于婷婷，朱 宇，杜 成，包東冉，田俊沖，王 慧

（中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽110015）

0 引言

燃燒室是航空發(fā)動機中必不可少的部件之一，可靠點火及起動、在寬廣工況范圍內火焰穩(wěn)定和在慢車工況下急減油門不熄火是燃燒室設計的基本要求[1-3]。利用漩渦流動形成回流區(qū)是燃燒室中穩(wěn)定火焰最有效的方法，同時，漩渦流動能促進燃油與空氣的混合。旋流的產(chǎn)生通常使用旋流器實現(xiàn)，目前對旋流器的研究已發(fā)展到多級旋流器配合工作，主燃區(qū)流場的調節(jié)和控制參數(shù)增多，燃油霧化和火焰筒內部流場也變得復雜[4]。

雙環(huán)預混旋流（Twin Annular Premixing Swirler，TAPS）燃燒室是應用3 級旋流器的典型代表，是1 種具有廣闊應用前景的低污染燃燒室方案[5]。TAPS 燃燒室是GE 公司為CFM56-7、GE90 和GEnx 發(fā)動機研發(fā)的1 種低排放燃燒室[6-10]，其預燃級采用同向雙級旋流器將預燃級文氏管形成的油膜進行霧化；主燃級采用1 個軸向或徑向旋流器，將主燃級燃油直接噴射到高速流過主燃級預混通道的氣體中，形成良好霧化后，與主燃級的空氣進行混合后進入燃燒區(qū)。通過主燃級和預燃級的配合以及燃燒室頭部各部件參數(shù)的調整，產(chǎn)生不同的旋流強度和流場，獲得不同的燃燒室特性。旋流數(shù)是1 個旋流器的切向力矩和軸向推力的比值，是表征漩渦流動最重要的1 個參數(shù)[2]。Dinesh 等[11]通過計算得出旋流數(shù)對旋流器下游流場及燃燒性能有很大影響的結論。旋流器的葉片角度是影響旋流數(shù)的主要參數(shù)之一，對于組合旋流形式形成的旋流器下游旋流場，旋向組合是最大的影響因素[2]。劉愛虢等[6]就旋流器旋流角度對燃燒室特性的影響開展了試驗研究，研究表明,值班級旋流角增大，有利于點火特性的改善。除旋流器的影響外，燃燒室的流量分配比例也對其性能的好壞起到較大的影響，謝法等[12]通過試驗研究發(fā)現(xiàn)，在主燃孔總進氣面積不變時，增加主燃孔的個數(shù)有利于拓寬貧熄邊界。

點火和熄火油氣比是判定燃燒室穩(wěn)定性的重要參數(shù)[13]。本文以TAPS 燃燒室為研究對象，通過試驗研究主燃級旋流器葉片角度、旋轉方向和多斜孔壁火焰筒冷卻孔的偏轉角等參數(shù)對TAPS 燃燒室點、熄火性能的影響，以獲得燃燒室貧油點、熄火油氣比來考察燃燒室的穩(wěn)定性。

1 試驗件方案設計

試驗對象為主要由預燃級雙旋流器、主燃級徑向旋流器、多斜孔壁火焰筒、機匣和點火器等組成的單頭部燃燒室。其中，預燃級雙旋流器均為軸流葉片旋流器，主燃級旋流器為徑向葉片旋流器。預燃級燃油噴射采用離心噴嘴，主燃級燃油采用多個小孔直接噴射。試驗設備及試驗件如圖1 所示，燃燒室內部結構如圖2 所示。

圖1 試驗設備及試驗件

圖2 燃燒室內部結構

研究中只改變主燃級旋流器和火焰筒冷卻孔的結構，研究方案共12 個。包括盡量保持其他參數(shù)不變，通過改變旋流器葉片角度以改變旋流數(shù)的3 個方案；對應3 個旋流數(shù)只改變旋流相對方向的3 個方案；改變火焰筒冷卻孔偏轉角的2 個方案分別對應改變旋流器的6 個方案。

