0   引　言

涡轮叶片受到燃烧室出口热斑、高湍流度、旋流流场等因素的影响，工作环境十分恶劣。目前大量研究集中在设置单一入口条件^[1-3]，通过局部电加热方法以及入口扰动结构等，研究温度畸变、湍动能水平和进气方向等因素对涡轮叶片传热的影响，以指导冷却结构的优化设计，然而这与真实多部件系统中涡轮导叶上游复杂的入口条件不相符。随着先进航空发动机燃烧室朝着高温升、高紧凑的目标不断发展，头部进气量不断增大，燃烧室出口温度进一步提高，强湍流特性更加明显，燃烧室出口非定常热斑对涡轮叶片冷却结构设计的影响更加突出，关于燃烧室与涡轮的强耦合作用的研究日益迫切^[4]。

设计建设燃烧室与涡轮一体化的实验平台是开展耦合作用研究的基础。耦合系统可模拟并重现涡轮上游的真实热斑条件，能够更全面地考虑湍流强度和入口旋流因素，相较于传统热斑模拟方法具有明显优势。同时耦合系统还能够为数值计算方法提供数据支持，有助于揭示耦合系统中燃烧室内的气热性能变化规律以及涡轮通道内的热斑迁移过程。目前国外已建成多个实验平台，德国宇航中心^[5]、牛津大学^[6]、达姆施塔特工业大学^[7]等建立了全环燃烧室和1.5级涡轮的耦合实验台，能够在接近真实发动机工况的级环境下进行实验，开展燃烧室与涡轮的气热性能和耦合匹配研究，但也存在成本较高、测试难度大等问题。多头部燃烧室与涡轮一体化实验平台相对全环燃烧室和涡轮耦合实验平台成本较低、测试更加友好，是开展实验室尺度耦合系统研究的更优选择。现有较为成熟的多头部耦合系统实验平台，如佛洛伦萨大学^[8]搭建的三头部六导叶的扇形实验平台，牛津大学^[9]搭建的两头部四导叶的矩形实验平台，能够开展旋流和湍流综合作用下涡轮流道内气热参数对冷却性能的影响研究。国内现有针对耦合系统的实验研究仍处于起步阶段，浙江大学设计搭建了TurboCombo实验平台^[10]，开展了涡轮导叶影响下环形点火和热声不稳定性的研究，此外未见耦合系统实验平台的相关报道。

现有针对耦合系统的实验大多着眼于指导涡轮的结构设计，为此通常在无反应条件下进行热斑模拟，并对燃烧室的各结构进行简化。由于电加热模拟方法相较燃烧态缺少化学反应放热产生的气流升温膨胀过程，电加热模拟方法需要控制燃烧室主流进气与二股道冷却进气的温比以模拟燃烧热斑，同时通过在旋流器下游增加延伸段结构的方式，达到减少旋流过早耗散和模拟强旋流特征的效果。Koupper^[11-12]、Bacci^[13]等以佛洛伦萨大学的三头部扇形燃烧室为对象，开展了是否增加延伸段和延伸段长度对燃烧室内传热流动特性和燃烧室出口的旋流性能的影响；Hall等^[14]以牛津大学1.5级涡轮耦合实验平台的燃烧室为对象，通过优化设计旋流器和延伸段结构，改变燃烧室内旋进涡核结构，得到了相对稳定的温度场分布。相关研究可为设计具有先进贫燃燃烧室出口强旋流特征的热斑模拟器、建立耦合系统中的热斑模拟方法提供经验，为开展涡轮气热研究和结构优化打下基础。

本文采用更加真实的多级旋流器和火焰筒结构，设计搭建了带涡轮导叶的三头部模型燃烧室，通过在旋流器下游增加旋流保持延伸段结构，开展了热斑模拟实验。在实验中通过位移机构，获得了电加热旋流热斑模拟器结构下的燃烧室出口温度分布。结合数值计算方法，探究了耦合系统中燃烧室内的气热流动变化和热斑生成规律，为耦合系统中燃烧室出口热斑模拟的精细化控制奠定理论基础，实现对热斑特性的高精度模拟与优化。

