中介機(jī)匣可調(diào)放氣活門(mén)數(shù)值研究

韋 禹， 羌曉青， 董 威,3， 歐陽(yáng)華,3

(1.上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)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?xì)廨啓C(jī)與民用航空發(fā)動(dòng)機(jī)教育部工程研究中心， 上海 200240)

基于目前雙轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)，連接低壓部分和高壓部分的S形連接段多稱為過(guò)渡段，其中連接增壓級(jí)和高壓級(jí)的過(guò)渡段又稱為壓氣機(jī)中介機(jī)匣(intermediate casing duct,ICD)，簡(jiǎn)稱中介機(jī)匣。中介機(jī)匣的性能決定了上游增壓級(jí)和下游高壓級(jí)之間的配合情況，直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的工作穩(wěn)定性。為了追求更高的經(jīng)濟(jì)效益需要減輕發(fā)動(dòng)機(jī)的重量和增加涵道比，因此中介機(jī)匣向著更為緊湊和更大高度落差的方向發(fā)展，導(dǎo)致了其中的分離流動(dòng)、總壓畸變的加劇，這勢(shì)必對(duì)中介機(jī)匣的性能提出了更高的要求。

可調(diào)放氣活門(mén)(variable bleed valve,VBV)是中介機(jī)匣上承擔(dān)放氣功能的部件。在飛機(jī)的起飛、降落等慢車(chē)階段，中介機(jī)匣工作在非設(shè)計(jì)點(diǎn)下，此時(shí)由于增壓級(jí)和高壓級(jí)之間流量的不匹配，需要可調(diào)放氣活門(mén)進(jìn)行放氣，避免增壓級(jí)進(jìn)入喘振，從而拓寬發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工作的范圍。同時(shí)可調(diào)放氣活門(mén)還承擔(dān)著向外涵道排出異物、避免核心機(jī)受到異物沖擊的責(zé)任。

早在20世紀(jì)90年代初期，Britchford等[1-2]對(duì)中介機(jī)匣內(nèi)的詳細(xì)流場(chǎng)進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)量和數(shù)值對(duì)比。之后，為了減少中介機(jī)匣軸向長(zhǎng)度和抑制流動(dòng)分離，對(duì)于中介機(jī)匣的研究主要集中在兩個(gè)方面：一方面是原理探索，如幾何因素和流動(dòng)因素對(duì)中介機(jī)匣內(nèi)的流動(dòng)的影響：諸如下游流道形狀[3]、支板形狀[4-5]、過(guò)渡段軸向長(zhǎng)度[6]、分流環(huán)[7]、流道粗糙度[8]、上游尾跡、總壓畸變、進(jìn)氣口馬赫數(shù)[9-11]等；另一方面是應(yīng)用層面，如流動(dòng)控制或優(yōu)化結(jié)構(gòu)以降低過(guò)渡段的總壓損失或預(yù)測(cè)流場(chǎng)以實(shí)現(xiàn)控制：例如通過(guò)抽吸控制進(jìn)口條件、附面層厚度，抑制分離流動(dòng)[12-13]、利用渦流發(fā)生器控制流動(dòng)、選取特征參數(shù)進(jìn)行流道優(yōu)化[14]、考慮上游葉片排進(jìn)行一體化優(yōu)化設(shè)計(jì)[15]、非軸對(duì)稱支板優(yōu)化[16-17]、利用Gappy POD(proper orthogonal decomposition)預(yù)測(cè)穩(wěn)態(tài)出口流場(chǎng)[18]等。

