中介機匣可調(diào)放氣活門結(jié)構(gòu)變化影響

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(1.上海交通大學(xué) 機械與動力工程學(xué)院，上海 200240; 2.上海交通大學(xué) 航空航天學(xué)院，上海 200240;3.燃氣輪機與民用航空發(fā)動機教育部工程研究中心，上海 200240)

中介機匣是民用航空發(fā)動機中呈”S”形的連接增壓級和高壓級的過度通道，是發(fā)動機中的主要承力部件。隨著現(xiàn)代民用航空發(fā)動機朝著大涵道比的方向發(fā)展，給中介機匣帶來了更大的徑向落差，使得中介機匣內(nèi)的流場品質(zhì)更為惡劣，對高壓壓氣機部件和發(fā)動機整機的不利影響增大，因此各學(xué)者對中介機匣展開了大量實驗[1-4]和數(shù)值的研究[5-7]，對中介機匣進行了全面而深入地探討。由于中介機匣連接的高低壓部件在飛機起飛和降落階段所需要的流量不同，需要可調(diào)放氣活門(VBV, Variable Bleed Valve)向外涵道排出部分氣體，以解決流量匹配問題。同時，VBV還有著向外涵道排出沙石等異物的責任，以確保核心機不受到?jīng)_擊損壞。

但是VBV通常是在中介機匣的非設(shè)計工況下開啟，因此關(guān)于VBV的研究國內(nèi)外幾乎沒有涉獵，僅有的研究也集中在故障分析和控制原理上，而且對于VBV控制原理的研究上大多采用“黑箱子”的思路，通過對QAR(Quick Access Recorder)數(shù)據(jù)的分析，利用機器學(xué)習等算法直接把握VBV的調(diào)節(jié)規(guī)律[8-12]，或者只是在機械結(jié)構(gòu)方面申請了設(shè)計專利[13-14]，涉及VBV結(jié)構(gòu)變化帶來的影響尚無學(xué)者開展研究。在中介機匣的研究已經(jīng)較為完備的情況下，這成為了制約中介機匣進一步研究的要素，具有很大的研究價值。為此，本文通過數(shù)值方法，考慮中介機匣可調(diào)放氣活門的結(jié)構(gòu)變化帶來的內(nèi)外涵道流量分配變化和對中介機匣內(nèi)部流場的影響，并探討中介機匣內(nèi)涵出口總壓畸變的變化，解決了VBV在中介機匣的位置選擇和周向打開角度的問題，擴充了VBV的相關(guān)研究，為尋求VBV的優(yōu)化設(shè)計提供了技術(shù)支撐。

1 研究對象與計算方法

1.1 研究對象

VBV的結(jié)構(gòu)包括多個方面，諸如周向打開角度、所處軸向位置、流道高度、流道長度以及可調(diào)放氣活門上下壁面型線等，這些結(jié)構(gòu)因素都有可能會對中介機匣的流量分配和內(nèi)部流動產(chǎn)生影響。本文選取周向打開角度和所處軸向位置兩個結(jié)構(gòu)因素作為代表進行考量。將某款發(fā)動機的中介機匣作為基礎(chǔ)模型，通過改變VBV在中介機匣的軸向位置和其打開的周向角度，研究VBV結(jié)構(gòu)變化對流量分配的影響和對中介機匣內(nèi)部流場的影響，以期在保證足夠的放氣流量的情況下，盡可能的降低VBV對中介機匣內(nèi)部流場的破壞。

圖1給出了帶可調(diào)放氣活門的中介機匣的無量綱草圖，以及VBV在軸向上變化的示意圖。如圖所示，VBV軸向上的變化以轉(zhuǎn)軸點作為基準，原型位于中介機匣軸向長度的35%處。圖2是VBV在周向上變化的示意草圖，其中原型占據(jù)支板周向角度的60%，以實線表示。虛線反映了VBV周向打開角度變大，從而探入中介機匣內(nèi)部角度變小的變化情況。

圖1 可調(diào)放氣活門示意圖In-進口截面;F-支板前截面;VBV-可調(diào)放氣活門;Strut-支板;MD-可調(diào)放氣活門中截面;BN-內(nèi)涵出口截面;Out1-內(nèi)涵出口邊界;Out2-外涵出口截面;QT-外涵腔體

圖2 周向角度變化示意圖

1.2 數(shù)值方法

數(shù)值計算以CFX 19.1定常RANS求解，湍流模型采用適應(yīng)復(fù)雜外形、保證精度的同時又具有較強魯棒性的k-ε雙方程模型，對流項采用自適應(yīng)的High Resolution格式，收斂精度設(shè)置為10-4。所有固面均設(shè)置為絕熱無滑移條件，進口給定總溫、總壓和均勻來流方向，設(shè)定湍流強度為中等，內(nèi)外涵道經(jīng)過足夠長的管道發(fā)展后在出口處給定環(huán)境壓力。

計算域采用單通道計算，設(shè)置支板間隔為30°，采用ICEM進行非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的劃分，設(shè)置唇套、活門和流體域三個部分。為了得到可靠的網(wǎng)格方案，分別從邊界層和不同部分的網(wǎng)格尺度進行加密，以原型確定好網(wǎng)格方案后，改型的計算模型均采用已確定的網(wǎng)格尺度。

