測(cè)溫方法對(duì)高溫升燃燒室溫度場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果影響分析

鄒 運(yùn)，萬 斌，胡迎明，韓 冰

（中國航發(fā)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽110015）

0 引言

現(xiàn)代航空發(fā)動(dòng)機(jī)提高推重比的主要途徑之一是提高主燃燒室溫升和出口溫度。當(dāng)前航空發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室溫升達(dá)1150 K[1]，熱點(diǎn)溫度高達(dá)2300 K 以上，而更高推重比的航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室溫升將高達(dá)1400 K，熱點(diǎn)溫度將超過2500 K。在傳統(tǒng)測(cè)溫方式已經(jīng)不適用的條件下，準(zhǔn)確測(cè)量2500 K 乃至更高燃?xì)鉁囟瘸蔀楦邷厣紵已兄浦械钠款i技術(shù)之一[2-3]。

范傳新[4]指出溫度測(cè)量方法通常可分為接觸式測(cè)溫法和非接觸式測(cè)溫法兩大類；鄧進(jìn)軍等[5]分析接觸式測(cè)溫法與非接觸式測(cè)溫法對(duì)航空機(jī)壁溫的影響，得出了非接觸式測(cè)溫法應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)具有更好的發(fā)展前景。對(duì)于航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室高溫燃?xì)猓壳爸饕獪y(cè)溫方法采用的是接觸式測(cè)溫法——熱電偶法，美國PW 公司研究出的動(dòng)態(tài)補(bǔ)償氣體溫度的熱電偶法可用于1650 ℃的燃?xì)鉁y(cè)量。蔡錫松[6]通過對(duì)熱電偶溫度計(jì)量誤差與修正方法的分析，發(fā)現(xiàn)熱電偶的不穩(wěn)定性、不均勻性、參考端溫度變化以及熱電偶安裝使用不當(dāng)都可以引起測(cè)量誤差；為了提高測(cè)溫精度與裕度，張虎等[7]對(duì)非接觸式測(cè)量中的光學(xué)測(cè)量的發(fā)展與現(xiàn)狀進(jìn)行了詳細(xì)闡述，指出存在光學(xué)測(cè)溫建設(shè)成本高、測(cè)量理論模型不完善以及對(duì)測(cè)試樣本要求高等缺陷問題，目前還無法應(yīng)用于燃燒室出口溫度測(cè)量；韓冰等[8]將非接觸式測(cè)溫法中的燃?xì)夥治龇☉?yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)高溫升燃燒室出口溫度場(chǎng)的測(cè)量，證明了燃?xì)夥治龇ㄊ? 種可靠的高溫測(cè)試技術(shù)，并具有用于更高燃?xì)鉁囟葴y(cè)量的潛力。

本文以中國第1 套多通道、高精度的燃?xì)夥治龇ǜ邷販y(cè)試系統(tǒng)為平臺(tái)[9]，探索技術(shù)相對(duì)成熟的雙鉑銠熱電偶、可測(cè)較高溫度的銥銠熱電偶與燃?xì)夥治? 種測(cè)溫方法對(duì)某高溫升扇形燃燒室試驗(yàn)件出口溫場(chǎng)的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)裝置

航空發(fā)動(dòng)機(jī)主燃燒室研發(fā)過程需要開展多輪次和多方案的試驗(yàn)驗(yàn)證工作，在整個(gè)研發(fā)試驗(yàn)周期內(nèi)，試驗(yàn)器按結(jié)構(gòu)形式可分為單頭部、扇形和全環(huán)試驗(yàn)器，按照試驗(yàn)條件可分為常壓、中壓和高壓試驗(yàn)器。中壓試驗(yàn)器的試驗(yàn)壓力通常為0.4～1.2 MPa，相比于常壓試驗(yàn)器能較為真實(shí)地反映燃燒室的流動(dòng)、溫度分布、火焰筒壁面熱區(qū)、污染物排放及耐久性等指標(biāo)[10]。

本文選用高溫升燃燒室5 頭部扇形試驗(yàn)件在中壓狀態(tài)下開展試驗(yàn)，試驗(yàn)采用RP3 航空煤油（GB 6537-94）。為保證燃燒室試驗(yàn)件進(jìn)口流場(chǎng)溫度和壓力的均勻性，在燃燒室試驗(yàn)件進(jìn)口增加了長直管段和穩(wěn)壓裝置，進(jìn)口空氣流量和進(jìn)口空氣壓力的調(diào)節(jié)通過進(jìn)氣、旁路、放氣和排氣閥門的配合來實(shí)現(xiàn)，試驗(yàn)設(shè)備如圖1 所示。