從上述中外對(duì)中介機(jī)匣的研究進(jìn)展來(lái)看，目前絕大部分研究在沒(méi)有放氣的設(shè)計(jì)工況下進(jìn)行，對(duì)可調(diào)放氣活門(mén)的研究主要停留在故障分析和控制原理上，且分析手段大多采用“黑匣子”的方法[19-20]，還沒(méi)有公開(kāi)文獻(xiàn)研究可調(diào)放氣活門(mén)放氣特性以及活門(mén)打開(kāi)與否對(duì)中介機(jī)匣性能和流場(chǎng)的影響。為此，利用數(shù)值方法，通過(guò)改變活門(mén)開(kāi)度和進(jìn)口工況，深入研究可調(diào)放氣活門(mén)的放氣特性，并探討其對(duì)中介機(jī)匣出口總壓畸變的影響，以期充實(shí)中介機(jī)匣研究，為中介機(jī)匣的工程設(shè)計(jì)和改型提供技術(shù)支撐。

1 數(shù)值計(jì)算方法

采用ANSYS CFX 18.2求解三維RANS(Reynolds averaged Navier-Stokes)方程，利用ICEM模塊生成全四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，湍流模型選取標(biāo)準(zhǔn)k-ε，在計(jì)算域入口給定總壓、總溫和來(lái)流方向，設(shè)定湍流強(qiáng)度為中等，在計(jì)算域的兩個(gè)出口分別給定靜壓，所有固體壁面采用絕熱無(wú)滑移條件。

本文中計(jì)算域如圖1所示，采用單通道計(jì)算，兩個(gè)支板之間的角度為30°，按照放氣活門(mén)全閉、半開(kāi)和全開(kāi)三種情況分別進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

圖1 中介機(jī)匣及可調(diào)放氣活門(mén)計(jì)算域Fig.1 ICD and VBV calculation domain

為了配合標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型中壁面函數(shù)的使用，在網(wǎng)格劃分添加邊界層時(shí)控制第一層網(wǎng)格尺度，使得壁面y+最大值不超過(guò)60。為了研究計(jì)算結(jié)果對(duì)網(wǎng)格的依賴性，共生成了5套網(wǎng)格方案，網(wǎng)格數(shù)量分別為103萬(wàn)、265萬(wàn)、331萬(wàn)、560萬(wàn)和982萬(wàn)，通過(guò)對(duì)計(jì)算結(jié)果的分析，綜合考慮計(jì)算精度和速度，最終選取331萬(wàn)網(wǎng)格方案進(jìn)行下一步的詳細(xì)研究，該網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.2 Grid topology structure

2 結(jié)果分析

2.1 放氣特性

如前所述，可調(diào)放氣活門(mén)存在的主要目的就是為了解決非設(shè)計(jì)工況下上游增壓級(jí)和下游高壓壓氣機(jī)級(jí)之間流量不匹配的問(wèn)題。因此，本節(jié)首先對(duì)可調(diào)放氣活門(mén)的放氣特性進(jìn)行研究。

如圖3所示，當(dāng)活門(mén)開(kāi)度不變時(shí)，隨著進(jìn)口總壓的增加，相對(duì)放氣量基本保持不變；相對(duì)放氣量與活門(mén)開(kāi)度大小不成比例變化。這個(gè)分布說(shuō)明，在進(jìn)口氣流動(dòng)量足夠大時(shí)，進(jìn)口壓力主導(dǎo)流動(dòng)，可調(diào)放氣活門(mén)探入內(nèi)涵道中的迎風(fēng)面積直接決定了相對(duì)放氣量的多少，與進(jìn)口工況的變化無(wú)關(guān)，而放氣活門(mén)探入內(nèi)涵的面積與活門(mén)打開(kāi)角度是非線性相關(guān)的，所以表現(xiàn)出來(lái)的相對(duì)放氣量增長(zhǎng)關(guān)系也是非線性的。

圖3 VBV流量特性Fig.3 VBV flow characteristics

確定相對(duì)放氣量的變化規(guī)律后，還需要掌握外涵道本身的流量特性，以此來(lái)確定外涵道的流量，從而找到增壓級(jí)和高壓級(jí)的共同工作點(diǎn)。如圖4所示，ψ為外涵道的流量變數(shù)，反映外涵道的流動(dòng)狀態(tài)，其定義如式(1)所示。