最終，綜合考慮精度和計算效率，確定了邊界層初始網(wǎng)格尺寸為0.1 mm，線性增長11層，全局y+的最大值在60左右，流體域最大網(wǎng)格尺寸不超過10 mm，活門網(wǎng)格尺度不超過3 mm，總計400萬左右的網(wǎng)格數(shù)量的網(wǎng)格方案以進行研究，網(wǎng)格拓撲結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格拓撲示意圖

1.3 計算方案

中介機匣兩側(cè)由于支板的存在，導(dǎo)致了VBV周向打開角度受限，因此圍繞原型打開角度設(shè)置五個算例，其中ORI是原型算例。周向打開角度以單通道角度進行無量綱化，設(shè)計方案如表1所示。

表1周向變化方案

算例周向角度/[%]A146.7A253.3ORI60.0A366.7A473.3

因為VBV本身具有一定的軸向長度，其前端在原型中已經(jīng)較為靠近OGV，所以在軸向長度的計算方案中只考慮向后的情況，其中ORI算例是原型情況，具體設(shè)計方案如表2所示。

表2軸向變化方案

算例軸向位置/[%]ORI35B150B265B380

為了準確的探討VBV周向角度變化和軸向位置變化帶來的影響，本文通過改變VBV的打開角度，保證VBV的迎風面積一致。同時，使得外涵腔體(QT)的空間足夠大并保持相同的排氣方案，避免排氣背壓的影響，然后在此基礎(chǔ)上進行進一步的討論。

2 結(jié)構(gòu)變化對放氣能力的影響

如公式(1)定義活門相對放氣量λ，以此來表征VBV的放氣能力，通過對VBV軸向和周向的結(jié)構(gòu)改變進行比對，來分析結(jié)構(gòu)變化對放氣能力的影響，如圖4所示, 橫坐標π表示進口無量綱總壓。由圖可以看出，相對放氣量基本保持不變，不隨進口工況變化的內(nèi)開式的放氣特性得到了保留。證明了對于內(nèi)開式的VBV而言，在出口背壓不至于產(chǎn)生堵塞的情況下，VBV開口的迎風面積是決定放氣量的一個關(guān)鍵參數(shù)?？梢园l(fā)現(xiàn)，軸向位置是影響放氣特性的另一個關(guān)鍵因素，而周向角度的改變對于放氣量的變化影響較小。但還是可以觀察到，隨著周向角度增大，放氣量也會有小幅度的增加，軸向位置的改變對放氣能力的影響顯然要明顯得多。原型VBV在機匣第一彎折處之前，此時的放氣能力較弱。當VBV處于中介機匣軸向50%處時，放氣能力有了很大的提升，這時VBV大致位于第一彎折處稍后。當VBV處于第一彎折和第二彎折之間時，放氣能力有所下降。當VBV來到位于第二彎折處前方時，即中介機匣軸向長度80%處時，放氣能力又有提高。

周向上的變化較小說明了氣流在剛進入中介機匣前流動較為均勻，因此原型處是通常選擇的放氣點，無論CFM56采用的外開式還是LEAP采用的內(nèi)開式均選擇在該處進行放氣。此時VBV前的氣流密度分布上可以解釋周向變化帶來的放氣量小幅度增長。在進入中介機匣第一彎折處前，曲率帶來的離心力影響使得氣流的密度沿徑向?qū)娱g分布，因此周向角度大而徑向打開角度小的時候放氣能力會稍微強一些。

在氣流進入中介機匣第一彎折后放氣能力都有了較大的提升可以歸結(jié)于支板作用的影響，支板的氣動構(gòu)型決定了氣流在中介機匣周向上都整體收縮了，那么導(dǎo)致了軸向位置在支板后的VBV的放氣能力普遍增加。文獻[15]中提到中介機匣內(nèi)的靜壓分布在第一彎折處由機匣指向輪轂而在第二彎折處由輪轂指向機匣。因此，在第一彎折處后雖然氣流周向收縮加速但徑向運動趨勢由機匣指向輪轂，這解釋了B1算例的放氣能力處于B1～B3中間。在中介機匣第一彎折點過后，周向因為支板的氣動結(jié)構(gòu)變成擴壓，同時徑向上也逐步擴壓變平緩，形成“肚子”結(jié)構(gòu)。構(gòu)型上的改變使得B2算例的放氣能力低于B1算例。同時，B2算例的VBV處于第一彎折和第二彎折之間流動變化最劇烈的位置，氣流流動不均勻，因此放氣能力輕微地受到流動強度的近線性影響。B3算例因為徑向靜壓的緣故，最終的放氣能力高于B1算例

(1)

式中 下標IN——進口;

W——外涵;