各研究方案的參數(shù)對比見表1。表中，SDM（Swirling Direction of Main Stage）為主燃級旋流器旋向（順航向）；SDP（Swirling Direction of Pilot Stage）為預燃級雙旋流器旋向（順航向）；α 為孔傾角；β 為偏轉角（順航向順時針為正）；Sn為旋流數(shù)；ΔSn為旋流數(shù)的變化量。

表1 試驗件方案參數(shù)

旋流數(shù)的計算式為

式中：uV為氣流進入切向通道時的流體速度；αV為葉片角度；bs為葉片寬度；hs為厚道高度；Reo為出口環(huán)形通道的外徑；Rei為出口環(huán)形通道的內徑；Rsi為氣流進入出口通道的平均入射半徑；n 為葉片數(shù)；U 為通道出口中心處的氣流軸向速度；Ae為出口環(huán)形通道面積；AV為葉片喉道面積。

從式（1）中可見，幾何結構只改變主燃級旋流器的葉片角度αV時，除自身改變外還引起Rsi的改變，最終導致旋流數(shù)Sn的不同。

2 種火焰筒冷卻孔方案的結構如圖3 所示。2 種火焰筒除壁厚和冷卻孔的開孔方向不同外，冷卻孔的孔徑、長徑比、開孔數(shù)量及開孔位置等均相同。

圖3 火焰筒冷卻孔結構

2 試驗系統(tǒng)

地面點火和慢車貧油熄火試驗系統(tǒng)如圖4所示。整個試驗系統(tǒng)主要由進氣系統(tǒng)、試驗段、排氣系統(tǒng)、燃油系統(tǒng)和測試系統(tǒng)組成。

圖4 試驗臺系統(tǒng)

進氣系統(tǒng)主要由調節(jié)閥、來氣溫度調節(jié)系統(tǒng)、流量測量段等組成；試驗段主要由前測量段、試驗件、后測量段組成；排氣系統(tǒng)主要由噴水冷卻段、調節(jié)閥、引射排氣段和消音塔組成；燃油系統(tǒng)主要由儲油罐、油泵、進油和回油油路、電磁閥、質量流量計、壓力變送器等組成；測試系統(tǒng)主要由采集和數(shù)據(jù)處理用計算機、1000A-TC、壓力掃描閥、壓差掃描閥、變送器等測試儀器組成。

在前測量段對稱布置2 支2 點的總壓受感部實現(xiàn)進氣總壓P*3的測量，測量精度為±0.5%，調節(jié)精度為±1%；在前測量段對稱布置2 支單點的T 偶溫度受感部（點火）/2 支單點的K 偶溫度受感部（熄火）實現(xiàn)進氣總溫T*3的測量，測量精度為±1.0%，調節(jié)精度為±5 K；進氣流量W3采用標準流量孔板進行測量，其中流量計算用的孔板前靜壓和孔板前、后壓差以及來流溫度的測量分別采用壓力掃描閥、壓差掃描閥和Pt100 溫度變送器完成，測量精度為±1.0%、調節(jié)精度為±3 g/s；燃油流量Wf的測量采用質量流量計實現(xiàn)，測量精度為±0.5%、調節(jié)精度為±0.3 g/s；在后測量段正對燃燒室出口中心位置布置1 支單點S 偶總溫受感部實現(xiàn)出口燃氣溫度T*4的測量，測量精度為±1.0%。

3 點火試驗

3.1 試驗方法

進行點火試驗時，根據(jù)表1 中1～12 號12 個試驗件方案，給定燃燒室進氣總壓、溫度和流量，采用先供油后點火的試驗程序，通過逐步調整燃料流量的方法得到貧油點火邊界。在試驗中，主油路不供油，僅副油路供油。

由于該燃燒室無單向控制活門，電磁閥到燃油噴嘴間的油路充滿即燃油穩(wěn)定需要一定的時間，根據(jù)試驗驗證確定先供油6 s，其后點火器工作5 s，著火并穩(wěn)定燃燒21 s 后試驗件開始冷吹，冷吹至少30 s 待燃燒室冷卻至原始狀態(tài)后方可進行下一輪點火，點火試驗的每個工作過程均由可編程邏輯控制器（Programmable Logic Controller，PLC）自動控制，點火時序如圖5 所示。