(1)

圖4 外涵道流量變數(shù)Fig.4 External bypass flow variable

從圖4中曲線分布可以發(fā)現(xiàn)，隨著進(jìn)口總壓的增加，外涵道的流量變數(shù)在確定的活門(mén)開(kāi)度下近似呈線性變化。

設(shè)計(jì)時(shí)，活門(mén)開(kāi)度規(guī)律同時(shí)受到放氣量和內(nèi)涵出口總壓畸變指數(shù)的制約，因此需要找到一個(gè)合理的開(kāi)度區(qū)間，使其滿足慢車(chē)狀態(tài)下放氣需求的同時(shí)盡可能降低對(duì)內(nèi)涵出口流場(chǎng)品質(zhì)的影響。在設(shè)計(jì)初期，必然會(huì)面臨放氣量能否滿足放氣需求的問(wèn)題。即某一放氣量下是否使得增壓級(jí)工作點(diǎn)遠(yuǎn)離了喘振邊界，擁有足夠的喘振裕度，與此同時(shí)，高壓級(jí)因?yàn)榉艢鈱?dǎo)致的流量下降使得工作點(diǎn)靠近喘振邊界，此時(shí)高壓級(jí)是否仍然保有足夠的喘振裕度需要重點(diǎn)關(guān)注。

基于圖3和圖4對(duì)放氣特性和外涵道流量特性的分析研究，可以為可調(diào)放氣活門(mén)的初期設(shè)計(jì)提供一個(gè)基本的思路。不妨假設(shè)增壓級(jí)和高壓級(jí)處于某個(gè)流量不匹配的非設(shè)計(jì)工況下，此時(shí)增壓級(jí)的工作點(diǎn)過(guò)于靠近喘振邊界，那么此時(shí)應(yīng)該打開(kāi)放氣活門(mén)，從而增大增壓級(jí)的換算流量使其遠(yuǎn)離失速危險(xiǎn)區(qū)域。當(dāng)放氣活門(mén)打開(kāi)到一定程度時(shí)，在原增壓級(jí)壓比的基礎(chǔ)上根據(jù)外涵道流動(dòng)狀態(tài)和進(jìn)口無(wú)量綱總壓呈近似線性關(guān)系的原則可以很方便地確定外涵道的流量。因?yàn)橄鄬?duì)放氣量基本恒定，則此時(shí)可以確定新的增壓級(jí)流量，在增壓級(jí)等轉(zhuǎn)速線上根據(jù)修正的流量可以找到對(duì)應(yīng)的增壓級(jí)壓比，由此可以確定修正后的外涵道流量。通過(guò)反復(fù)迭代，使增壓級(jí)流量和外涵道流量相互匹配，并確定當(dāng)前活門(mén)開(kāi)度下增壓級(jí)和高壓級(jí)同時(shí)具有足夠的喘振裕度，最終可以確定兩者的共同工作點(diǎn)。

2.2 總壓畸變

可調(diào)放氣活門(mén)打開(kāi)時(shí)，除了對(duì)活門(mén)附近流動(dòng)有干擾，還會(huì)直接影響內(nèi)涵出口的流場(chǎng)品質(zhì)，進(jìn)而影響到高壓級(jí)的工作，因此有必要引入內(nèi)涵出的總壓畸變指標(biāo)來(lái)衡量其影響程度。

總壓畸變直接關(guān)系到壓氣機(jī)的穩(wěn)定性和安全性，會(huì)導(dǎo)致效率降低、工作線左移同時(shí)喘振裕度明顯下降，穩(wěn)定邊界流量增加，更極易導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)失速、喘振等不穩(wěn)定工作現(xiàn)象甚至空中停車(chē)[21-25]。同時(shí)，總壓畸變帶來(lái)的復(fù)雜氣體動(dòng)力會(huì)給工作條件惡劣的高壓級(jí)帶來(lái)災(zāi)難性后果[26]。壓氣機(jī)一旦進(jìn)喘，會(huì)導(dǎo)致葉片的劇烈振動(dòng)，壓氣機(jī)的各項(xiàng)性能指標(biāo)都會(huì)斷崖下降[27]。