燃燒室進(jìn)口空氣總壓和總溫利用壓力和溫度受感部及壓力變送器通過計(jì)算機(jī)進(jìn)行采集和處理。燃燒室進(jìn)口參數(shù)測(cè)量截面布置在進(jìn)口測(cè)量段后部，在同一截面的壁面上沿周向設(shè)置1 個(gè)總壓測(cè)量點(diǎn)和2 支3點(diǎn)溫度測(cè)量熱電偶，進(jìn)口空氣總溫取其中最高3 點(diǎn)的平均值。在燃燒室出口設(shè)有3 支溫度采集耙，分別為雙鉑銠熱電偶、銥銠熱電偶和燃?xì)夥治霾杉遥渲袩犭娕疾杉译娕冀z采用陶瓷管結(jié)構(gòu)保護(hù)，燃?xì)夥治霾杉也捎盟溲b置對(duì)燃?xì)膺M(jìn)行冷卻。

圖1 試驗(yàn)設(shè)備

為了排除多次試驗(yàn)環(huán)境變化對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，通過出口測(cè)試擺盤一次性旋轉(zhuǎn)270毅，分別完成雙鉑銠、銥銠及燃?xì)夥治? 種方式對(duì)溫場(chǎng)數(shù)據(jù)的采集，每支電偶采集耙有5 個(gè)測(cè)點(diǎn)，每3毅進(jìn)行1 次測(cè)量，共測(cè)量29 個(gè)位置、145 個(gè)溫度點(diǎn)。3 支溫度采集耙布置方式和采集過程如圖2 所示。

圖2 溫度采集耙布置方式和采集過程

2 試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)高溫升燃燒室5 頭部扇形試驗(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。根據(jù)每種電偶采集溫度的范圍，裝配電偶時(shí)，沿順時(shí)針方向依次裝配燃?xì)夥治鋈悠鳌炪欕娕己碗p鉑銠電偶，以保證在油氣比為0.033和0.037 時(shí)，雙鉑銠電偶不進(jìn)入燃燒室出口區(qū)域，而銥銠電偶可根據(jù)燃燒室出口溫度的高低選擇是否進(jìn)入采集區(qū)域。試驗(yàn)狀態(tài)見表1。

在油氣比為0.03 時(shí)，采用3 種測(cè)溫方式獲得的5頭部扇形燃燒室145 個(gè)溫度點(diǎn)對(duì)比如圖3 所示。

從圖中可見，3 種測(cè)溫方式測(cè)得的5 頭部扇形燃燒室出口溫度分布規(guī)律基本一致，因此可采用燃燒室出口平均溫度與最高溫度評(píng)價(jià)3 種測(cè)溫方式對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，結(jié)果如圖4、5 所示。

表1 試驗(yàn)狀態(tài)

圖3 145 個(gè)溫度點(diǎn)對(duì)比

圖4 出口最高溫度

圖5 出口平均溫度

從圖4、5 中可見，雙鉑銠電偶和銥銠電偶所測(cè)取的最高溫度和平均溫度相近。燃?xì)夥治鰷y(cè)量的最高溫度和平均溫度都比雙鉑銠電偶和銥銠電偶所測(cè)取的結(jié)果高，并且隨著油氣比的增大，燃?xì)夥治雠c鉑銠電偶和銥銠電偶的溫差逐漸增大。

3 種測(cè)溫方式在不同油氣比下燃燒室出口溫度分布系數(shù)TO（Overall Temperature Distribution Factor，OTDF）和徑向出口溫度分布系數(shù)TR（Radial Temperature Distribution Factor，RTDF）的對(duì)比見表2、3。

表2 3 種測(cè)溫方式在不同油氣比下TO 對(duì)比

表3 3 種測(cè)溫方式在不同油氣比下TR 對(duì)比

從表中可見，隨著油氣比的增大，3 種測(cè)溫方法獲得的TO逐漸減小，TR呈現(xiàn)不規(guī)律變化。

3 數(shù)值仿真

3.1 計(jì)算模型與網(wǎng)格劃分

本文的計(jì)算模型以高溫升燃燒室5 頭部扇形試驗(yàn)件的結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，選取其中1/5 個(gè)頭部結(jié)構(gòu)，并對(duì)定位安裝結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)簡化得到。在網(wǎng)格劃分過程中，將計(jì)算模型分成71 個(gè)體，采用4 面體和6 面體相結(jié)合的方法進(jìn)行劃分，總網(wǎng)格數(shù)為813 萬，如圖6 所示。

3.2 計(jì)算設(shè)置

選用商業(yè)軟件Fluent 對(duì)計(jì)算模型的流動(dòng)及燃燒過程進(jìn)行數(shù)值仿真，其主要參數(shù)設(shè)置見表4。

