變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)雙外涵匹配研究

韓 佳，孫立業(yè)，張躍學(xué)

變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)雙外涵匹配研究

韓 佳，孫立業(yè)，張躍學(xué)

（中航工業(yè)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽(yáng) 110015）

針對(duì)帶核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇的雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)，提出了1種用于雙外涵匹配分析的數(shù)值模擬方法。利用計(jì)算流體力學(xué)Fluent軟件對(duì)其初步流路進(jìn)行了研究及優(yōu)化，在此基礎(chǔ)上對(duì)雙外涵模式流場(chǎng)、不同前涵道引射器狀態(tài)下的單外涵模式流場(chǎng)進(jìn)行分析。結(jié)果表明：第1外涵道的角度和流通面積對(duì)總壓恢復(fù)系數(shù)的影響較大；在由雙外涵模式轉(zhuǎn)換到單外涵模式過(guò)程中，應(yīng)將前可變面積涵道引射器開(kāi)到最大以減小總壓損失。該方法能夠有效地應(yīng)用于雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)流路優(yōu)化及雙外涵匹配分析，為變循環(huán)技術(shù)的深入研究提供參考。

雙外涵；單外涵；模式選擇閥；變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)；數(shù)值模擬

0 引言

對(duì)于變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)（Variable Cycle Engines，VCE），可以通過(guò)調(diào)整其部件的幾何形狀、尺寸和位置，改變其循環(huán)參數(shù)，使得在亞聲速、跨聲速和超聲速等不同狀態(tài)下具有良好的性能[1-3]。20世紀(jì)60年代[4]，美國(guó)研制了雙外涵帶核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇（CDFS）的F120發(fā)動(dòng)機(jī)[5-7]，同期多國(guó)提出了不同的變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)概念。

穩(wěn)定快速地實(shí)現(xiàn)模式轉(zhuǎn)換是保證變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作的關(guān)鍵，其涉及部件的調(diào)節(jié)規(guī)律和涵道之間的流動(dòng)匹配[8-11]。在進(jìn)行帶CDFS的雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的外涵流場(chǎng)數(shù)值模擬時(shí)，若將風(fēng)扇、CDFS及雙外涵聯(lián)算，將極大地增加計(jì)算難度；若單純地去掉旋轉(zhuǎn)部件，其涵道內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)又不易保證。

本文提出了1種用于變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)雙外涵匹配分析的數(shù)值模擬方法，包括給定計(jì)算域的簡(jiǎn)化及邊界條件，并應(yīng)用該方法研究雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的流動(dòng)匹配。通過(guò)對(duì)初步流路進(jìn)行優(yōu)化，分析VCE在雙外涵和單外涵不同工作模式下的流場(chǎng)特性。

1 研究方法

1.1 物理模型

雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)初步流路如圖1所示。圖中CDFS和風(fēng)扇出口通向外涵的氣流通道分別稱(chēng)為第1、2外涵道。變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)在雙外涵模式工作時(shí)，模式選擇閥開(kāi)啟，氣流由第1、2外涵道進(jìn)入外涵；在單外涵模式工作時(shí)，模式選擇閥關(guān)閉，氣流僅通過(guò)第1外涵道進(jìn)入外涵。

圖1 雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)初步流路

1.2 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)Boussinesq渦黏假設(shè)，忽略質(zhì)量力的可壓縮黏性氣體N-S方程組[12]

式中：I=（δij），為單位張量；Γ為黏性應(yīng)力張量；ρ為密度；u→為速度矢量；p為壓力；E為單位質(zhì)量流體總能量為熱流矢量；t為時(shí)間。

湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型[12-13]，其湍動(dòng)能k和耗散率ε為

式中：Gk、Gb分別為由平均速度梯度和浮力影響引起的湍動(dòng)能；YM為可壓縮湍流脈動(dòng)膨脹對(duì)總的耗散率的影響；C1ε、C2ε和 C3ε為常數(shù)；σk和 σε分別為湍動(dòng)能與耗散率的湍流普朗特?cái)?shù)。

