加力燃燒室典型結(jié)構(gòu)件流阻特性研究

朱 赟，張哲衡，解 亮，王靖宇，吳 云

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

0 引言

航空發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室的進(jìn)口總壓和總溫不斷提高，對(duì)加力燃燒室的設(shè)計(jì)提出了更高要求。要求加力燃燒室的冷態(tài)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(shù)和流體的動(dòng)壓有關(guān)[1-5]。

加力燃燒室流阻損失是渦輪后高速燃?xì)庠诨旌?、擴(kuò)壓及流經(jīng)火焰穩(wěn)定器、燃油總管、防振隔熱屏、拉桿等構(gòu)件過程中，因氣體與構(gòu)件表面摩擦和局部流動(dòng)分離等原因造成的，使發(fā)動(dòng)機(jī)推力減小，耗油率增加，在加力燃燒室設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡量減小該流阻損失，為此在設(shè)計(jì)各階段均需進(jìn)行流阻損失計(jì)算，檢查其與設(shè)計(jì)要求的差距。

國內(nèi)外學(xué)者[6-11]以水為介質(zhì)對(duì)直管、彎管和變截面管的流動(dòng)阻力特性進(jìn)行相關(guān)研究，得到影響沿程阻力系數(shù)和局部阻力系數(shù)的變化規(guī)律；一些學(xué)者[12-14]對(duì)管內(nèi)流動(dòng)進(jìn)行相關(guān)數(shù)值計(jì)算，得到影響管路流阻系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式；Macagno、Hung等[15]對(duì)突擴(kuò)管層流流動(dòng)進(jìn)行相關(guān)研究；李棟浩[16]對(duì)突縮圓管局部阻力系數(shù)進(jìn)行研究，得出突縮圓管局部阻力系數(shù)隨進(jìn)口雷諾數(shù)之間的計(jì)算關(guān)系式。但已有研究缺少對(duì)拉桿、加力燃油總管（含噴油桿）、測(cè)試受感部等構(gòu)件詳細(xì)的流阻特性分析，在流阻計(jì)算中，只計(jì)算由混合損失、擴(kuò)壓損失和因火焰穩(wěn)定器引起的流阻損失，而忽略了加力燃油總管（含噴油桿）、內(nèi)部連接拉桿、測(cè)試受感部等構(gòu)件的流阻損失，存在一定的計(jì)算誤差。

本文為改進(jìn)加力燃燒室流阻計(jì)算方法，提高計(jì)算精度，開展了加力燃油總管、拉桿、測(cè)試受感部流阻特性研究。

1 試驗(yàn)設(shè)備及測(cè)量方案

試驗(yàn)在加力燃燒室部件試驗(yàn)器矩形管道上進(jìn)行，試驗(yàn)段的橫截面為2元矩形截面。本次試驗(yàn)為冷態(tài)試驗(yàn)，來氣溫度即為試驗(yàn)件進(jìn)口溫度。試驗(yàn)件進(jìn)口氣流壓力和進(jìn)、出口氣流壓差參數(shù)采用壓力和壓差掃描閥進(jìn)行測(cè)量，試驗(yàn)件進(jìn)口氣流溫度參數(shù)采用多點(diǎn)熱電偶測(cè)量。試驗(yàn)裝置如圖1所示，在前測(cè)量段A-A截面布置1支5點(diǎn)總壓受感部、2點(diǎn)壁面靜壓受感部；在B-B截面布置1支5點(diǎn)總溫?zé)犭娕迹瑴y(cè)量試驗(yàn)件進(jìn)口狀態(tài)參數(shù)；在C-C截面布置1支5點(diǎn)總壓受感部，測(cè)量試驗(yàn)件出口狀態(tài)參數(shù)。上述測(cè)量數(shù)據(jù)均通過相應(yīng)的傳感器線路與計(jì)算機(jī)相連，由計(jì)算機(jī)采集和處理試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

圖1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)中空氣流量參數(shù)采用流量孔板測(cè)量，采用流量法計(jì)算速度系數(shù)。