1   实验系统与设置

1.1   实验系统

本文设计并搭建了一套燃烧室与涡轮导叶一体化的三头部矩形实验台，其结构组成如图1（a）所示。燃烧室部分采用中心分级的两级反向旋流器，主燃级和预燃级进气之比设计为4∶1；火焰筒板结构实物如图1（b）所示，在燃烧室下游火焰筒高度由78 mm逐渐收缩至40 mm，并布置了12个上下对称的掺混孔结构，设计掺混孔与冷却孔进气之比为1∶1。涡轮导叶与燃烧室出口直接连接，为便于测试，涡轮导叶设计为直叶片且表面无气膜冷却孔结构，实物如图1（b）所示，设计叶片数量与头部数量之比为1∶2。

图  1  带涡轮导叶的三头部模型

Fig.  1  Three-head model combustor rig with turbine guide vanes

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实验时进气来流分为主流气和冷却气两部分，均可通过流量计单独控制流量，其中主流空气通过电加热器加温，以达到热斑模拟所需的温比。实验段下游布置电动阀用于调控实验背压，同时监测实验段出口的温度、压力条件，实验时保证入口温度变化不超过2 K。

1.2   扫描测温位移机构

与传统燃烧室出口的测试环境不同，扫描测温位移机构燃烧室出口的位置空间有限，传统固定式温度耙无法覆盖整个测量截面，而多个测点的布置方式会显著影响燃烧室与涡轮耦合界面的速度分布，从而导致测量误差。本文发展了基于高温双轴位移机构的涡轮前温度接触式测试技术，直径为3 mm的单根探针通过位移扫描实现测试平面的温度分布测量，有效的减少了大型测温耙对出口流场的干扰。位移机构的结构示意见图2，包含双维度位移电机、探针固定传动结构、核心部件水冷结构以及密封结构等，能够在高温高压环境下稳定工作。

图  2  位移机构结构示意图

Fig.  2  Schematic diagram of displacement mechanism structure

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实验测量平面位于旋流器下游184 mm（即燃烧室与涡轮交界平面）。本文通过电脑数控位移参数，水平方向相邻测点间距10 mm，竖直方向相邻测点间距4.75 mm，测量燃烧室出口120 mm × 38 mm范围内的温度分布，共包含测点117个，具体测温区域如图3所示。

图  3  测温范围示意图

Fig.  3  Temperature measurement range diagram

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1.3   工况设置

燃烧室头部气量占进气总流量的64%，通过电加热器加温，保证头部主流进气温度是内外环道冷却进气温度的1.5倍。具体实验工况如表1所示，Case A作为原始对照组，Case B、Case C分别在旋流器下游加装长度为0.75D和1.00D（D为旋流器最大外径）的旋流保持延伸段结构，延伸段结构及布置形式如图4所示。延伸段的存在能够降低各头部旋流间的干涉作用，使燃烧室出口截面保持一定的旋流强度，从而模拟先进贫燃燃烧室出口的热斑和强旋流特征^{[11, 14]}。

表  1  电加热热斑模拟实验工况表

Table  1  Electrically heated hot spot simulation experimental conditions

工况	延伸段 长度	入口流量$ {\dot{m}}_{{\mathrm{a}}}/(\mathrm{kg}\cdot {{\mathrm{s}}})$−1	主流总温$ {T}_{3}/\text{K} $	冷却气总温$ {T}_{\text{c}}/\text{K} $	出口压力$ {P}_{4}/\text{KPa} $
A	无延伸段	0.1	450	300	101
B	0.75D	0.1	450	300	101
C	1.00D	0.1	450	300	101

