圍。

試驗件雷諾數為6.1×104～1.6×105時，試驗件B3、B4和B5的流阻系數均隨雷諾數的增大而增大；試驗件雷諾數為6.1×104～1.5×105時，對于試驗件B2、B3、B4和 B5，隨著試驗件堵塞比的增大（0.010增至0.025），試驗件的流阻系數也逐漸變大。這是由于在其它條件相同時，試驗件堵塞比越大，氣流流經試驗件時產生的擾動越大，即旋渦區域越大，產生的流阻損失越大，因此試驗件的流阻系數隨著其堵塞比的增大而增大。

4.4 不同粗糙度試驗件流阻系數試驗結果

在相同堵塞比為0.143，不同表面粗糙度試驗件 C1、C2和 C3的流阻系數與試驗件雷諾數的關系曲線如圖5所示，試驗件流阻系數為減去空管道后的流阻系數。

從圖中可見，在表1各狀態下，對應試驗件雷諾數（特征尺寸為試驗件最大橫截面當量直徑）為5.7×105～1.7×106時，總體來看，試驗件 C1（粗糙度為1.6）、C2（粗糙度為 6.3）和 C3（粗糙度為 12.5）的流阻系數均隨雷諾數的增大而增大，隨表面粗糙度的增大而增大。

圖5 不同粗糙度試驗件流阻系數隨雷諾數的變化曲線

5 數值模擬結果

以試驗件A1為例，利用Fluent軟件對氣體流過試驗件的過程進行數值模擬，試驗件進口總壓測量截面為入口截面，出口閥門中心所在截面為出口截面；矩形管道內壁面為邊界，以出口截面為計算出口。湍流模型選用標準k-epsilon湍流模型，近壁面處選用標準壁面函數，進口選用壓力進口、出口選用壓力出口為邊界條件。

入口總壓為200 kPa、速度系數為0.3。入口總溫為373 K時流體流過試驗件時的速度矢量、速度和壓力如圖6～9所示。入口總溫分別為373、331和307 K時，模擬計算結果與試驗結果的對比見表4。

圖6 流體流過試驗件時的速度矢量（XZ截面）

圖7 流體流過試驗件時的速度（XZ截面）

圖8 流體流過試驗件時的速度（XY截面）

圖9 流體流過試驗件時的壓力（XY截面）

從圖6～9中可見，當氣流流經圓柱形試驗件時，由于試驗件的阻擋作用，在試驗件的后端形成漩渦，流體在試驗件前端處速度幾乎為0，在柱體前半部分是減速增壓流動，在后半部分由于漩渦作用，壓力和速度大幅降低，之后氣流逐漸趨向均勻。在管道出口處，由于出口閥門的阻擋作用，對出口壓力場和速度場產生一定影響。數值計算得到的速度場和壓力場符合實際情況。

表4中試驗溫度和壓力參數通過布置在流場中的受感部測得，并對各測點進行加權平均得到，數值計算中的溫度和壓力等參數是對整個流場進行加權平均得到，進而計算得出流阻系數。從表中可見，數值計算結果與試驗結果得到的流阻系數的相對誤差均在2%以內，同時考慮數值計算數據和試驗數據提取方式不同，說明數值計算結果在一定程度上是可信的，可以使用該方法計算模擬試驗件的流阻系數。

6 結論

（1）空管道流阻系數隨著管道入口雷諾數的增大而增大，流場不均勻度隨著速度系數的增大而增大，當速度系數低于0.3時，流場不均勻度在1%以下，當速度系數增大到0.3以上時，流場不均勻度超過1%；

（2）加力燃燒室中不同堵塞比（0.0049～0.024）典型桿件的流阻系數不大于0.09；

（3）加力燃燒室中的桿件應優先選用單桿、光滑、堵塞比小的，以減小其產生的流阻損失；

（4）數值計算結果與試驗結果得到的流阻系數相對誤差在2%以內，表明數值模擬方法可以較為真實地模擬流體流經試驗件時產生的阻力。