2 試驗(yàn)原理

在D-D截面安裝試驗(yàn)件，流阻損失包括沿程損失和局部損失

流阻系數(shù)Cd[11]為

式中：ΔP為流體流過試驗(yàn)件時(shí)的壓差，Pa；Pt6為試驗(yàn)件入口總壓，通過在A-A截面布置的總壓受感部測(cè)量，Pa，測(cè)量精度為±0.3%；Pt7為試驗(yàn)件出口總壓，通過在C-C截面布置的總壓受感部測(cè)量，Pa，測(cè)量精度為±0.3%；Tt6為試驗(yàn)件進(jìn)口總溫，通過在B-B截面布置的總溫?zé)犭娕紲y(cè)量，K，測(cè)量精度為±1%；qa為試驗(yàn)件進(jìn)口空氣流量，通過流量孔板測(cè)量，kg/s，測(cè)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(yàn)管道內(nèi)截面面積，m2；Rg為氣體常數(shù)，J/（kg·K）。

患者接受治療之前，F(xiàn)MA評(píng)分和BI評(píng)分沒有顯著差異，接受六個(gè)月的康復(fù)治療之后，相關(guān)患者的評(píng)分都有提升，康復(fù)組的提升幅度更高，和對(duì)照組情況對(duì)比，差異有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義（P＜0.01）。見表1。

圖2 空管道流阻系數(shù)隨管道入口雷諾數(shù)的變化曲線

3 試驗(yàn)項(xiàng)目與試驗(yàn)狀態(tài)

3.1 試驗(yàn)項(xiàng)目

在試驗(yàn)中，將發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室中1個(gè)截面上的所有桿件簡(jiǎn)化為1個(gè)試驗(yàn)件進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，結(jié)果顯示堵塞比為0.0049～0.0240，為此設(shè)置5種堵塞比試驗(yàn)件。為了研究試驗(yàn)件分布形式和外形光滑程度對(duì)流阻系數(shù)的影響，設(shè)置不同布局和粗糙度試驗(yàn)件。試驗(yàn)件外形為圓柱形（圖1），具體試驗(yàn)項(xiàng)目如下：

（1）空管道流阻系數(shù)測(cè)量；

（2）在相同堵塞比下不同布局試驗(yàn)件流阻系數(shù)測(cè)量，包括單桿試驗(yàn)件和前后2個(gè)桿串列試驗(yàn)件；

（3）不同堵塞比試驗(yàn)件流阻系數(shù)測(cè)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(yàn)件流阻系數(shù)測(cè)量，表面粗糙度分別為1.6、6.3和12.5。

3.2 試驗(yàn)狀態(tài)

根據(jù)加力燃燒室中桿件實(shí)際的工作環(huán)境，選取5個(gè)速度系數(shù)狀態(tài)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)，各狀態(tài)的設(shè)備進(jìn)口速度系數(shù)見表1，溫度、壓力和流量參數(shù)保持恒定。

表1 試驗(yàn)狀態(tài)速度系數(shù)

4 試驗(yàn)結(jié)果與分析

4.1 試驗(yàn)管道流阻系數(shù)

為了測(cè)量由試驗(yàn)件自身引起的阻力損失，需要對(duì)空管道所引起的阻力損失進(jìn)行測(cè)量。在不裝試驗(yàn)件時(shí)，在表1各狀態(tài)下，進(jìn)行3次空管道流阻系數(shù)測(cè)量試驗(yàn)，其結(jié)果如圖2所示。

在表1中各狀態(tài)下，即管道入口雷諾數(shù)（特征尺寸為管道當(dāng)量直徑）為7.5×105～2.3×106時(shí)，3次試驗(yàn)測(cè)量計(jì)算得到的空管道流阻系數(shù)的平均值隨著管道入口雷諾數(shù)的增大而增大。由于試驗(yàn)管道內(nèi)壁面比較粗糙，黏性底層的厚度很薄，此時(shí)流動(dòng)狀態(tài)應(yīng)處于紊流粗糙管區(qū)，管壁的粗糙突起部分暴露在紊流區(qū)，紊流區(qū)中的流體流過管壁粗糙突出部分時(shí)將引起旋渦，造成附加的能量損失。雷諾數(shù)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(shù)范圍內(nèi)，流阻系數(shù)隨著入口雷諾數(shù)的增大而增大。

