面積比對(duì)前可變面積涵道引射器性能影響的數(shù)值研究

陳 佳，胡文兵，肖雙強(qiáng)，伍 鑫，岳定陽(yáng)

(中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，成都 610500)

1 引言

變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)具有寬廣的工作范圍、高單位推力及低油耗等特點(diǎn)，受到國(guó)內(nèi)外科研人員及研究機(jī)構(gòu)的重視。變循環(huán)本身要求發(fā)動(dòng)機(jī)具有多個(gè)熱力循環(huán)方案，通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)涵道比、增壓比、渦輪前溫度以及流量等循環(huán)參數(shù)的變化，實(shí)現(xiàn)最優(yōu)的熱力循環(huán)狀態(tài)[1-2]。雙涵道變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)通過(guò)變幾何機(jī)構(gòu)的調(diào)節(jié)可以達(dá)到上述多個(gè)熱力循環(huán)要求，被認(rèn)為是未來(lái)最有希望的高性能動(dòng)力方案。前可變面積涵道引射器(FVABI)是實(shí)現(xiàn)雙涵道變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)熱力循環(huán)模式改變的一個(gè)重要部件，可改變核心流道及外涵道的氣流流量分配。通過(guò)調(diào)節(jié)FVABI面積開(kāi)關(guān)度來(lái)改變發(fā)動(dòng)機(jī)涵道比[3-5]，與其他可調(diào)部件相配合，可使發(fā)動(dòng)機(jī)具有大涵道比下低油耗和小涵道比下高單位推力的雙重優(yōu)勢(shì)。

早在上世紀(jì)60年代國(guó)外就開(kāi)始了變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的研究，并取得一定成果[6]。其中最具有代表性的變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)為GE公司提出的具有雙外涵變循環(huán)概念的F120發(fā)動(dòng)機(jī)，也是第一臺(tái)經(jīng)飛行試驗(yàn)驗(yàn)證的變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)[7-9]。1971年美國(guó)驗(yàn)證了雙涵道變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)，較于G4/J5渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)，其超聲速巡航耗油率下降10%，亞聲速耗油率改善達(dá)到24%[10]。國(guó)內(nèi)變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)研究起步較晚，劉增文等[11]在常規(guī)雙軸渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)性能模擬程序基礎(chǔ)上，添加了模式選擇閥(MSV)、FVABI等部件模塊，進(jìn)行了變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的數(shù)值計(jì)算。其研究表明，與設(shè)計(jì)參數(shù)相同的常規(guī)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)相比，變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)模態(tài)轉(zhuǎn)換方案可行，可有效提高發(fā)動(dòng)機(jī)在部分推力時(shí)的空氣流量，其耗油率明顯降低。劉洪波等[12]以一渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)總體結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，設(shè)計(jì)了模式轉(zhuǎn)換及結(jié)構(gòu)方案，對(duì)FVABI進(jìn)行了運(yùn)動(dòng)仿真及有限元分析，從結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)與強(qiáng)度方面確定了變循環(huán)方案的可行性。張榮等[13]基于渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)平臺(tái)，制定了變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的調(diào)節(jié)方式，并對(duì)亞聲速巡航與超聲速巡航兩種典型工況之間轉(zhuǎn)換過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值仿真，結(jié)果表明所提出的調(diào)節(jié)方式能實(shí)現(xiàn)渦噴與渦扇工作模式的平穩(wěn)轉(zhuǎn)換。王靖宇等[14]通過(guò)比較基準(zhǔn)圓筒型調(diào)節(jié)與帶波瓣型調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)的混合器性能，發(fā)現(xiàn)波瓣結(jié)構(gòu)混合器總壓損失小、外涵流通能力增強(qiáng)，但其密封結(jié)構(gòu)復(fù)雜；同時(shí)還給出了特征渦對(duì)混合效率的影響規(guī)律。根據(jù)國(guó)內(nèi)外公開(kāi)報(bào)道，針對(duì)變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的研究主要集中在整機(jī)初步性能模擬計(jì)算、總體結(jié)構(gòu)方案設(shè)計(jì)以及波瓣混合器研發(fā)，對(duì)于MSV及直推式FVABI等可調(diào)部件的氣動(dòng)與試驗(yàn)研究則較少，尤其缺乏對(duì)直推式FVABI引射特性及摻混過(guò)程機(jī)理性研究。因此，開(kāi)展直推式FVABI氣動(dòng)機(jī)理研究是一項(xiàng)很有意義和前瞻性的工作，有望為變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)可調(diào)部件的發(fā)展提供理論基礎(chǔ)和知識(shí)儲(chǔ)備。

