燃气轮机高温升燃烧室一体化双流路喷嘴设计研究

扈鹏飞 王琦

（中国航空研究院，北京 100029）

1 概述

燃油喷嘴是燃气轮机燃烧室的关键部件, 对燃气轮机性能起着重要的作用。适合的喷嘴流量特性保证燃烧室在额定的油气比下工作，是燃烧室正常工作的基本条件，同时，各喷嘴间流量的均匀度也是影响燃烧室性能特别是出口温度场的重要因素；另一方面，喷嘴的雾化特性也对燃烧室性能有重要影响，包括：燃烧室最小点火能量与索太尔平均直径成正比；粗大的油滴可能能穿过燃气到达壁面,引起壁面局部过热、蚀积焦,造成燃烧效率降低；喷雾锥角很大程度上决定了燃料在燃烧空间中的分布等。

离心式喷嘴是国内外现役航空发动机中广泛使用的一种燃油喷嘴, 大量的学者对其进行了广泛细致的研究。早在1944 年，前苏联的阿勃拉莫维奇就提出了离心喷嘴的简化物理模型，并推导了流量和喷雾锥角的计算公式，但此模型未考虑粘性作用和喷嘴结构形式影响，随后，吉洪诺夫、傅维标、杨立军等许多研究者，也进行了深入研究，在对其模型进行了许多修正和补充的基础上，还提出了如喷口长度等一些其它的影响因素。对于离心喷嘴的雾化特性，已经有许多研究者进行了深入的研究, 如Simmons 提出平均直径及分布指数是影响离心喷嘴液滴尺寸分布的两个参数，金如山提出雾化平均直径d32和喷嘴直径的平方根成正比，Takahashi 等实验研究了脉冲式供油离心喷嘴雾化油滴速度分布，杨立军等人采用高速照像方法研究了离心喷嘴喷雾场轴向速度分布等等。

本文针对燃气抡起高温升燃烧室，根据典型的设计输入，研究了主副油路流路匹配方案，关键元件的性能参数计算和设计，得到了完整的双油路离心喷嘴设计方法，完成了一个典型双流路喷嘴的方案设计。

2 典型高温升燃烧室设计要求

一般来说，燃油喷嘴主要设计要求如下：

a.主要工作状态下的燃油流量；

b. 雾锥角度和雾化质量；

c. 满足最大供油；

d. 满足强度要求；

e. 外形尺寸和重量满足要求。

表1 是一个某燃气轮机燃烧室给出的喷嘴流量设计要求，本文主要以此为目标开展方案设计研究。

燃烧室各主要状态供油如表1 所示。其中，状态1 为设计点状态2 为慢车点，状态2 为最大状态点。

3 方案设计研究

3.1 总体方案设计

为满足表1 中喷嘴的使用要求，从以下几个方面考虑确定总体方案：

3.1.1 由表1 可知，喷嘴最大供油量和慢车供油量之比达到了18.5，为了实现如此大范围的油量调节，采用双油路喷嘴是最佳的方案选择；流量小时采用小流量数喷雾器（副喷嘴），大流量时增加大流量数喷雾器（主喷嘴）。

3.1.2 大、小流量喷雾器采用同心圆布局，从而在结构上实现供油、主、副喷嘴统一。

3.1.3 采用一个定压活门，分隔大流量喷雾器和小流量喷雾器起动压力，使得小状态时大流量喷雾器不启动。

3.1.4 由于实际过程中需要考虑喷嘴的密封性要求，需设置一定的燃油喷嘴开启压力，所以，在燃油总管后增加开启活门。

设计总体燃油流路方案如图1 所示。

图1 双油路喷嘴流路

3.2 主副油路流量特性匹配研究

3.2.1 匹配过程分析

为了达到最佳的燃烧性能，综合考虑以往经验和慢车/设计点燃油流量比，认为：

a.设计点主副油路流量分配为9：1 左右合适；

b.在慢车点主活门不开启。

慢车点全部副油路供油，若设定了副喷雾器的流量数FN1，可得到慢车点供油压力P1：

对于副喷雾器，由于其在慢车及以下的雾化对燃烧室点火/熄火性能有重要影响，因此，喷嘴设计中应该特别强调小状态下副喷雾器的雾化。喷雾器的喷雾器油压和流量数的关系：

此时主油路燃油流量Q2，依此可以计算主喷雾器的流量数FN2：

其中，Ps是活门开启压力。

于是，喷嘴的流量特性可由副喷雾器的流量数来初步估计。从而可以通过计算得到最大流量是喷嘴对应的最大供油压力Pmax。通过以上公式可计算SMD、P2、FN2、Pmax与FN1 的关系。

3.2.2 结果及讨论

图2 所示为慢车点副喷雾器流量数和索太平均直径的关系。如图所示，随之流量数FN1 增大，慢车点SMD 增加，喷嘴雾化效果变差。考虑到以往工程经验，设计中应取SMD 小于32μm，FN1 小于44。