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图  4  热斑模拟实验旋流保持延伸段结构及布置形式

Fig.  4  Extension arrangement of hot streak simulation experiment

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1.4   计算设置

以Case A为例，计算取流体域如图5（a）所示（①～③为3个头部的编号），坐标原点位于流域中心旋流器轴线与火焰筒前缘的交点，x、y、z轴分别为周向、轴向和径向。采用Fluent Meshing进行四面体网格划分（图5（b）），对旋流器及导叶表面进行加密处理，两侧壁面采用绝热无滑移边界条件，经网格无关性验证后采用2800万的网格量进行计算。通过CFX 2020进行稳态计算，选用k–ε湍流模型、二阶迎风格式进行计算，收敛残差在10⁻⁴以下。

图  5  计算流体域与网格划分

Fig.  5  Compute domain and grid

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2   实验结果与模型验证

实验测得不同坐标点的温度，经二维线性插值得到温度分布云图，在同一工况开展多次实验发现，燃烧室出口温度分布云图有较好的重复性。取一组实验数据，获得不同工况下燃烧室出口（涡轮导叶前缘位置，y = 185 mm）温度分布如图6所示，测温区域与头部和导叶的相对位置关系如图3所示，可见在整体旋流方向的影响下，不同工况下高温区均集中在测试区域的右下方，靠近上壁面的低温区位置基本一致。取不同径向高度位置的温度曲线如图7所示，可见增加延伸段结构会使燃烧室出口截面的温度曲线表现出明显的波浪状特征，使模拟热斑的出口温度分布更接近常见燃烧态的热斑^[15]。

图  6  不同实验工况下燃烧室出口温度场分布

Fig.  6  Distribution of temperature field at combustor outlet under different conditions

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图  7  燃烧室出口不同高度位置的温度曲线

Fig.  7  Temperature variation at different height positions of combustor outlet

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统计实验与计算得到的测试区域平均温度和最高温度见表2，可以看到计算结果要高于实验值，最大误差为7.6 K，这可能是实验存在壁面散热与实验热电偶测温密度设置等多种因素协同作用的结果。增加延伸段结构后，实验与计算均发现平均温度有所升高，且最高温度在不同工况下的变化趋势一致，均在延伸段长度为0.75D时温度最高。

表  2  实验与计算平均温度和最高温度对比

Table  2  Comparison of experimental and numerical mean temperature and maximum temperature

工况	平均温度/K			最高温度/K
	Exp	CFD		Exp	CFD
Case A	389.0	396.1		400.8	403.5
Case B	389.5	397.1		402.8	405.1
Case C	389.5	396.9		402.3	403.8

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统计增加延伸段结构工况下燃烧室出口周向平均温度的径向分布情况，如图8所示，将周向平均温度T_nd无量纲化，$T_{{\mathrm{nd}}}=\left(T_{{\mathrm{rav}}}-T_{4{\mathrm{av}}}\right) / T_{4{\mathrm{av}}}-T_{3{\mathrm{av}}}$，其中$ T_{\mathrm{rav}} $为同一径向高度的周向平均温度，$ T_{\mathrm{4av}} $为燃烧室出口测试平面区域的平均温度，$ T_{\mathrm{3av}} $为燃烧室进口平面平均温度。可以看到，不同延伸段长度下，燃烧室出口周向平均温度变化趋势与实验基本一致，但周向平均温度最大值的预测不佳，后续可以通过高精度大涡模拟等方法进行验证。

图  8  燃烧室出口周向平均温度的径向分布

Fig.  8  Radial distribution of the mean circumferential temperature at the combustor outlet