本文采用三維數(shù)值模擬方法，在不同進(jìn)口壓比條件下，研究了面積比對(duì)FVABI流動(dòng)損失、引射性能及摻混流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的影響，可為后續(xù)變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)可調(diào)部件設(shè)計(jì)和改進(jìn)提供理論參考。

2 數(shù)值研究

2.1 計(jì)算模型及網(wǎng)格結(jié)構(gòu)

圖1 FVABI試驗(yàn)幾何模型Fig.1 Experimental geometry model of FVABI

圖1為FVABI試驗(yàn)幾何模型示意圖。模型總長(zhǎng)度L約2 m，由導(dǎo)流環(huán)、內(nèi)涵進(jìn)氣機(jī)匣、內(nèi)涵進(jìn)氣錐段、外涵支撐機(jī)匣、混合段機(jī)匣、后支撐機(jī)匣、排氣錐、排氣機(jī)匣及作動(dòng)筒相關(guān)調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)等組成。圖中：S、S0分別為FVABI可變面積調(diào)節(jié)閥的開(kāi)度和最大開(kāi)度分別為垂直氣流方向的可變和最大有效流通面積。0表示主流進(jìn)口處壁面靜壓測(cè)點(diǎn)，1～11表示混合段外涵機(jī)匣外壁面靜壓測(cè)點(diǎn)；First flow與Second flow分別表示內(nèi)、外涵通道，對(duì)應(yīng)FVABI計(jì)算模型的主、次流；Out表示FVABI主、次流混合流道出口。通過(guò)調(diào)節(jié)開(kāi)度改變AS大小控制外涵流量可實(shí)現(xiàn)涵道比的調(diào)節(jié)，下文采用面積比表示FVABI面積開(kāi)度調(diào)節(jié)。

針對(duì)軸對(duì)稱FVABI，取1/4幾何模型進(jìn)行三維數(shù)值模擬。網(wǎng)格劃分采用ICEM分塊方法，全部為結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。近壁面附近對(duì)網(wǎng)格加密處理，使y+值滿足湍流模型的要求。由于混合段剪切層內(nèi)速度梯度較大，對(duì)混合段網(wǎng)格進(jìn)行局部加密處理。經(jīng)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，最終確定FVABI模型計(jì)算網(wǎng)格數(shù)量約為320萬(wàn)，計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格分布見(jiàn)圖2。圖中，pts、Tts分別表示次流進(jìn)口總壓、總溫；ptp、Ttp分別表示主流進(jìn)口總壓、總溫；pb表示主、次流混合段出口背壓。

圖2 CFD數(shù)值模擬網(wǎng)格Fig.2 CFD simulation grid

2.2 邊界條件設(shè)置

次流與主流進(jìn)口分別對(duì)應(yīng)風(fēng)扇、核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇(CDFS)出口，計(jì)算域進(jìn)口采用壓力進(jìn)口邊界條件，給定進(jìn)口總溫、總壓；計(jì)算域出口采用壓力出口邊界條件，給定出口平均靜壓。所有壁面為無(wú)滑移、絕熱固壁邊界條件，周向設(shè)置為旋轉(zhuǎn)周期性邊界條件。計(jì)算工況為：給定背壓pb/pts為0.93；進(jìn)口壓比ptp/pts為1.5、1.3和1.2；面積比為0.20、0.40、0.56、0.80及1.00。pts給定為當(dāng)?shù)卮髿鈮?，?給出了具體的邊界條件設(shè)置。

