間冷回?zé)釡u扇發(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞髟趪姽軆?nèi)的安裝布局研究

童傳琛，婁德倉，朱曉華（中國燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500）

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間冷回?zé)釡u扇發(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞髟趪姽軆?nèi)的安裝布局研究

童傳琛，婁德倉，朱曉華
（中國燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500）

摘要：通過引入多孔介質(zhì)模型，建立了適用于復(fù)雜管束結(jié)構(gòu)的CFD計(jì)算模型，并利用文獻(xiàn)數(shù)據(jù)對其進(jìn)行了校核。在此基礎(chǔ)上，對安裝回?zé)崞髂K后的噴管流場進(jìn)行數(shù)值仿真研究，得到燃?xì)庠趪姽軆?nèi)的流動(dòng)結(jié)構(gòu)、壓力損失及流量分配參數(shù)。基于Isight優(yōu)化平臺(tái)，在給定相同壓力損失條件下，得到通過回?zé)崞髯畲罂側(cè)細(xì)饬髁肯碌陌惭b方案，以及安裝變量對優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)的影響權(quán)重，可為回?zé)崞靼惭b設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)，并為進(jìn)一步的全三維CFD研究提供理論支持。

關(guān)鍵詞：航空發(fā)動(dòng)機(jī)；間冷回?zé)嵫h(huán)；回?zé)崞鳎粔毫p失；多孔介質(zhì)模型；優(yōu)化安裝設(shè)計(jì)；流量平衡

installation optimization；balance of mass flow

1　引言

隨著環(huán)境和能源問題的日益凸顯，國內(nèi)外航空動(dòng)力研究機(jī)構(gòu)及相關(guān)公司提出了間冷回?zé)嵫h(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)這一新概念，并對其開展了大量的研究工作［1-2］。間冷回?zé)嵫h(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)通過在壓氣機(jī)級間布置間冷器和在噴管內(nèi)布置回?zé)崞鳎瑏磉_(dá)到提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱循環(huán)效率的目的。其中回?zé)崞鳌㈤g冷器的研制及安裝技術(shù)，為該類發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵技術(shù)［3］。

中國燃?xì)鉁u輪研究院于國內(nèi)率先開展間冷回?zé)嵫h(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)研制，完成了回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)優(yōu)化。回?zé)崞餍倔w采用U型管束，管束為橢圓管式結(jié)構(gòu)，并按照5/4/5的形式布局，見圖1。整個(gè)回?zé)崞鹘M件由8個(gè)回?zé)崞鲉卧K組成，布置在發(fā)動(dòng)機(jī)噴管內(nèi)。其中6個(gè)單元模塊沿軸向分成兩組對稱分布，另外兩個(gè)模塊置于兩側(cè)，具體的空間布局見圖2。

回?zé)崞髟诎l(fā)動(dòng)機(jī)中的安裝方式，會(huì)對噴管性能、燃?xì)饣責(zé)崞鲉卧獌?nèi)流量分配及回?zé)崞鲹Q熱性能帶來影響，進(jìn)而影響整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)的熱力循環(huán)效率。因此，有必要研究安裝回?zé)崞骱髧姽軆?nèi)燃?xì)饬鲃?dòng)，為回?zé)崞鞯陌惭b設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)和理論支持。為此本文通過建立的基于多孔介質(zhì)計(jì)算方法的噴管內(nèi)流場數(shù)值仿真研究模型，對不同安裝結(jié)構(gòu)下噴管內(nèi)燃?xì)饬髯钃p失及燃?xì)饬髁吭诟鲹Q熱模塊內(nèi)的分配進(jìn)行分析，并基于Isight優(yōu)化平臺(tái)，對回?zé)崞靼惭b進(jìn)行優(yōu)化。

圖1　回?zé)崞鞒叽缂肮苁g距Fig.1 The size of recuperator and space between tubes

圖2　回?zé)崞鲉卧w空間布局Fig.2 The installation of recuperator in the nozzle

2　多孔介質(zhì)CFD模型

由于回?zé)崞鞴苁嗲颐芗舨捎萌SCFD方法需數(shù)量龐大的計(jì)算網(wǎng)格，且耗時(shí)耗資源，難以在工程設(shè)計(jì)中廣泛應(yīng)用。為此，本文合理簡化出二維計(jì)算模型，建立了適用于回?zé)崞髁鲃?dòng)傳熱計(jì)算的多孔介質(zhì)模型，并在此基礎(chǔ)上完成計(jì)算和分析。