基于上述判斷，本節(jié)通過(guò)數(shù)值方法，重點(diǎn)討論引入可調(diào)放氣活門(mén)后中介機(jī)匣內(nèi)涵出口的總壓畸變情況，從源頭分析總壓畸變的產(chǎn)生和發(fā)展過(guò)程。

圖5展示了相同進(jìn)口工況下的內(nèi)涵出口截面的無(wú)量綱總壓Pt,norm分布，無(wú)量綱總壓的定義為

(2)

圖5 內(nèi)涵出口無(wú)量綱總壓分布Fig.5 Dimensionless total pressure distribution at inner outlet

圖5由左往右分別展示了可調(diào)放氣活門(mén)處于全關(guān)、半開(kāi)和全開(kāi)三種狀態(tài)下內(nèi)涵出口的總壓分布。由圖5可見(jiàn)，活門(mén)全關(guān)狀態(tài)下，內(nèi)涵道出口的總壓分布較為均勻，只有在輪轂-支板角區(qū)處出現(xiàn)了兩個(gè)低壓區(qū)，并且，該低壓區(qū)隨著活門(mén)開(kāi)度增大基本保持不變；當(dāng)活門(mén)處于半開(kāi)狀態(tài)時(shí)，機(jī)匣處出現(xiàn)3個(gè)明顯的低壓區(qū)，但該低壓區(qū)的影響區(qū)域較小；當(dāng)活門(mén)完全打開(kāi)后，機(jī)匣處的3個(gè)低壓區(qū)各自向主流區(qū)域擴(kuò)散，加劇了內(nèi)涵出口的總壓畸變。

為了探究總壓畸變的產(chǎn)生和發(fā)展歷程，從渦量角度進(jìn)行分析。圖6對(duì)比了活門(mén)半開(kāi)和全開(kāi)時(shí)的可調(diào)放氣活門(mén)中截面處的無(wú)量綱渦量云圖，渦軸方向?yàn)榉ㄏ?。無(wú)量綱渦量參數(shù)定義為

(3)

式(3)中：選取進(jìn)口截面的周長(zhǎng)l作為特征長(zhǎng)度；質(zhì)量流量平均的速度U作為無(wú)量綱參數(shù)。

圖6 可調(diào)放氣活門(mén)中截面渦量云圖Fig.6 Vortex cloud of VBV at middle section

由圖6可見(jiàn)，當(dāng)活門(mén)處于半開(kāi)狀態(tài)時(shí)，可以觀察到活門(mén)底部偏向支板處存在一對(duì)較弱的渦結(jié)構(gòu)。對(duì)照?qǐng)D5可以發(fā)現(xiàn)，該渦結(jié)構(gòu)導(dǎo)致機(jī)匣-支板處形成兩個(gè)低壓區(qū)。當(dāng)活門(mén)完全打開(kāi)后，兩側(cè)的渦結(jié)構(gòu)強(qiáng)度增加，內(nèi)涵出口的總壓畸變程度隨之增加。同時(shí)，放氣活門(mén)的底部出現(xiàn)一對(duì)新的對(duì)轉(zhuǎn)渦，該渦結(jié)構(gòu)與主流摻混后對(duì)內(nèi)涵出口機(jī)匣中心處帶來(lái)了較為明顯的總壓畸變，如圖7所示。

圖7 可調(diào)放氣活門(mén)全開(kāi)時(shí)渦量沿程發(fā)展Fig.7 Vortex develops along the path with VBV being fully open