湍流黏性系數(shù)為

1.3 計(jì)算域及網(wǎng)格劃分

由于本文著重研究雙外涵的流動(dòng)匹配，不考慮旋轉(zhuǎn)部件的流場(chǎng)特性，因此對(duì)初步流路進(jìn)行簡(jiǎn)化，如圖2所示。選取計(jì)算域?yàn)閳D中黑色實(shí)線部分，從風(fēng)扇出口取到外涵中間遠(yuǎn)離前可變面積涵道引射器（前VABI）的位置，以及內(nèi)涵高壓壓氣機(jī)的入口位置，將計(jì)算域邊界適當(dāng)延長(zhǎng)以滿(mǎn)足計(jì)算精度要求。CDFS簡(jiǎn)化為cdfsin及cdfsout2個(gè)邊界，其中cdfsin為靜壓出口邊界，將CDFS入口的總溫賦予cdfsin邊界，調(diào)節(jié)cdfsin的靜壓使得該邊界的流量滿(mǎn)足CDFS入口預(yù)期流量；cdfsout為總壓入口邊界，將CDFS出口的總壓和總溫賦予cdfsout邊界。將前VABI簡(jiǎn)化為1個(gè)可變角度的閥門(mén)。

圖2 計(jì)算域的簡(jiǎn)化

采用6面體網(wǎng)格對(duì)3維計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖3所示。經(jīng)過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)，數(shù)量分別為50萬(wàn)、100萬(wàn)以及150萬(wàn)時(shí)，計(jì)算結(jié)果相差在1.5%之內(nèi)，因此選取50萬(wàn)網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。采用Fluent6.3 3D求解器進(jìn)行求解。

圖3 3維計(jì)算域的網(wǎng)格劃分

2 流路分析

初步流路往往不能滿(mǎn)足預(yù)期流動(dòng)狀態(tài)的要求，對(duì)單外涵模式的初步流路進(jìn)行評(píng)估分析，并修改優(yōu)化中介機(jī)匣、內(nèi)涵流路以及第1外涵道的流路，以保證流動(dòng)狀態(tài)滿(mǎn)足預(yù)期要求。

以單外涵模式發(fā)動(dòng)機(jī)各截面的參數(shù)為輸入，保證風(fēng)扇出口、CDFS入口、CDFS出口的總壓、總溫和馬赫數(shù)與變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的預(yù)期參數(shù)一致。邊界條件如圖4所示。在計(jì)算時(shí)，分別調(diào)整cdfsin、outlet1和outlet2的靜壓，使得各流路的流量達(dá)到預(yù)期值。

2.1 初步流路的分析

根據(jù)初步流路所建立的單外涵計(jì)算域模型命名為small0模型，其總壓、靜壓和流線如圖5所示。從圖中可見(jiàn)，第1外涵道處的總壓梯度較大，且在其左壁面附近存在低速分離區(qū)，流線向右側(cè)壁面匯聚。計(jì)算結(jié)果表明第1外涵道總壓恢復(fù)系數(shù)為0.823。

圖4 邊界條件

圖5 模型small0的流場(chǎng)分布

計(jì)算結(jié)果表明模型small0的各特征截面馬赫數(shù)比預(yù)期值高，與預(yù)期的流動(dòng)狀態(tài)不一致。為了對(duì)預(yù)期狀態(tài)下的雙外涵進(jìn)行匹配分析，就要對(duì)初步流路進(jìn)行優(yōu)化，使總壓恢復(fù)系數(shù)、馬赫數(shù)與預(yù)期值一致，從而保證流態(tài)相似[14-15]。

2.2 中介機(jī)匣及內(nèi)涵流路的優(yōu)化

結(jié)合氣動(dòng)參數(shù)與馬赫數(shù)的關(guān)系[15]，根據(jù)預(yù)期值計(jì)算出各特征截面的尺寸大小，得到模型small1。根據(jù)small1各特征截面馬赫數(shù)的數(shù)值模擬結(jié)果與預(yù)期值對(duì)比，再次修改流路得到small2，如圖6所示。