2.1多孔介質(zhì)連續(xù)方程

單位時(shí)間微元體內(nèi)流體質(zhì)量的增加，等于同一時(shí)間間隔內(nèi)流入該微元體的流體凈質(zhì)量。由于所研究回?zé)崞餍倔w結(jié)構(gòu)內(nèi)部的氣流流動(dòng)與傳熱是穩(wěn)態(tài)情況，所以連續(xù)方程為：

式中：εs為多孔介質(zhì)的孔隙率，即回?zé)崞骺p隙體積與整個(gè)回?zé)崞鲉卧w體積之比；ρ為空氣密度；V→為泄漏氣流速度。

2.2多孔介質(zhì)動(dòng)量守恒方程

微元體內(nèi)流體的動(dòng)量隨時(shí)間的變化率，等于加在該微元體上的所有外力之和。由于研究對象內(nèi)部氣流流動(dòng)與傳熱是穩(wěn)態(tài)情況，所以動(dòng)量守恒方程為：

式中：μ為空氣動(dòng)力粘性系數(shù)，SV為其他粘性項(xiàng)之和，Si為多孔介質(zhì)所附加的動(dòng)量源項(xiàng)。

動(dòng)量源項(xiàng)包括粘性損失項(xiàng)和內(nèi)部損失項(xiàng)，即：

式中：等式右邊第一項(xiàng)為粘性損失項(xiàng)，第二項(xiàng)為內(nèi)部損失項(xiàng)，α、C2分別為多孔介質(zhì)的流動(dòng)阻力系數(shù)和內(nèi)部損失系數(shù)。

3　多孔介質(zhì)模型試驗(yàn)驗(yàn)證

針對本文所設(shè)計(jì)的回?zé)崞髂Ｐ停诓捎枚嗫捉橘|(zhì)模型計(jì)算研究中，由于缺乏相關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù)和經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式，因此回?zé)崞餍倔w部分采用直接數(shù)值計(jì)算方法。通過計(jì)算得到壓力損失與速度的關(guān)系式，再將該關(guān)系式應(yīng)用到回?zé)崞鞯陌惭b設(shè)計(jì)計(jì)算中，從而解決了復(fù)雜結(jié)構(gòu)的流場計(jì)算仿真問題。

3.1回?zé)崞鞫嗫捉橘|(zhì)模型建立

回?zé)崞餍倔w外部流動(dòng)二維計(jì)算模型如圖3所示，利用商業(yè)軟件Ansys-fluent完成不同速度工況下回?zé)崞餍倔w部分流場計(jì)算。圖4為計(jì)算的某一速度工況下回?zé)崞餍倔w內(nèi)壓力、速度分布云圖。根據(jù)計(jì)算的壓力損失與速度結(jié)果，二者的擬合關(guān)系式為Δp = 5.150V2+ 1.872V，見圖5。從而確定多孔介質(zhì)計(jì)算模型中內(nèi)部阻力系數(shù)、流動(dòng)阻力系數(shù)。

圖3　二維流動(dòng)計(jì)算模型Fig.3 The 2D CFD model of the flow

文獻(xiàn)［4］、［5］中的換熱器模型同樣為U型管式換熱器，由若干截面為橢圓的U型管組成，并以4/3/4的形式布置在兩個(gè)集流管上。文中根據(jù)其試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對多孔介質(zhì)模型在換熱器CFD中的應(yīng)用進(jìn)行驗(yàn)證。將1/2U型管式換熱器置于安裝通道中，建立如圖6所示的CFD驗(yàn)證模型。計(jì)算時(shí)，將換熱器處理成各項(xiàng)同性的多孔介質(zhì)模型。

圖4　回?zé)崞餍倔w內(nèi)部流動(dòng)CFD計(jì)算結(jié)果Fig.4 The computational results of flow condition in the core part of recuperator by CFD

圖5　回?zé)崞餍倔w內(nèi)部流動(dòng)壓力損失與速度的擬合關(guān)系式Fig.5 The relationship between pressure loss and velocity