表1 邊界條件設(shè)置Table 1 Boundary condition setting

2.3 湍流模型及驗(yàn)證

圖3 外涵壁面靜壓分布數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)值的對(duì)比Fig.3 Comparison of static pressure distribution between experiment and simulation

3 結(jié)果分析

3.1 FVABI流動(dòng)損失分析

FVABI產(chǎn)生的氣流總壓損失將直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的最終性能。為此，在保證流量的條件下對(duì)其總壓損失及變化規(guī)律進(jìn)行研究。本文總壓恢復(fù)系數(shù)采用截面質(zhì)量平均總壓參數(shù)計(jì)算，其具體定義為：

式中：σ為FVABI總壓恢復(fù)系數(shù)，分別表示混合段主、次混合流量和混合總壓，表示進(jìn)口折合流量，p*in表示主、次流進(jìn)口總壓。圖4給出了不同進(jìn)口壓比下FVABI出口總壓恢復(fù)系數(shù)隨面積比的變化規(guī)律。從圖中可知，當(dāng)面積比不變時(shí)，出口總壓恢復(fù)系數(shù)隨進(jìn)口壓比的增大而減小。這是由于FVABI總壓損失主要由摻混損失和摩擦損失組成，當(dāng)進(jìn)口壓比增大，進(jìn)口速度與混合速度差值增大，使得摻混損失和摩擦損失增加所致。此外，進(jìn)口壓比1.3與1.5之間的總壓恢復(fù)系數(shù)變化量Δσ約為進(jìn)口壓比1.2與1.3之間的2倍，表明出口總壓恢復(fù)系數(shù)與進(jìn)口壓比成線性變化關(guān)系。當(dāng)進(jìn)口壓比不變時(shí)，出口總壓恢復(fù)系數(shù)隨面積比增大而逐漸減小，這主要是因?yàn)槊娣e調(diào)節(jié)閥門打開(kāi)，主流的高能流體增加，摻混損失增大所致。實(shí)際變循環(huán)過(guò)程中，同一背壓條件下，改變面積比代表了發(fā)動(dòng)機(jī)涵道比的變化。不同進(jìn)口壓比下，F(xiàn)VABI調(diào)節(jié)閥門全開(kāi)時(shí)存在最小總壓恢復(fù)系數(shù)。

圖4 FVABI出口總壓恢復(fù)系數(shù)隨面積比的變化Fig.4 Total pressure recovery coefficient of FVABI with different area ratio

圖5 不同面積比沿順氣流方向各截面總壓恢復(fù)系數(shù)的變化(pb/pts=0.93)Fig.5 Total pressure recovery coefficient along flowing cross plane under different area ratio