圖7 給出了3個(gè)流路模型的馬赫數(shù)分布。從圖中可見(jiàn)，small2的各特征截面馬赫數(shù)與預(yù)期值基本一致，因此后續(xù)研究以small2的流路為基礎(chǔ)。

圖7 3個(gè)流路模型的馬赫數(shù)分布

2.3 第1外涵道流路的優(yōu)化

通過(guò)以上分析得出，初步流路的第1外涵道總壓恢復(fù)系數(shù)過(guò)小，與發(fā)動(dòng)機(jī)工作要求相差較大。在模型small2的基礎(chǔ)上對(duì)第1外涵道流路的不同形式進(jìn)行建模。模型small2為初步的第1外涵道模型，small3是在small2基礎(chǔ)上將第1外涵道流路與軸線方向的角度改為30°，small4是在small2基礎(chǔ)上將流路角度改為20°，small5是在small2基礎(chǔ)上將第1外涵道流路夾角改為20°且保證第1外涵道的壁面距離與small2的相當(dāng)，如圖8所示。

圖8 第1外涵道流路不同形式模型對(duì)比

在前VABI面積開(kāi)到最大的情況下進(jìn)行計(jì)算得出，在單外涵模式下，第1外涵道的流路形式僅對(duì)外涵流場(chǎng)有較大影響。不同模型的第1外涵道總壓恢復(fù)系數(shù)如圖9所示。從圖中可見(jiàn)，不同角度和壁面距離對(duì)第1外涵道的總壓恢復(fù)系數(shù)影響較大。第1外涵道總壓恢復(fù)系數(shù)越大，越有利于發(fā)動(dòng)機(jī)的總體性能，其中small5的第1外涵道總壓恢復(fù)系數(shù)達(dá)到0.964，此時(shí)第1外涵道與軸線夾角為20°。因此，后續(xù)研究以模型small5為基礎(chǔ)進(jìn)行。

圖9 不同模型的第1外涵道總壓恢復(fù)系數(shù)

3 雙外涵模式流場(chǎng)分析

為研究雙外涵向單外涵模式轉(zhuǎn)換過(guò)程中，前涵道引射器不同面積大小對(duì)流場(chǎng)的影響，首先需要確定出雙外涵時(shí)前涵道引射器的面積，即模式轉(zhuǎn)換時(shí)的初始面積。將可變面積的前VABI簡(jiǎn)化為1個(gè)可變角度的閥門(mén)，閥門(mén)角度的改變將影響其出口的面積。基于上述簡(jiǎn)化，確定了雙外涵模式下前VABI閥門(mén)的角度，并對(duì)雙外涵模式流路的流場(chǎng)進(jìn)行分析。

3.1 邊界條件

以單外涵模型small5的流路為基準(zhǔn)流路，建立雙外涵模型big0。其邊界條件如圖10所示。設(shè)cdfsin、outlet1和outlet2為靜壓出口。從圖中可見(jiàn)，計(jì)算時(shí)通過(guò)調(diào)整靜壓，來(lái)保證inlet、cdfsout和outlet2的流量與預(yù)期值相等。通過(guò)調(diào)整前VABI開(kāi)關(guān)角度和改變前VABI的面積，使得outlet1和cdfsout達(dá)到預(yù)期流量。

圖10 邊界條件

3.2 前VABI面積的確定

為使outlet1和cdfsout達(dá)到預(yù)期流量，改變前VABI閥門(mén)的角度，建立了不同模型，如圖11所示。從圖中可見(jiàn)，模型big0的前VABI閥門(mén)與發(fā)動(dòng)機(jī)軸向夾角為 0°，模型 big1、big2 和 big3 分別為 -20°、-15°和-17°。計(jì)算結(jié)果表明：模型big3的各邊界與預(yù)期的流量基本一致。因此可以確定雙外涵時(shí)前VABI閥門(mén)位置與軸線夾角為-17°。