圖6 計(jì)算模型與網(wǎng)格

表4 計(jì)算參數(shù)設(shè)置

3.3 計(jì)算結(jié)果

在數(shù)值仿真過程中，選用與試驗(yàn)實(shí)際情況相同的狀態(tài)點(diǎn)參數(shù)，完成油氣比為0.030、0.033 及0.037 下的數(shù)值計(jì)算，結(jié)果見表5 并如圖7 所示。

表5 計(jì)算結(jié)果

圖7 計(jì)算溫度

4 結(jié)果分析

從表5 中可見，數(shù)值計(jì)算得到的3 種油氣比下的燃燒效率均大于99%，可認(rèn)為數(shù)值仿真得到的出口平均溫度與理論溫度相等，但由于數(shù)值仿真無法模擬燃燒過程中的湍流脈動(dòng)，導(dǎo)致出口溫度分布及熱點(diǎn)溫度相比于實(shí)際情況存在一定偏差，因此本文僅選擇數(shù)值仿真得到的出口平均溫度作為標(biāo)準(zhǔn)對(duì)3 種測(cè)試方式進(jìn)行誤差分析。

4.1 誤差對(duì)比

高溫升燃燒室5 頭部扇形試驗(yàn)件在油氣比為0.030、0.033 和0.037 下，3 種測(cè)溫方式獲得出口平均溫度數(shù)值仿真與試驗(yàn)結(jié)果如圖8 所示。

從圖中可見，鉑銠與銥銠2 種熱電偶測(cè)溫結(jié)果低于計(jì)算值，而燃?xì)夥治龇y(cè)溫結(jié)果高于計(jì)算值。并且隨著油氣比的增大，即隨著出口的溫度的升高，鉑銠與銥銠2 種熱電偶法的偏差呈不同程度的增大，燃?xì)夥治龇ǖ钠钪饾u減小。鉑銠熱電偶、銥銠熱電偶與燃?xì)夥治龇ㄏ鄬?duì)于計(jì)算值的誤差分別為3%～3.5%、5%～6.5%、0～1.1%。

圖8 數(shù)值仿真與試驗(yàn)結(jié)果

4.2 誤差分析

熱電偶作為1 種利用電動(dòng)勢(shì)與參考端和測(cè)量段溫差的單值關(guān)系以實(shí)現(xiàn)溫度測(cè)量的方法，其標(biāo)定通常在高溫爐中進(jìn)行，而在測(cè)量組分復(fù)雜的燃?xì)鉁囟葧r(shí)，由于熱電偶與高溫氣體和煙氣之間存在輻射換熱損失，其損失程度隨燃?xì)鉁囟鹊纳叨黾印?/p>

此外，在試驗(yàn)過程中，由于試驗(yàn)件的振動(dòng)，保護(hù)電偶絲的陶瓷管結(jié)構(gòu)在油氣比為0.033 的高溫中出現(xiàn)裂紋與碎裂現(xiàn)象，進(jìn)一步增加了輻射換熱損失，因此本文2 種熱電偶的測(cè)量溫度低于氣體實(shí)際溫度。

本文采用的電偶絲分別為雙鉑銠、銥銠2 種高溫合金的B 型熱電偶，其中雙鉑銠熱電偶長期最高使用溫度為1600 ℃，短期最高使用溫度為1800 ℃[11-13]，銥銠熱電偶相比于雙鉑銠熱電偶，其耐溫性更好，理論上最高可測(cè)2000 ℃以內(nèi)的高溫燃?xì)猓淇寡趸暂^差，在高溫條件下更容易被燃?xì)庋趸g[14-15]，在油氣比為0.033 時(shí)測(cè)溫后，銥銠電偶已經(jīng)基本被氧化，因此，在相同條件下，銥銠電偶的測(cè)溫誤差高于雙鉑銠熱電偶的。

5 結(jié)論

本文通過對(duì)比雙鉑銠熱電偶、銥銠熱電偶和燃?xì)夥治? 種測(cè)溫方法獲得的高溫升燃燒室溫度場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果得到以下結(jié)論：

（1）燃?xì)夥治觥㈦p鉑銠熱電偶和銥銠熱電偶3 種方法均可用于評(píng)價(jià)出口溫度場(chǎng)品質(zhì)；

（2）在相同條件下，燃?xì)夥治鰷y(cè)量溫度高于計(jì)算溫度，銥銠熱電偶與雙鉑銠熱電偶測(cè)量溫度低于計(jì)算溫度，而雙鉑銠熱電偶測(cè)量溫度低于銥銠熱電偶的；

（3）隨著燃?xì)鉁囟鹊纳撸細(xì)夥治鰷y(cè)試誤差逐漸減小，而雙鉑銠與銥銠熱電偶測(cè)試誤差逐漸增大，在油氣比為0.033 時(shí)，燃?xì)夥治稣`差為1.1%，雙鉑銠熱電偶誤差為3.4%，銥銠熱電偶誤差為4.6%。