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3   分析与讨论

中间头部旋流器下游中心截面和掺混孔轴心截面的周向速度和流线分布如图9（a）所示，其中黑色粗虚线为轴向零速线，以表示回流区范围。可以看到，旋流保持延伸段结构改变了中心回流区的形状，使其由“花瓣型”变成了“沙漏型”，同时将涡对限制在更靠近旋流器出口的位置。在延伸段出口外，由于限制域的扩张，回流区向下游扩张发展，中心回流区轴向长度相对增加。周向速度能够反映旋流强度的大小，可见在增加延伸段结构后，其出口能够模拟出与Case A工况相似的旋流角度特征和旋流强度。同时，增加延伸段结构能够减少燃烧室内的速度耗散，在旋流器下游更大范围内保持较高的周向速度，从而保持旋流出口的旋流强度。此外，发现不同截面上掺混孔下游的流线流向完全不同，关注掺混孔截面上掺混射流交汇位置，可以发现不同工况下掺混射流交汇的高度位置发生改变，随延伸段长度增加，交汇位置逐渐向外环偏移。图9（b）给出了不同截面上的温度分布，其中实线为400 K等温线，可以发现，延伸段结构改变了冷气射流与高温主流的混合作用。在Case A中，由于主流到达掺混孔上游时旋流强度较低，掺混射流能够完全截断主流。而在布置延伸段结构后，掺混孔射流深度明显降低，同时随着延伸段结构的增长，射流和主流的独立性更加明显，增大了燃烧室出口温度场的不均匀度。

图  9  不同工况下中间头部不同截面的周向速度、流线和温度分布

Fig.  9  Circumferential velocity, streamline and temperature distribution of different sections of the middle head under different conditions

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图10用不同颜色的实线标出了不同头部进气的空间流动轨迹，其中紫色为①号头部，黑色为②号头部，灰色为③号头部，同时标出回流区零速线等值面并通过温度染色。在旋流器作用下，经中心级旋流器进入燃烧室的气流形成了回流涡系，经外级旋流器进入燃烧室的气流绕中心回流区旋转并向下游发展，各头部产生的旋流流线逐渐向两侧呈现扩展分布态势，并产生了明显的干涉现象。在Case A工况的原始流动中，两侧头部产生的旋流在壁面影响下的周向展开距离相对中间头部有所减小，而增加延伸段结构后，Case C中各头部产生的旋流间干涉程度较小，旋流更加独立。观察不同头部旋流流线在导叶流道内的分布，可以发现，在Case B中燃烧室下游的旋流周向展开距离比无延伸段结构的Case A更大，而Case C的旋流周向展开距离最小，可见延伸段长度与混合程度并不是线性相关的，各旋流间存在复杂的混合机制。进一步分析不同头部间干涉程度以及下壁面弯折对旋流的影响作用，发现Case A的中心回流区较大，且旋流强度较小，旋流较早与下火焰筒壁面接触，从而严重削弱旋流的周向运动，导致旋流展开范围减小。Case B的中心头部旋流强度较两侧头部较小，两侧头部旋流的卷吸作用导致其旋流展开范围较大。Case C中各头部旋流强度较大，且干涉作用较小，该工况中间头部更具有周期代表性。

图  10  不同工况下的燃烧室内空间流线轨迹

Fig.  10  Spatial streamlines trajectories of combustor under different conditions

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下面将通过2个特征截面讨论不同工况下热斑生成与旋流间的作用机制。掺混孔上游截面（y = 90 mm）的温度和流线分布如图11（a）所示，可见不同工况下均存在3个明显的旋流，其主导了冷气和主流的掺混作用，增加延伸段结构后3个头部旋流中心位置无明显变化，随着延伸段增长，头部旋流的作用范围有所增大，掺混气不易进入头部旋流区。值得注意的是，近壁面区域形成了与旋向相同的大环流，特别是在不带延伸段的工况下，这可能会使头部旋流迅速耗散，同时显著影响下游掺混射流方向以及近壁面冷气迁移，进而对燃烧室出口温度场产生影响。涡旋度能够代表旋流强度，对比不同工况下该截面的旋流涡旋度分布，如图11（b）所示，图中用圆圈表示中心旋流头部产生的涡旋，用方框表示中心头部掺混射流产生的涡旋，可以看到，该截面的涡旋主要由掺混射流和头部旋流产生，在没有延伸段时头部产生的旋流强度较小，随着延伸段长度增加，头部旋流的旋流强度明显增大。