圖11 不同前VABI閥門(mén)角度的模型

3.3 流場(chǎng)分析

模型big3的流場(chǎng)分布如圖12所示。第1外涵道出口處總壓梯度較大，摻混截面總壓與CDFS出口總壓的比值為0.819；經(jīng)過(guò)中介機(jī)匣進(jìn)入第2外涵道的氣流流動(dòng)存在明顯的逆壓力梯度區(qū)，但流線圖顯示，該氣流并沒(méi)有發(fā)生分離和回流。

圖12 模型big3流場(chǎng)分布

4 單外涵模式流場(chǎng)分析

基于以上分析，優(yōu)化了單外涵模式發(fā)動(dòng)機(jī)中介機(jī)匣、內(nèi)涵流路以及第1外涵道的流路，確定了前VABI閥門(mén)的角度。以單外涵模型small5的流路為基礎(chǔ)，分2種情況分析了變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)單外涵模式下流路的流場(chǎng)：在雙外涵向單外涵模式轉(zhuǎn)換時(shí)，前VABI的面積不變的情況；前VABI面積開(kāi)到最大的情況。

在前VABI面積不變時(shí)單外涵模式下流路的壓力分布如圖13所示。中介機(jī)匣和第1外涵道的總壓恢復(fù)系數(shù)分別為0.986和0.671。該種情況下第1外涵道總壓損失過(guò)大。

在前VABI面積最大時(shí)單外涵模式下流路的壓力分布情況如圖14所示。中介機(jī)匣和第1外涵道的總壓恢復(fù)系數(shù)分別為0.986和0.964。

圖13 單外涵模式下流路的壓力分布（前VABI面積不變）

圖14 單外涵模式下流路的壓力分布（前VABI面積最大）

5 結(jié)論

（1）第1外涵道的流通面積越大、與軸向的角度越小，其總壓損失越小。在單外涵模式下，第1外涵道壁面距離與初始流路相當(dāng)且與軸線夾角為20°時(shí)，總壓恢復(fù)系數(shù)可達(dá)0.964。

（2）在由雙外涵模式到單外涵模式轉(zhuǎn)換過(guò)程中，前VABI面積不變時(shí)，前VABI處壓力損失過(guò)大，因此單外涵模式下應(yīng)將前VABI面積開(kāi)到最大以減小總壓損失。

該數(shù)值模擬方法及研究思路可用于變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的流路優(yōu)化及雙外涵匹配分析，為深入研究變循環(huán)技術(shù)提供參考。

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Study on Double Bypass Matching of Variable Cycle Engines

HAN Jia,SUN Li-ye,ZHANG Yue-xue
（AVIC Shenyang Engine Design and Research Institute,Shenyang 110015,China）

Aiming at the double bypass matching on a variable cycle engine with coreengine driven fan stage,a numerical simulation method was presented.An initial flowpath of variable cycle engine were analyzed and optimized by a CFD sofiware Fluent.The flow fields of doubleand singlebypassmodewith differentfrontvariableareabypassinjectorswereanalyzed.Theresultsshowthat theangleand areasof the first bypass has observably influence on total pressure recovery coefficient.The front variable area bypass injector should be opened as big as possibletodecreasethetotal pressurelosswhen shift thedoublebypassmodetothesinglebypassmode.Thenumerical simulation can be used in flowpath optimization and doublebypassmatchinganalysis.Thisstudy providesareferencefor further study on thevariablecycletechnology.

double bypass;single bypass;mode selection valve;variable cycle engine;numerical simulation

V211.45

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2015.01.010

2013-08-07 基金項(xiàng)目：航空動(dòng)力基礎(chǔ)研究項(xiàng)目資助

韓佳（1987），男，工程師，從事航空發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能設(shè)計(jì)工作；E-mail：hanjiayx@163.com。

韓佳，孫立業(yè)，張躍學(xué).變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)雙外涵匹配研究[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2015,41（1）:53-57.HAN Jia，SUN Liye，ZHANGYuexue.Study on doublebypassmatchingof variablecycleengine[J].Aeroengine，2015,41（1）:53-57.

（編輯：肖磊）