渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)高溫升燃燒室初步設(shè)計(jì)

陳 龍，樊曉鋒

(1.中國直升機(jī)設(shè)計(jì)研究所，江西 景德鎮(zhèn) 333001；2.西藏軍區(qū)航空保障處，西藏自治區(qū) 拉薩 850000)

0 引言

隨著技術(shù)的發(fā)展，渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)性能參數(shù)相比之前有了較大的提升，如表1：單位功率提高了1～2倍，燃燒室進(jìn)口燃?xì)鉁囟仍黾恿?00K～300K，燃油消耗率下降了30%，壓比提高了2～3倍。作為核心機(jī)組成的燃燒室亦是如此[1]。從國內(nèi)外調(diào)研結(jié)果來看，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室仍然朝著高溫升和低污染兩個(gè)方向發(fā)展。

表1 典型渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)

英國的羅·羅公司與德國的 MTU 公司、法國的斯奈克瑪公司聯(lián)合研制的TP400發(fā)動(dòng)機(jī)，是新一代的渦槳發(fā)動(dòng)機(jī)，采用自由渦輪雙轉(zhuǎn)子，壓比達(dá)到了25，燃燒室出口溫度達(dá)到1600K～1700K。由于渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)研制技術(shù)及結(jié)構(gòu)和渦槳發(fā)動(dòng)機(jī)類似，所以推測下一代渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室壓比可達(dá)20～30，燃燒室出口溫度可達(dá)到1800K以上。在國內(nèi)，渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)的研制一直制約著直升機(jī)的發(fā)展，發(fā)動(dòng)機(jī)已經(jīng)落后發(fā)達(dá)國家1-2代[2]，燃燒室作為核心部件更是這樣。所以，研究先進(jìn)高溫升燃燒室對于追上甚至趕超國外先進(jìn)水平有著重要的意義。

本文參考先進(jìn)高溫升燃燒室設(shè)計(jì)方法，所設(shè)計(jì)的燃燒室為回流燃燒室，進(jìn)口總壓2MPa，溫升可達(dá)1100K以上，對于新一代渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的設(shè)計(jì)有著積極的參考作用。

1 燃燒室設(shè)計(jì)要求

渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室性能參數(shù)以及工作參數(shù)與上一代相比有了明顯的提高，而為滿足發(fā)動(dòng)機(jī)長度的要求，先進(jìn)渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室采用回流結(jié)構(gòu)。如表2所示，第五代渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室進(jìn)口總溫在800K左右，進(jìn)口總壓2MPa以上，溫升在1000K～1100K，燃燒室最大狀態(tài)的效率可達(dá)到99%，總壓恢復(fù)系數(shù)在95%以上，出口溫度分布系統(tǒng)OTDF要求在0.25以下。燃燒室的徑向溫度分布系數(shù)RTDF影響渦輪葉片熱負(fù)荷，高溫升燃燒室要求RTDF不高于0.08[3]。OTDF及RTDF均在發(fā)動(dòng)機(jī)最大狀態(tài)下測得，保證此時(shí)燃燒室熱負(fù)荷最高，出口溫度也最高。

表2 高溫升燃燒室設(shè)計(jì)要求

2 燃燒室總體設(shè)計(jì)

燃燒室總體尺寸不能超過機(jī)匣尺寸，并且能夠使一股流和二股流流暢通過燃燒室，保證良好的氣動(dòng)特性。根據(jù)燃燒室設(shè)計(jì)手冊[4]，在設(shè)計(jì)要求已知的情況下，通過選取參考截面，計(jì)算參考速度確定燃燒室總體尺寸，通過流量分配決定燃燒室的開孔面積，進(jìn)而確定燃燒室尺寸。

燃燒室流阻系數(shù)：

(2.1)

式中，ξB—燃燒室流阻系數(shù)；ΔPt3-4—燃燒室進(jìn)出口壓力降；ρ3—燃燒室進(jìn)口空氣密度；V3—燃燒室進(jìn)口空氣速度。

(2.2)

式中，Aref—燃燒室參考截面積；m3—燃燒室進(jìn)口空氣量；Tt3—燃燒室進(jìn)口總溫；δB—燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)；Pt3—燃燒室進(jìn)口總壓

火焰筒參考截面積：

AL=koptAref

(2.3)

式中，AL—火焰筒參考截面積；kopt—對應(yīng)的系數(shù)，一般取 0.6～0.72。

流量方程：

(2.4)