圖5給出了背壓0.93時(shí)，不同進(jìn)口壓比條件下FVABI順氣流方向不同截面處的總壓恢復(fù)系數(shù)隨面積比的變化。可見(jiàn)，順氣流方向各截面處總壓恢復(fù)系數(shù)逐漸減小，但減小的速率逐漸變緩。由于在摻混初始階段主、次流速度差最大，主、次流動(dòng)量交換過(guò)程中能量耗散較快，導(dǎo)致在初始摻混過(guò)程中總壓恢復(fù)系數(shù)下降較快；但在黏性力作用下，主、次流速度差逐漸減小，摻混逐漸均勻，氣流總能量耗散相對(duì)減緩，使得順氣流方向各截面總壓損失增加的速率有所降低，總壓損失系數(shù)下降平緩。此外，由圖還可看出，進(jìn)口壓比越低總壓恢復(fù)系數(shù)越大，且順氣流方向變化平緩。摻混截面x/L=0.28～0.46之間為主要摻混區(qū)域，總壓損失急劇增加，且進(jìn)口壓比越大順氣流方向總壓恢復(fù)系數(shù)曲線斜率越大。當(dāng)截面位置x L大于0.46后，沿順氣流方向的總壓恢復(fù)系數(shù)與面積比成反比。這是由于面積比越小主流進(jìn)入外涵的空氣流量越少，摻混損失降低，截面總壓恢復(fù)系數(shù)增大。當(dāng)進(jìn)口壓比為1.2時(shí)，面積比0.80與1.00相比，沿程總壓恢復(fù)系數(shù)變化曲線基本重合；當(dāng)進(jìn)口壓比不同時(shí)，面積比0.40與0.56相比，同樣存在這種現(xiàn)象。這表明在一定面積比范圍內(nèi)，總壓恢復(fù)系數(shù)對(duì)面積比變化敏感度較低。

3.2 FVABI引射性能分析

圖6、圖7分別示出了不同進(jìn)口壓比時(shí)主、次流流量隨面積比的變化?？煽闯觯髁髁髁侩S面積比增大而增加；進(jìn)口壓比越大主流流量曲線斜率越大；面積比增加，不同進(jìn)口壓比之間的流量差值增大。次流流量隨面積比增大而減少，且面積比減小時(shí)次流流量曲線斜率逐漸減小。進(jìn)口壓比為1.5時(shí)，面積比從0.40減小到0.20過(guò)程中，次流流量基本保持不變，但主流流量持續(xù)減少。這表明隨著面積比減小，次流達(dá)到扼流狀態(tài)，而進(jìn)口壓比越大達(dá)到扼流狀態(tài)時(shí)相應(yīng)的面積比越大。

圖6 主流流量隨面積比的變化Fig.6 Main flow mass with different area ratio

圖7 次流流量隨面積比的變化Fig.7 Secondary flow mass with different area ratio

引射系數(shù)B是評(píng)估FVABI引射能力的主要參數(shù)，決定了變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)涵道比的變化特性。圖8示出了不同進(jìn)口壓比下FVABI引射系數(shù)隨面積比的變化。如圖所示，隨面積比增大，不同進(jìn)口壓比下引射系數(shù)均減小。這是由于面積比增大，主流流量增加，次流流量減小，面積比越小，進(jìn)口壓比對(duì)引射能力的影響越大。在相同面積比下，進(jìn)口壓比越小，引射系數(shù)越大，主流對(duì)次流的引射作用越強(qiáng)。

圖8 FVABI引射系數(shù)隨面積比的變化Fig.8 Ejector coefficient of FVABI with different area ratio

3.3 FVABI計(jì)算流場(chǎng)分析

圖9給出了進(jìn)口壓比1.3時(shí)，不同面積比下順氣流方向流道外壁面的靜壓分布。在摻混段進(jìn)口處，主流將壓力能轉(zhuǎn)化為動(dòng)能，主流靜壓低于次流總壓，次流入口段氣流受到抽吸作用速度增加，壁面靜壓急劇減小；隨著面積比減小，主流高能流體流量減少，動(dòng)量交換帶動(dòng)次流加速性減弱，對(duì)應(yīng)摻混中心位置處?kù)o壓升高，如圖中=0.30處?kù)o壓隨面積比變化所示。進(jìn)入摻混段后，主、次流之間在黏性力作用下進(jìn)行能量、動(dòng)量及質(zhì)量摻混，氣流摻混后速度趨于均勻，壓力能逐漸恢復(fù)，使得混合區(qū)域靜壓逐步提升。面積比越小恢復(fù)到穩(wěn)定靜壓的距離越短，面積比為0.20時(shí)在=0.48處?kù)o壓已恢復(fù)。此外，由于出口處存在支撐板，使得流通面積減小，氣流速度增大，靜壓略有降低。