表2 矩形試驗(yàn)流場(chǎng)總壓的不均勻度

從表中可見，5點(diǎn)總壓不均勻度隨著速度系數(shù)的增大而增大，當(dāng)速度系數(shù)低于0.20時(shí)，5點(diǎn)總壓分布較為均勻，不均勻度在0.5%以下；當(dāng)速度系數(shù)增大到0.30時(shí)，靠近壁面的總壓測(cè)點(diǎn)不均勻度超過1%；當(dāng)速度系數(shù)為0.50時(shí)，靠近壁面的總壓測(cè)點(diǎn)不均度超過3%。從表中還可見，第3、5點(diǎn)總壓不均勻度較大，由于測(cè)量的是空管道流阻系數(shù)，不安裝試驗(yàn)件，流場(chǎng)的不均勻度主要是進(jìn)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(chǎng)局部不均勻度增大。

在某型加力燃燒室全尺寸試驗(yàn)中，對(duì)流場(chǎng)5點(diǎn)總壓的均勻性進(jìn)行分析，5點(diǎn)總壓測(cè)點(diǎn)在環(huán)形管道中按等環(huán)面分布，流場(chǎng)總壓的不均勻度分布情況見表3。

表3 全尺寸試驗(yàn)流場(chǎng)總壓的不均勻度

從表中可見，當(dāng)速度系數(shù)低于0.3時(shí)，流場(chǎng)不均勻度在1%以下；當(dāng)速度系數(shù)增大到0.3以上時(shí)，流場(chǎng)不均勻度超過1%，這與矩形試驗(yàn)流場(chǎng)的不均勻度具有相同的變化趨勢(shì)。

4.2 不同布局試驗(yàn)件流阻系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果

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

圖3 不同布局試驗(yàn)件流阻系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化曲線

從圖中可見，在表1各狀態(tài)下，對(duì)應(yīng)試驗(yàn)件雷諾數(shù)（特征尺寸為試驗(yàn)件最大橫截面當(dāng)量直徑）為7.4×104～2.3×105時(shí)，A1和A2的流阻系數(shù)都隨著雷諾數(shù)的增大而增大。

上述2種布局的試驗(yàn)件流阻系數(shù)在0.07～0.18范圍變化，由于氣流流經(jīng)A2后端的噴桿時(shí)產(chǎn)生額外的阻力損失，因此A2的流阻系數(shù)大于A1的。

4.3 不同堵塞比試驗(yàn)件流阻系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果

5 種試驗(yàn)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(yàn)件的流阻系數(shù)隨著雷諾數(shù)的變化曲線如圖4所示，試驗(yàn)件流阻系數(shù)為減去空管道后的流阻系數(shù)。

圖4 不同堵塞比試驗(yàn)件流阻系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化曲線

從圖中可見，在表1各狀態(tài)下，試驗(yàn)件堵塞比為0.005～0.025時(shí)，試驗(yàn)件的流阻系數(shù)不大于0.09。

對(duì)于試驗(yàn)件B1，其雷諾數(shù)為4.1×104～1.2×105時(shí)，其流阻系數(shù)約為0，且出現(xiàn)了負(fù)值，說明試驗(yàn)件B1的流阻系數(shù)很小，由于試驗(yàn)中的測(cè)試儀器（總壓掃描閥）在工作過程中存在一定的波動(dòng)（電噪聲），氣流流經(jīng)試驗(yàn)件產(chǎn)生的阻力變化小于這種幅值造成，此時(shí)試驗(yàn)件的流阻系數(shù)已經(jīng)超出了試驗(yàn)測(cè)量精度范圍。