當(dāng)活門(mén)全開(kāi)時(shí)，從圖7中可以觀察到，進(jìn)入中介機(jī)匣時(shí)較為均勻的流體，在遇到放氣活門(mén)后，由于活門(mén)的阻滯作用形成了上文所述的兩種渦結(jié)構(gòu)，在向下游發(fā)展過(guò)程中這兩種渦結(jié)構(gòu)和主流相互作用，演變成了更為復(fù)雜的渦結(jié)構(gòu)，從而使得內(nèi)涵出口的機(jī)匣處產(chǎn)生了非常明顯的總壓畸變。

從圖8的支板和輪轂的極限流線圖中可以明顯地看出，輪轂處的附面層由進(jìn)口到出口在橫向壓力梯度的作用下向兩側(cè)偏移，在輪轂-支板角區(qū)促使低能流體團(tuán)積聚。這導(dǎo)致了活門(mén)三種開(kāi)度下輪轂-角區(qū)出都存在著低壓區(qū)，且該低壓區(qū)受活門(mén)開(kāi)度的影響較小。

圖8 活門(mén)全開(kāi)時(shí)支板和輪轂處極限流線Fig.8 Limiting streamline at strut and hub with VBV being fully open

為了進(jìn)一步闡明渦結(jié)構(gòu)的發(fā)展過(guò)程，圖9給出了輪轂和機(jī)匣中分面處的靜壓分布，其中靜壓系數(shù)Cp定義為

(4)

圖9 不同活門(mén)開(kāi)度下輪轂和機(jī)匣靜壓分布Fig.9 Pressure distribution in the hub and casing with different opening of VBV

式(4)中：下標(biāo)s表示當(dāng)?shù)仂o壓，ref表示進(jìn)口截面，0表示總壓。

如圖9所示，中介機(jī)匣輪轂的后半段存在著較強(qiáng)的逆壓梯度，低能流體團(tuán)受到逆壓梯度和黏性的雙重作用，動(dòng)能迅速耗散；同時(shí)，下游流體的回流進(jìn)一步擠壓限制了上游流體的活動(dòng)空間，導(dǎo)致角區(qū)分離流動(dòng)的發(fā)生，并發(fā)展成如圖7所示的輪轂處的渦結(jié)構(gòu)。從圖9中還可以看出，活門(mén)3種開(kāi)度狀態(tài)下，機(jī)匣和輪轂處的靜壓系數(shù)分布在后半段的趨勢(shì)基本相同，因此這3種狀態(tài)下輪轂處都存在類似的低壓區(qū)。從逆壓梯度量級(jí)上來(lái)看，活門(mén)全關(guān)時(shí)最大，活門(mén)打開(kāi)后逆壓梯度有所減小，一定程度上減弱了輪轂處的流動(dòng)分離趨勢(shì)。但是從前半部分的靜壓系數(shù)分布來(lái)看，活門(mén)的引入使得輪轂處的靜壓出現(xiàn)小幅波動(dòng)，流動(dòng)體現(xiàn)出較明顯的不穩(wěn)定性，同時(shí)逆壓梯度影響的區(qū)域明顯前移。

圖10為處于不同開(kāi)度下的放氣活門(mén)中截面中截內(nèi)的徑向靜壓分布，以機(jī)匣到輪轂中截進(jìn)行單位化。從圖10中可以看出，當(dāng)活門(mén)全開(kāi)時(shí)，活門(mén)后方激烈的管道擴(kuò)張?jiān)斐芍薪孛鎯?nèi)徑向靜壓分布與全閉和半開(kāi)狀態(tài)下的趨勢(shì)完全不同，其壓力梯度不是由機(jī)匣指向輪轂，而是由流道中部分別指向機(jī)匣和輪轂。這就導(dǎo)致了活門(mén)全開(kāi)狀態(tài)下，氣流在繞過(guò)活門(mén)后，因?yàn)閺较驂毫μ荻群蛷澒鼙旧砬蕩?lái)離心力的影響，產(chǎn)生了徑向的剪切力，使得本就因?yàn)榛铋T(mén)阻礙形成的大量低能流體向機(jī)匣處遷移，在活門(mén)底部形成一對(duì)旋向相反的渦結(jié)構(gòu)。同時(shí)，由圖8可知，活門(mén)全開(kāi)時(shí)，近機(jī)匣處在活門(mén)后依然保持逆壓梯度，這正是活門(mén)底部的渦結(jié)構(gòu)帶來(lái)的惡劣影響，為低能流體的產(chǎn)生和積聚創(chuàng)造了有利條件，導(dǎo)致了活門(mén)全開(kāi)狀態(tài)下內(nèi)涵道流場(chǎng)品質(zhì)的迅速惡化。