圖5 點火試驗PLC 時序設置

若燃燒室的溫升大于80 ℃，且點燃后火焰穩(wěn)定時間超過20 s，視為單次點火成功。每個狀態(tài)點重復試驗3 次，若3 次試驗均點火成功，則此狀態(tài)點為點火成功點；若3 次試驗點火均未點火成功，則此狀態(tài)點為點火失敗點；其余情況為點火成功與失敗的過渡點。

3.2 試驗結果

在試驗過程中，受設備調節(jié)精度的影響，每次點火試驗的進口參數(shù)存在一定偏差，為消除進口參數(shù)不一致對試驗結果的影響，通過Lefebvre 的貧油點火油氣比公式（式（2））中的氣動參數(shù)項對點火油氣比進行了修正[14-15]，將所有試驗結果均模化至進口空氣總溫300 K，進口空氣總壓110 kPa，進口空氣流量分別為W3、1.2 W3、1.4 W3、1.6 W3、1.8 W3下的結果，便于對比分析。

式中：等號右邊第1 項包含通過某燃燒室點火試驗得到的常數(shù)B（該數(shù)值取決于燃燒區(qū)域的幾何尺寸和混合特征，同時也取決于主燃區(qū)的空氣流量）和燃燒體積VC；第2 項代表燃燒室的工作狀態(tài)，只與燃燒室的進口空氣質量流量m˙、總壓P3和總溫T3有關；第3 項與燃料特性相關，包括平均液滴直徑Dr、有效蒸發(fā)常數(shù)λr和燃料的熱值Hr。

本文主要研究旋流器葉片角度、旋流方向和火焰筒開孔方式對點熄火性能的影響，重點為點熄火邊界的變化趨勢，故邊界曲線的坐標值以基準值方式表示。W3和FAR分別是以某燃燒室進氣流量和某油氣比為基準繪制的邊界曲線。

燃燒室方案1～6 的地面點火邊界曲線如圖6所示。

從圖中可見，預燃級旋流器與主燃級旋流器旋流方向相反且火焰筒冷卻孔偏轉角的旋向與主燃級旋流器旋流方向相同時，地面點火性能優(yōu)于預燃級旋流器與主燃級旋流器旋流方向相同但與火焰筒冷卻孔偏轉角的旋向相反時。主燃級旋流器旋流數(shù)的改變對燃燒室的點火性能沒有明顯影響。

燃燒室方案7～12 的地面點火邊界曲線如圖7所示。

從圖中可見，當火焰筒壁面冷卻孔偏轉角為0°時，燃燒室地面貧油點火邊界對旋流器的旋轉方向不敏感。

在圖6、7 中，各方案的地面點火邊界曲線趨勢一致。隨著進口空氣流量增大，點火油氣比逐漸減小，從基準流量W3到1.2 W3狀態(tài)點的貧油點火油氣比變化梯度要大于后續(xù)試驗狀態(tài)點的。這是因為在進氣流量較小時，在同樣的油氣比下，空氣流量增大，則噴嘴的流量加大，噴嘴壓降增大，使其霧化性能得到改善，有利于點火；當空氣流量繼續(xù)增大時，空氣流速的增大引起火花、火團對流散熱增大，不利于核心火團的形成和火焰?zhèn)鞑?，從而使點火的油氣比變化趨于平緩。

當旋流器旋向（順航向）為順時針時，葉片安裝的3 個不同角度配合不同的火焰筒方案的地面貧油點火邊界曲線分別如圖8 所示。試驗證明，當預燃級旋流器和主燃級旋流器的旋向相反時，火焰筒冷卻孔由帶復合角的斜切孔改為軸向斜切孔后，地面貧油點火油氣比變大，即點火性能變差，在小流量狀態(tài)下變化最明顯。

圖6 方案1～6 點火邊界曲線

圖7 方案7～12 點火邊界曲線

當旋流器旋向（順航向）為逆時針時，葉片安裝的3 個不同角度配合不同的火焰筒方案的地面貧油點火邊界曲線如圖9 所示。試驗證明，當預燃級旋流器和主燃級旋流器的旋向相同時，火焰筒冷卻孔由帶復合角的斜切孔改為軸向斜切孔后，地面貧油點火油氣比變化不明顯。