試驗(yàn)件雷諾數(shù)為6.1×104～1.6×105時(shí)，試驗(yàn)件B3、B4和B5的流阻系數(shù)均隨雷諾數(shù)的增大而增大；試驗(yàn)件雷諾數(shù)為6.1×104～1.5×105時(shí)，對(duì)于試驗(yàn)件B2、B3、B4和 B5，隨著試驗(yàn)件堵塞比的增大（0.010增至0.025），試驗(yàn)件的流阻系數(shù)也逐漸變大。這是由于在其它條件相同時(shí)，試驗(yàn)件堵塞比越大，氣流流經(jīng)試驗(yàn)件時(shí)產(chǎn)生的擾動(dòng)越大，即旋渦區(qū)域越大，產(chǎn)生的流阻損失越大，因此試驗(yàn)件的流阻系數(shù)隨著其堵塞比的增大而增大。

4.4 不同粗糙度試驗(yàn)件流阻系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果

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

從圖中可見，在表1各狀態(tài)下，對(duì)應(yīng)試驗(yàn)件雷諾數(shù)（特征尺寸為試驗(yàn)件最大橫截面當(dāng)量直徑）為5.7×105～1.7×106時(shí)，總體來看，試驗(yàn)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(shù)均隨雷諾數(shù)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(yàn)件流阻系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化曲線

5 數(shù)值模擬結(jié)果

以試驗(yàn)件A1為例，利用Fluent軟件對(duì)氣體流過試驗(yàn)件的過程進(jìn)行數(shù)值模擬，試驗(yàn)件進(jìn)口總壓測(cè)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(nèi)壁面為邊界，以出口截面為計(jì)算出口。湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-epsilon湍流模型，近壁面處選用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，進(jìn)口選用壓力進(jìn)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(shù)為0.3。入口總溫為373 K時(shí)流體流過試驗(yàn)件時(shí)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(shí)，模擬計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見表4。

圖6 流體流過試驗(yàn)件時(shí)的速度矢量（XZ截面）

圖7 流體流過試驗(yàn)件時(shí)的速度（XZ截面）

圖8 流體流過試驗(yàn)件時(shí)的速度（XY截面）

圖9 流體流過試驗(yàn)件時(shí)的壓力（XY截面）

從圖6～9中可見，當(dāng)氣流流經(jīng)圓柱形試驗(yàn)件時(shí)，由于試驗(yàn)件的阻擋作用，在試驗(yàn)件的后端形成漩渦，流體在試驗(yàn)件前端處速度幾乎為0，在柱體前半部分是減速增壓流動(dòng)，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(duì)出口壓力場(chǎng)和速度場(chǎng)產(chǎn)生一定影響。數(shù)值計(jì)算得到的速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)符合實(shí)際情況。

表4中試驗(yàn)溫度和壓力參數(shù)通過布置在流場(chǎng)中的受感部測(cè)得，并對(duì)各測(cè)點(diǎn)進(jìn)行加權(quán)平均得到，數(shù)值計(jì)算中的溫度和壓力等參數(shù)是對(duì)整個(gè)流場(chǎng)進(jìn)行加權(quán)平均得到，進(jìn)而計(jì)算得出流阻系數(shù)。從表中可見，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果得到的流阻系數(shù)的相對(duì)誤差均在2%以內(nèi)，同時(shí)考慮數(shù)值計(jì)算數(shù)據(jù)和試驗(yàn)數(shù)據(jù)提取方式不同，說明數(shù)值計(jì)算結(jié)果在一定程度上是可信的，可以使用該方法計(jì)算模擬試驗(yàn)件的流阻系數(shù)。

6 結(jié)論

（1）空管道流阻系數(shù)隨著管道入口雷諾數(shù)的增大而增大，流場(chǎng)不均勻度隨著速度系數(shù)的增大而增大，當(dāng)速度系數(shù)低于0.3時(shí)，流場(chǎng)不均勻度在1%以下，當(dāng)速度系數(shù)增大到0.3以上時(shí)，流場(chǎng)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(shù)不大于0.09；

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

（4）數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果得到的流阻系數(shù)相對(duì)誤差在2%以內(nèi)，表明數(shù)值模擬方法可以較為真實(shí)地模擬流體流經(jīng)試驗(yàn)件時(shí)產(chǎn)生的阻力。