图  11  掺混孔上游截面（y = 90 mm）温度、流线和涡旋度分布

Fig.  11  Temperature, streamlines and velocity swirl strength distribution on the upstream section of mixing hole (y = 90 mm away from head)

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图12给出了轴向导叶上游25%弦长处截面（y = 175 mm）的流场信息和旋流涡旋度分布，增加延伸段结构，截面温度、流线及涡旋度分布明显不同，在Case A中，中心头部旋流对燃烧室出口的影响基本无法辨识，而增加了延伸段后，能在燃烧室出口附近处形成较强的3个头部旋流热斑。

图  12  涡轮导叶上游截面（y = 175 mm）温度、流线和涡旋度分布

Fig.  12  Temperature, streamlines and velocity swirl strength distribution on the upstream section of turbine guide vane (y = 175 mm)

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进一步统计掺混孔上游截面（y = 90 mm）和涡轮导叶上游截面（y = 175 mm）的平均涡旋度如表3所示，可见延伸段结构能够有效保持头部旋流，平均涡旋度随延伸段长度增加而增大，在掺混孔上游截面最高增大12.8%，在涡轮导叶上游截面最高增大34.5%。结合图12的温度和流线分布可以看出，延伸段结构能够有效减少不同头部之间的干涉，使燃烧室出口的涡旋度增强，在3个强旋流涡心作用下，燃烧室出口截面形成波浪状温度分布，从而能够模拟出常见燃烧态的热斑形状，并具有一定的湍流度水平。

表  3  不同截面流场的平均涡旋度对比

Table  3  Mass mean velocity swirl strength at different planes

工况	掺混孔上游截面 平均涡旋度/s−1	涡轮导叶上游截面 平均涡旋度/s−1
Case A_CFD	238.8	95.5
Case B_CFD	249.1	122.6
Case C_CFD	269.3	128.4

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下面初步讨论不同工况下涡轮导叶内的热斑迁移过程的差异。涡轮导叶内的周向速度在流道收缩作用下不断变大，而其径向速度主要受导叶入口流动条件影响，取燃烧室中心头部所对应的导叶流道内3个不同截面的径向速度和温度进行对比，如图13所示。可见布置延伸段结构后，涡轮导叶内径向速度整体增大，但延伸段长度对速度分布的影响不大。Case B与Case C的导叶入口温度分布形状基本一致，但在靠近外环一侧的低温区范围有所区别，导叶入口温度分布对导叶流道内热斑迁移过程产生明显影响，导致Case B在尾缘平面上侧表现出范围更大的低温区和更高的最高温度。

图  13  涡轮导叶流道内不同截面径向速度和温度分布对比

Fig.  13  Comparison of radial velocity and temperature distribution in different planes of turbine guide vanes flow channel

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4   结　论

本文设计并搭建了一套燃烧室与涡轮导叶一体化的三头部矩形实验台，通过在旋流器下游增加旋流保持延伸段的方式，建立了热斑模拟方法，开展了电加热旋流热斑模拟实验。实验发展了基于高温双轴位移机构的涡轮前温度接触式测试技术，获得了电加热旋流热斑模拟器结构下的燃烧室出口温度分布数据，通过数值计算验证并分析了不同延伸段结构下耦合系统中气热流动变化和热斑生成机制。主要结论如下：

1） 在电加热旋流器出口处增加旋流保持延伸段结构后，能够改变掺混射流和主流以及不同头部旋流之间的混合机制，发现当延伸段长度与旋流器最大外径相同时，中间头部旋流具有更强的独立性，中间头部更具有周期代表性。

2）在电加热旋流器出口处增加旋流保持延伸段结构后，能够产生3个旋流涡心，可模拟出旋流综合作用下的燃烧室出口常见热斑分布。

3） 随延伸段长度的增加，燃烧室出口的旋流强度增大，出口热斑分布形状发生改变，影响了涡轮导叶内的热斑迁移过程。