可通過上式計(jì)算出火焰筒有效流通面積，然后按照流量分配以及流量系數(shù)依次計(jì)算燃燒室開孔面積。

3 燃燒室流量分配

隨著燃燒室溫升逐漸提高，為避免小狀態(tài)下貧油熄火，大狀態(tài)下局部富油及回火，高溫升燃燒室頭部流量分配比例大，流量分配相對常規(guī)燃燒室計(jì)算方法有所不同。先進(jìn)高溫升燃燒室普遍采用分級分區(qū)的設(shè)計(jì)思路，中心頭部為預(yù)燃級穩(wěn)定燃燒，周圍主燃級保證穩(wěn)定燃燒[5]。首先燃燒室的致富系數(shù)可用來計(jì)算燃燒空氣分?jǐn)?shù)，它定義為燃燒區(qū)油氣比和總?cè)紵矣蜌獗鹊谋戎?。在先進(jìn)燃燒室流量分配上，慢車狀態(tài)燃燒室總油氣比取0.011，貧油熄火極限要求的燃燒室油氣比為0.005。取貧油熄火下中心預(yù)燃級當(dāng)量比為0.55～0.6，可以計(jì)算出慢車狀態(tài)下預(yù)燃級當(dāng)量比在1.2～1.32左右。根據(jù)致富系數(shù)公式得到燃燒室致富系數(shù)取整為8，進(jìn)而得到預(yù)燃級燃燒空氣占總?cè)紵諝獾?2.5%。最大狀態(tài)下，通過取預(yù)燃級燃燒時(shí)當(dāng)量比為定值計(jì)算預(yù)燃級供油量，主燃級供油量；取主燃級燃燒當(dāng)量比為定值得到主燃級燃燒空氣量，然后按照冷卻、摻混和燃燒室出口溫度要求計(jì)算冷卻空氣量和摻混空氣量。

(3.1)

式中，φ—燃燒室致富系數(shù)；fac—燃燒區(qū)油氣比；fat—燃燒室總油氣比；Sat—燃燒空氣分?jǐn)?shù)。

慢車狀態(tài)下整個(gè)燃燒室油氣比：

(3.2)

式中，fidle—慢車狀態(tài)下的燃油流量；at—慢車狀態(tài)下的總空氣量。

熄火時(shí)預(yù)燃級燃燒區(qū)當(dāng)量比：

(3.3)

式中，fext—貧油熄火極限下的燃油流量；apz—貧油熄火極限下的預(yù)燃級空氣量。

熄火時(shí)總油氣比：

(3.4)

慢車狀態(tài)下預(yù)燃級燃燒區(qū)的當(dāng)量比：

(3.5)

通過致富系數(shù)定義可計(jì)算致富系數(shù)為7.7，預(yù)燃級燃燒空氣分?jǐn)?shù)為12.6%。

最大狀態(tài)下燃燒室的燃油流量：

(3.6)

式中，mf—貧油熄火極限下的燃油流量；ma3.1—設(shè)計(jì)點(diǎn)下燃油流量；Cpg—設(shè)計(jì)點(diǎn)下燃燒室進(jìn)口空氣量；Tt4—燃燒產(chǎn)物比熱；Cp—燃燒室出口總溫；ηb—燃燒室進(jìn)口空氣比熱；Hu—燃燒效率。

假定最大狀態(tài)下預(yù)燃級當(dāng)量比為1.2，主燃級當(dāng)量比為0.68,分別計(jì)算得到預(yù)燃級和主燃級的空氣量。冷卻空氣量分為頭部冷卻和火焰筒冷卻兩部分，火焰筒冷卻空氣占燃燒室進(jìn)氣的20%，頭部冷卻占火焰筒冷卻氣量的0.36～0.4。摻混空氣量可通過燃燒室進(jìn)氣與燃燒空氣量、冷卻空氣量相減得到。經(jīng)計(jì)算，燃燒室主燃級、預(yù)燃級、摻混孔以及冷卻孔流量分配依次為42.5%、16.1%、15.7%、25.7%。

4 燃燒室各部件設(shè)計(jì)

4.1 旋流器設(shè)計(jì)

圖1為旋流器結(jié)構(gòu)示意圖，頭部旋流器采用兩級軸向組合的方式。設(shè)計(jì)旋流器首先需要確定通過它的總壓損失，一般近似取通過火焰筒的總壓損失;流量分配取定后，兩級旋流器的流量分配分別對應(yīng)主燃級和預(yù)燃級的流量分配。軸向旋流器參數(shù)計(jì)算如下：

圖1 旋流器結(jié)構(gòu)示意圖

(4.1)

式中，msw—通過旋流器的空氣流量；Asw—旋流器的迎風(fēng)面積。

通過以上公式得到旋流器迎風(fēng)面積，確定旋流器流路內(nèi)徑、葉片厚度、葉片數(shù)的情況下計(jì)算旋流器外徑。

(4.2)

為增加空氣流速，保證燃油在旋流器后方具有良好的霧化和摻混特性，先進(jìn)燃燒室的軸向旋流器需要設(shè)計(jì)收斂延伸段[6]。收縮段的有效流通面積計(jì)算公式通常需滿足兩個(gè)假設(shè)：旋流器出口截面收縮，進(jìn)口比出口大很多，氣流從旋流器出來后動(dòng)壓頭完全損失掉。兩級旋流器有效流通面積：

(4.3)

式中，ACda—軸向旋流器的有效流通面積。

(4.4)

式中，D4—出口通道的外徑；D3—出口通道的內(nèi)徑。

中心預(yù)燃級采用離心式空氣霧化噴嘴，噴霧錐角40°，出口直徑0.3mm。主燃級采用跨流直射噴嘴，采用周向布置，圓周均向共6個(gè)噴射位置，噴嘴直徑0.3mm，距離旋流器中心13mm，60°角噴射。