圖9 不同面積比下順氣流方向流道外壁面的靜壓分布(ptp/pts=1.3)Fig.9 Static pressure distribution along flowing cross plane under different area ratio

圖10 不同面積比下順流向各截面的馬赫數(shù)云圖(pb/pts=0.93，ptp/pts=1.3)Fig.10 Mach number distribution along flowing cross plane under different area ratio

圖10示出了背壓0.93、進(jìn)口壓比1.3時(shí)，不同面積比下順氣流方向各截面的馬赫數(shù)分布。從圖中可看出，面積比越大收縮型主流道速度越大，可調(diào)閥門全開(kāi)時(shí)主流道最大馬赫數(shù)為0.86；隨著閥門關(guān)閉面積比減小，主流流量減少、速度降低。在主、次流摻混位置之前，隨面積比減小，次流速度增加；在主、次流摻混位置后，隨面積比減小，次流速度減小。主、次流在摻混段存在明顯的速度摻混界面，面積比減小過(guò)程中，速度摻混界面越小、越靠近流道內(nèi)壁，摻混影響區(qū)域也逐漸減小，馬赫數(shù)在摻混作用下恢復(fù)均勻速度較快，速度摻混界面逐漸消失。因此，調(diào)節(jié)過(guò)程中，面積比減小，出口總壓恢復(fù)系數(shù)逐漸增加，與圖4中所示結(jié)果一致。

圖11 不同面積比下?lián)交於嗡俣妊貜较蚍植记€(ptp/pts=1.3)Fig.11 Radial distribution of velocity under different area ratio at mixing section

圖11示出了進(jìn)口壓比1.3，面積比0.20、0.56及1.00時(shí)，順氣流方向x/L=0.27截面處的速度徑向分布。圖中：h為摻混流道沿徑向總高度，r為任意摻混流道高度位置，虛線之間為摻混層厚度。不同面積比下，在摻混段靠近主流出口處，由于壓力能轉(zhuǎn)換為動(dòng)能，速度急劇增加；流體黏性作用使快層流體團(tuán)進(jìn)入慢層傳遞動(dòng)量使得慢層加速，反之慢層流體團(tuán)阻滯使得快層減速。隨著主、次流在摻混段混合，主流將能量沿徑向傳遞給次流，使摻混層上部次流逐漸趨于均勻流動(dòng)，面積比分別為1.00、0.56、0.20時(shí)，摻混層厚度相應(yīng)為0.16h、0.10h、0.08h，逐漸減??；同時(shí)，摻混下邊界靠近內(nèi)流道壁面，與壁面距離由0.30h減小到0.07h，符合圖10馬赫數(shù)云圖中主、次流沿順氣流方向摻混的變化趨勢(shì)。據(jù)此可得出，面積比對(duì)摻混層位置及摻混區(qū)域大小存在很大影響。

4 結(jié)論

(1) 隨FVABI面積比增大，主、次流之間的摻混損失、摩擦損失增加，F(xiàn)VABI總壓恢復(fù)系數(shù)減小。

(2) 隨FVABI面積比減小，次流將達(dá)到扼流狀態(tài)，進(jìn)口壓比越大，達(dá)到扼流狀態(tài)時(shí)相應(yīng)的面積比越大。

(3) 背壓為0.93時(shí)，不同進(jìn)口壓比下，當(dāng)截面位置x/L大于0.46后，沿順氣流方向的總壓恢復(fù)系數(shù)與面積比成反比，且在一定面積比范圍內(nèi)，總壓恢復(fù)系數(shù)對(duì)面積比變化敏感度較低。

(4) 在順氣流方向x/L=0.27摻混段處，面積比由大到小調(diào)節(jié)過(guò)程中，摻混層厚度范圍逐漸減小，同時(shí)，摻混層位置逐漸靠近內(nèi)壁面，摻混區(qū)域減小。