圖10 可調(diào)放氣活門(mén)處徑向靜壓分布Fig.10 Radial pressure distribution at VBV

由于可調(diào)放氣活門(mén)在周向上并沒(méi)有完全占據(jù)整個(gè)內(nèi)涵流道，因此活門(mén)側(cè)壁-機(jī)匣-支板形成的狹小區(qū)域使得低能流體在此堆積。觀察圖9中的靜壓分布，不難發(fā)現(xiàn)由機(jī)匣指向輪轂的壓力梯度，會(huì)迫使堆積的低能流體離開(kāi)壁面，形成沿側(cè)壁一直發(fā)展的渦結(jié)構(gòu)。并且，該渦結(jié)構(gòu)離開(kāi)活門(mén)后受中介機(jī)匣后半段擴(kuò)壓過(guò)程的作用，影響區(qū)域逐漸向機(jī)匣的兩個(gè)角區(qū)擴(kuò)張，并在支板出口的機(jī)匣處誘導(dǎo)了流動(dòng)分離，如圖8支板尾緣上側(cè)所示。該渦結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度以及影響范圍和活門(mén)打開(kāi)程度呈現(xiàn)正相關(guān)趨勢(shì)。

3 結(jié)論

通過(guò)改變可調(diào)放氣活門(mén)開(kāi)度和進(jìn)口工況，對(duì)中介機(jī)匣的放氣特性和內(nèi)涵出口的總壓畸變進(jìn)行了數(shù)值研究，得出如下主要結(jié)論：

(1)放氣活門(mén)在一定開(kāi)度下的相對(duì)放氣量基本保持恒定，與進(jìn)口工況變化無(wú)關(guān)，相對(duì)放氣量與活門(mén)開(kāi)度呈非線性關(guān)系，外涵道的流量變數(shù)和進(jìn)口工況可以認(rèn)為呈近似線性關(guān)系；因此可以根據(jù)上述特性對(duì)可調(diào)放氣活門(mén)進(jìn)行初步設(shè)計(jì)。

(2)放氣活門(mén)的引入會(huì)破壞內(nèi)涵道的流動(dòng)結(jié)構(gòu)，在活門(mén)側(cè)壁形成一對(duì)新的渦結(jié)構(gòu)，該渦結(jié)構(gòu)較為穩(wěn)定，會(huì)在內(nèi)涵出口的機(jī)匣角區(qū)處誘導(dǎo)出流動(dòng)分離。放氣活門(mén)開(kāi)度的增大會(huì)使得側(cè)壁誘導(dǎo)的渦結(jié)構(gòu)影響范圍增大。

(3)放氣活門(mén)的開(kāi)度足夠大時(shí)，會(huì)改變活門(mén)處徑向靜壓系數(shù)的分布趨勢(shì)，在活門(mén)底部形成一對(duì)旋向相反的渦結(jié)構(gòu)，這對(duì)渦很快會(huì)隨著流動(dòng)與主流摻混融合，在內(nèi)涵出口的機(jī)匣頂部中心區(qū)域形成較為明顯的總壓畸變。因此，為了避免內(nèi)涵道流場(chǎng)出現(xiàn)更嚴(yán)重的惡化，在滿足放氣量的前提下，應(yīng)該合理控制放氣活門(mén)的開(kāi)度。