4.2 摻混孔設(shè)計(jì)

摻混孔結(jié)構(gòu)示意圖如圖2。高溫升燃燒室由于頭部空氣量大，所以預(yù)留給摻混孔的空氣量相對減小。為達(dá)到理想的摻混深度，需要設(shè)計(jì)合適的摻混孔徑和排布[7]。間距與孔徑比一般取2～6左右，摻混孔選用翻邊孔也可增加射流深度，保證燃?xì)饣旌暇鶆?，保證出口溫度分布。其中最主要的是動(dòng)量密流比的確定。

圖2 摻混孔結(jié)構(gòu)示意圖

(X—摻混段長度；Y—摻混深度；Tj—摻混射流空氣總溫；qm∞—摻混段來流空氣流量；dj—射流空氣直徑；θ—摻混射流與軸向夾角；T∞—摻混段來流總溫；qmj—摻混射流空氣量；ρj—摻混射流空氣的密度；ρ∞—摻混區(qū)來流熱氣的密度；Vj—摻混射流空氣的速度；V∞—摻混區(qū)來流熱空氣的速度。

摻混孔動(dòng)量密流比：

(4.5)

摻混孔數(shù)量及排布計(jì)算：

S/Dj=(0.6-0.8)

(4.6)

Y/Dj=0.84J0.5(X/Dj)0.33

(4.7)

(4.8)

式中，Cj—摻混孔的流量系數(shù)；ACdj—摻混孔的有效流通面積；nj—摻混孔數(shù)量。

4.3 冷卻孔設(shè)計(jì)

多斜孔冷卻結(jié)構(gòu)示意圖見圖3。高溫升燃燒室多采用多斜孔冷卻方式。在多斜孔冷卻設(shè)計(jì)中，冷卻孔與壁面呈一定角度，流量系數(shù)可達(dá)到0.86左右，冷卻孔直徑取0.5mm，與火焰筒角度取20°。在容易引起局部過熱的火焰筒位置需增加冷卻孔數(shù)，孔間距根據(jù)火焰筒尺寸取7.5mm×7.5mm。

圖3 多斜孔冷卻結(jié)構(gòu)示意圖

(4.9)

式中，ACdc—冷卻孔有效流通面積；nc—冷卻孔數(shù)量；Dc—冷卻孔直徑；Cdc—冷卻孔流量系數(shù)。

(θ—冷卻孔與火焰筒壁夾角；L—冷卻孔間距；δ—火焰筒厚度；ф—冷卻孔直徑。)

5 燃燒室設(shè)計(jì)結(jié)果及驗(yàn)證

表3、表4分別給出了火焰筒和旋流器的主要幾何參數(shù)。圖4、圖5分別給出了燃燒室的幾何模型和數(shù)值模擬結(jié)果。通過給定邊界條件驗(yàn)證最大狀態(tài)下的燃燒室性能參數(shù)是否滿足要求。經(jīng)過計(jì)算，最大狀態(tài)下的燃燒效率、總壓恢復(fù)系數(shù)、出口溫度分布系數(shù)、出口溫度徑向分布系數(shù)分別為99%、97.7%、0.13、0.02，滿足設(shè)計(jì)要求。

表3 火焰筒主要幾何參數(shù)

表4 旋流器主要幾何參數(shù)

圖4 燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖

圖5 燃燒室出口及各截面溫度云圖

6 結(jié)論

本文采用回流燃燒室構(gòu)型，根據(jù)新一代高溫升燃燒室設(shè)計(jì)要求，計(jì)算燃燒室的總體尺寸及流量分配。經(jīng)計(jì)算，主燃級、預(yù)燃級、摻混孔以及冷卻孔流量分配依次為42.5%、16.1%、15.7%、25.7%?；鹧嫱沧畲蠼孛娣e，火焰筒直流段長度，排氣彎管長度分別為2883mm2、76mm、85mm。

根據(jù)流量分配及性能設(shè)計(jì)要求計(jì)算旋流器、摻混孔和冷卻孔結(jié)構(gòu)尺寸，并在給定邊界條件下驗(yàn)證燃燒室性能參數(shù)。旋流器采用兩級軸向旋流器分級供油，主預(yù)燃級分級分區(qū)燃燒的組合方式。摻混孔為單排翻邊孔，能夠增加射流深度，提高摻混效果。單頭部下?lián)交炜组g距17.7mm，孔數(shù)8。燃燒室采用多斜孔冷卻，相比傳統(tǒng)冷卻方式冷卻效率更高。單頭部下冷卻孔數(shù)為260，排布位置集中在燃燒室頭部及主燃區(qū)火焰筒壁面。

通過三維計(jì)算仿真驗(yàn)證設(shè)計(jì)結(jié)果，對比新一代高溫升燃燒室設(shè)計(jì)要求。經(jīng)計(jì)算，最大狀態(tài)下的燃燒效率、總壓恢復(fù)系數(shù)、出口溫度分布系數(shù)、出口溫度徑向分布系數(shù)分別為99%、97.7%、 0.13、 0.02，所設(shè)計(jì)的高溫升燃燒室滿足設(shè)計(jì)要求。