圖8 方案1～3 與方案7～9點火邊界曲線

圖9 方案4～6 與方案10～12 點火邊界曲線

對比圖8、9 可知，旋流器的旋向與火焰筒冷卻氣膜的旋向共同影響了燃燒室貧油點火邊界。這是因為旋流器的旋向和火焰筒冷卻孔的旋向共同影響了燃燒室的流量分配比例。根據(jù)數(shù)值模擬結果，當帶復合角的斜切孔火焰筒與旋向相反的旋流器配合且冷卻孔旋向與主燃級旋流器旋向相同時，預燃級旋流器的空氣量分配比例較與旋向相同的旋流器配合時的大11.3%。在燃燒室進口空氣流速較低時，制約燃燒室點火性能的是燃油的霧化質量。預燃級旋流器空氣量增大有助于低速下的燃油霧化，故本文對帶復合角的斜切孔火焰筒，預燃級和主燃級旋流器旋向相反方案的綜合點火性能優(yōu)于旋向相同方案的，且進氣流量較小時效果尤為明顯。

帶軸向斜切孔的火焰筒無論與旋向相反的旋流器配合，還是與旋向相同的旋流器配合，預燃級旋流器的空氣量分配比例變化均較小，不足以影響燃燒室的點火性能，故點火邊界差別不大。

4 熄火試驗

4.1 試驗方法

以表1 中的7～12 號6 個試驗件方案為研究對象，通過逐漸減少燃油供油量，直至燃燒室熄火的方法進行貧油熄火試驗。

在減油過程中，緩慢調節(jié)燃油流量，同時保證燃燒室進口空氣參數(shù)（總溫、總壓和流量等）不變。減少燃料流量后60 s 內，燃燒室出口的溫升低于20 ℃視為熄火。熄火時的油氣比即為貧油熄火油氣比，每次貧油熄火試驗重復進行3 次，貧油熄火油氣比取3 次的平均值。

4.2 試驗結果

在試驗過程中，受設備調節(jié)精度的影響，試驗件各進口參數(shù)與要求狀態(tài)存在一定程度偏離，為消除進口參數(shù)的不同對試驗結果的影響，通過Lefebvre 的貧油熄火油氣比計算關系式（式（3））中的第2 項對貧油熄火油氣比進行了修正[14-15]，將所有試驗結果均?；癁橥宦嚑顟B(tài)下的結果，便于進行對比分析。

式中：常數(shù)A 是通過某燃燒室熄火試驗得到的（該數(shù)值取決于燃燒區(qū)域的幾何尺寸和混合特征，同時也取決于主燃區(qū)的空氣流量）。

方案7～12 的熄火油氣比如圖10 所示。

從圖中可見，火焰筒冷卻孔為軸向斜切孔時，預燃級旋流器和主燃級旋流器旋向相反方案的慢車貧油熄火性能均優(yōu)于旋向相同方案的慢車貧油熄火性能。

圖10 方案7～12熄火油氣比

5 結論

（1）在一定進氣流量范圍內，點火邊界的油氣比隨進氣流量的增大逐漸減小，且在小流量時減小速度最快；

（2）主燃級旋流器葉片角度對燃燒室的點火性能影響不大；

（3）火焰筒冷卻孔為帶復合角的斜切孔且旋向與主燃級旋流器旋向相同時的點火性能優(yōu)于二者旋向相反時的點火性能；

（4）預燃級旋流器與主燃級旋流器旋向相反時，火焰筒冷卻孔為帶復合角的斜切孔且旋向與主燃級旋流器旋向相同時的點火性能優(yōu)于帶軸向斜切孔的點火性能；

（5）預燃和主燃級旋流器旋向相同時，冷卻孔的結構對點火性能無明顯影響；

（6）火焰筒冷卻孔為軸向斜切孔時，主燃級、預燃級旋流器旋向相反的慢車貧油熄火性能均優(yōu)于旋向相同的慢車貧油熄火性能。