图2 慢车点FN1 与SMD 的关系

图3 是计算得到的副喷口流量数FN1 和喷嘴各性能参数的关系。其中Pmax是喷嘴所需最大供油压力。如图所示，随着副喷嘴流量数FN1 增加，由于慢车点和设计点副油路供油量一定，因此此时总油压和活门的开启压力减小，而为了保证喷嘴流量，需要增大主喷雾器的流量数FN2。从雾化角度来说，供油压力越大，喷口的压降越大，雾化效果越好，特别是副喷雾器，由于没有气动雾化，其雾化效果和喷口压降有直接关系，然而油泵的供油压力有限，在考虑到设计裕度，喷嘴的最大供油压差应该在3.5MPa 左右，对应图4 中可知，FN1>40 能满足要求；在一定的范围内选择FN1 都是合理的。在初步方案设计过程中，考虑实际活门的压降，主活门漏油等因素影响，参考以往设计经验，初步选定FN1=42，基于此可以计算出其它参数，如表2 所示。

图3 FN2、P2 和Pmax 与副喷嘴喷雾器流量数（FN1）的关系

表2 初步计算结果

3.3 流路元件方案分析

喷嘴流量特性主要由主副喷雾器及主油管三个流路元件确定，喷嘴的雾化和张角则由主副喷雾器确定。

3.3.1 副喷雾器

如图4 所示，作为离心喷嘴，副喷嘴的流量特性可以用阿勃拉莫维奇理论评估，离心喷嘴在最大流量下的流量特性与喷嘴几何特征参数A 有关：

图4 喷雾器阿勃拉莫维奇公式模型

喷嘴有效截面系数ε 与其几何特征参数A 关系为

通过有效截面系数和几何特征参数，可以得到喷嘴的流量系数：

根据阿勃拉莫维奇的模型，在旋流器半径确定的情况下，副喷雾器的流量数FN1 由旋流槽面积F1、旋流槽角度θ 和喷口直径d 确定，如图5～7 所示为三个参数与喷嘴流量数的关系。由图可见，喷嘴流量随旋流槽角度增大而减小，随旋流槽面积和喷口直径增加而增大，其中喷口直径对流量特性影响最大，而油槽角度影响最小。对于喷口直径，根据图5～7 的结果，参考已有经验，选定为0.88mm。按照流量数42 的要求，开展设计，得到主要参数包括喷口直径为0.88mm，油槽的外径为6mm，在50°油槽角度下，有效流通面积为0.233m2。

图5 喷口直径对副喷雾器流量数的影响

图6 油槽面积对副喷雾器流量数的影响

图7 油槽角度对副喷雾器流量数的影响

3.3.2 主油管

燃油在喷嘴壳体内的流动是管内流动，其沿程流动损失其压力损失可采用以下公式计算：

其中Re 是雷诺数，L 是管长，u 是流速，ρ 是流体密度，d是直径。油管内径大，会导致油管直径相应增大，从而影响主流气流流动，油管内径过小，则油管内的油压损失会急剧增大，因此应该在避免油压损失过大的基础上，尽量减小油管内径。由图8 可见，在d＝3.6mm 时，油压损失较小，如果继续减小油管内径，则损失增加较快，因此，选择油管内径为3.6mm。

图8 主油路流量和油管压降的关系

3.3.3 主喷雾器

由于主喷嘴旋流器与副喷嘴旋流器一体化设计，主喷嘴出口面积大，根据燃烧室设计输入，主喷嘴出口直径超过20mm，因此喷雾器的节流位置在旋流槽，这与通常喷雾器节流位置在喷口不同，此时，采用基于喷口节流假定的阿勃拉莫维奇公式并不合适。分析认为，对于此类喷雾器，采用伯努利方程可评估其流量特性，本文通过试验验证了以上分析结果，试验主喷雾器流量计算与试验值比较表明，油压大于1.5MPa 时，喷雾流场建立，计算误差基本在6%以内。可见，采用这种方式来计算主喷雾器流量，进行主喷雾器设计是可行的。以此设计主喷雾器主要参数，规整后得到主要参数包括喷口直径为21mm，外径为27mm，由此得到的有效流通面积3.73m2，喷嘴流量数为680。

3.4 设计结果

设计结果为喷嘴慢车点主活门不开启，供油压力约为0.8MPa，活门的开启压力为0.95MPa；在设计点油压为2.6MPa，主副油路流量比为8.5：1；喷嘴最大供油压力为3.3MPa。

4 结论

本文完成了开展了一体化的双流路喷嘴设计技术研究，得到了某燃烧室双旋流喷嘴方案设计，得到主要结论如下：

4.1 喷嘴性能在慢车附近主要取决于副喷雾器，通过小状态雾化要求和喷嘴最大供油压力的限制，选择副喷雾器是喷嘴设计关键。

4.2 副喷雾器的流量特性主要由其旋流器油槽面积，角度和喷口直径决定，其中，喷口直径对副喷雾器流量影响最大。

4.3 随着副喷雾器流量数增加，喷嘴所需最大供油压力下降，但同时需要增大主喷雾器流量数，牺牲喷嘴雾化性能。

4.4 在满足设定流量需求的条件下，副喷雾器特性在一定范围内都是可选的，方案设计中需要参考其他要求和经验。

4.5 副喷雾器的流量特性可以由阿勃拉莫维奇公式计算，而主喷雾器的流量特性由其油槽决定，直接应用伯努利方程计算。