G——物理流量。

圖4 結(jié)構(gòu)變化對放氣特性的影響

3 結(jié)構(gòu)變化內(nèi)涵出口總壓畸變的影響

以公式(2)定義無量綱總壓，計算結(jié)構(gòu)變化時對內(nèi)涵出口總壓分布的影響，圖5選定了相同進口工況下軸向變化的總壓分布圖，圖6則是周向變化時的總壓分布圖。對比軸向位置變化，可以發(fā)現(xiàn)隨著軸向位置逐漸靠后，機匣處的三塊低壓區(qū)占據(jù)核心主流區(qū)的空間越大，同時輪轂處兩側(cè)的低壓區(qū)最終消失。還可以觀察到，主流區(qū)中隨著軸向位置后移，主流的中心區(qū)域出現(xiàn)了較低壓力區(qū)域并不斷擴大。周向上的變化就比較簡明，隨著周向角度的增加，機匣處的三塊低壓區(qū)的分離愈發(fā)明顯。

圖5 軸向變化時的內(nèi)涵出口總壓分布云圖

圖6 周向變化時的內(nèi)涵出口總壓分布云圖

VBV軸向位置的后移導(dǎo)致了氣體在繞過VBV后越來越來不及擴散摻混，在內(nèi)涵出口形成了整片的低壓區(qū)。向VBV擴散的氣流在VBV底部形成相對旋轉(zhuǎn)的渦系結(jié)構(gòu)并向后傳播，摻混越不充分那么渦系結(jié)構(gòu)就越能維持，導(dǎo)致了VBV軸向位置越靠后，主流區(qū)中的低壓部分就越明顯。VBV周向變化出現(xiàn)低壓區(qū)分區(qū)的主要原因是周向打開的角度越大，和支板形成的通道愈發(fā)狹窄，堆積更多的低能流體。流體受到周向切應(yīng)力的影響使得支板的附面層發(fā)生了分離[16]，進一步加劇內(nèi)涵出口的總壓畸變，擠壓主流形成分區(qū)

(2)

式中 下標t——總壓;

ref——參考選取的參考截面;

norm——無量綱化。

為了量化總壓畸變的變化，參考美標ARP1420環(huán)形進氣道的總壓畸變指數(shù)定義如公式(3)所示的綜合總壓畸變指數(shù)來衡量內(nèi)涵出口的畸變程度。圖7對比了所有算例的綜合總壓畸變指數(shù)，可以發(fā)現(xiàn)原型的綜合畸變指數(shù)最低，B1和B2較高，其余算例的綜合畸變指數(shù)位于兩者之間。同時，所有算例的綜合畸變指數(shù)與進口的流動強度均呈線性關(guān)系。

圖7 綜合畸變指數(shù)

流動強度越大，高壓區(qū)和低壓區(qū)之間的差異越大，導(dǎo)致了綜合畸變指數(shù)線性變化。周向變化是對主流核心區(qū)和機匣兩側(cè)低壓區(qū)的取舍問題，周向打開角度較小時，機匣兩側(cè)流動狀況較好而主流核心區(qū)會受到影響，當周向打開角度較大時情況又正好反過來。在二者的權(quán)衡中，原型打開角度的設(shè)計更合理，在流動強度大時尤為明顯。B2算例的VBV處于第一彎折和第二彎折之間，此時徑向落差比上軸向長度最大，是下落最快的地方，因此流動變化更為劇烈，使得B2算例在所有算例中綜合總壓畸變程度最大。B3算例處于中介機匣彎折即將結(jié)束的前方，流動逐漸平緩。同時，抑制了輪轂處的分離流動，也很大程度擠壓了主流區(qū)，形成了主流區(qū)和低壓區(qū)差距較小的局面，因此綜合總壓畸變指數(shù)反而不高。B1算例是VBV位于流動開始劇烈變化的位置，因此對于內(nèi)涵出口總壓畸變綜合指數(shù)的提升影響小于B2算例

(3)

式中σ0——低于內(nèi)涵出口截面平均總壓的區(qū)域的總壓恢復(fù)系數(shù);

σav——內(nèi)涵出口截面平均的總壓恢復(fù)系數(shù)。

4 結(jié)論

本文以中介機匣的可調(diào)放氣活門為研究對象，探討了其結(jié)構(gòu)變化對流動特性和內(nèi)涵出口總壓畸變的影響，得到如下結(jié)論：

(1)VBV周向打開角度變化對放氣能力的影響小于VBV軸向位置變化的影響。在原型位置，即中介機匣第一彎折處前，周向打開角度越大，放氣能力越強，相比原型最多提升了約6%。軸向位置變化中，進入支板段后放氣能力相比原型普遍提升25%左右，其中B2算例的放氣能力較B1和B3弱。

(2)VBV處周向通道的變化使得機匣處的流動區(qū)域劃分發(fā)生了變化，使機匣處低壓區(qū)隨著周向角度變大逐漸分區(qū)；軸向變化對內(nèi)涵出口總壓分布的構(gòu)型改變影響較大，VBV越靠后對核心主流區(qū)域的擠壓就越嚴重，但也抑制了輪轂處的流動分離。

(3)VBV位于第一彎折和第二彎折之間的綜合畸變指數(shù)較大，原型較低，其余的算例基本一致。因此綜合考慮總壓畸變、放氣能力和內(nèi)涵出口的總壓分布，VBV可以選擇在中介機匣第二彎折處。