圖6　換熱器的多孔介質(zhì)假設(shè)Fig.6 The porous media of heat exchanger

3.2 CFD模型驗(yàn)證

進(jìn)口為速度入口，速度分別為3.50、6.01、9.23、 10.85 m/s，進(jìn)口湍動(dòng)能均為0.6%；右側(cè)為壓力出口，湍動(dòng)能為5.8%。采用SST k - w湍流模型，壓力速度耦合采用SIMPLE算法，解收斂標(biāo)準(zhǔn)為各項(xiàng)殘差精度均小于10-5。

圖7為燃?xì)馔ㄟ^帶有回?zé)崞鞯耐ǖ篮蟮目倝悍植迹芍庇^看出氣流在回?zé)崞餍倔w內(nèi)的流動(dòng)和壓力分布。圖8為計(jì)算壓力損失與試驗(yàn)結(jié)果的對比，可見計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，最大相對誤差僅2.64%。說明多孔介質(zhì)模型能較為準(zhǔn)確地描述氣流通過回?zé)崞骱蟮膲毫ψ兓?/p>

圖7　燃?xì)庠谕ǖ纼?nèi)的總壓力分布云圖Fig.7 Total pressure distribution of the exhaust gas

圖8　壓力損失數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比Fig.8 Comparison between experimental data and CFD results of pressure loss

回?zé)崞髟趪姽軆?nèi)的安裝主要是對安裝角度進(jìn)行精心設(shè)計(jì)計(jì)算，在給定壓力損失下確定通過回?zé)崞鞯娜細(xì)饬髁窟_(dá)到最大。為減少計(jì)算量，根據(jù)安裝回?zé)崞骱髧姽芰鞯赖娜S結(jié)構(gòu)模型，簡化為二維軸對稱CFD模型，如圖9所示。圖中，α、β、γ分別為回?zé)崞?～3與發(fā)動(dòng)機(jī)的軸向安裝角。

4　回?zé)崞靼惭b布局性能分析

4.1初始設(shè)計(jì)方案

根據(jù)設(shè)計(jì)的噴管、換熱器模型，并參照文獻(xiàn)［5］提供的安裝方案，建立初始設(shè)計(jì)方案，表1給出了各回?zé)崞髂K安裝角及燃?xì)饬髁亢涂偭髁俊?/p>

圖9　回?zé)崞鞫S安裝模型Fig.9 Installation arrangement of recuperator in 2D model

表1　初始設(shè)計(jì)方案及計(jì)算流量Table 1 Installation angel and mass flow in the original scheme

初始安裝方案噴管內(nèi)流動(dòng)信息見圖10、圖11。可見，初始安裝方案中噴管內(nèi)流動(dòng)存在較多的旋渦區(qū)域，特別是在回?zé)崞?的頭部和下部，流動(dòng)旋渦明顯，流量分配不均勻，說明該安裝方案不合理，氣流流動(dòng)有待改善。

圖10　噴管內(nèi)燃?xì)饪倝汉挽o壓分布云圖Fig.10 Contours of total pressure and static pressure distribution in the nozzle

圖11　噴管內(nèi)燃?xì)馑俣仁噶繄DFig.11 Exhaust gas vector plot in the nozzle

4.2 Isight優(yōu)化設(shè)計(jì)

選用Isight優(yōu)化平臺(tái)［6］自帶的多島遺傳算法對回?zé)崞靼惭b角度進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，流程如圖12所示。根據(jù)要求將幾何模型導(dǎo)入Gambit完成網(wǎng)格劃分，F(xiàn)luent讀入Gambit組件的網(wǎng)格文件，完成計(jì)算邊界和多孔介質(zhì)模型參數(shù)設(shè)置和流動(dòng)計(jì)算，并將結(jié)果傳遞到Calculator進(jìn)行處理分析。

圖12　 Isight優(yōu)化計(jì)算流程Fig.12 Procedure of optimization based on Isight software

4.3優(yōu)化設(shè)計(jì)

為便于研究，以α=15°、β=15°、γ=13°為基準(zhǔn)模型。設(shè)計(jì)變量為回?zé)崞髋c軸向安裝角的調(diào)整量，相應(yīng)于回?zé)崞?～3分別記為a1、a2和a3。則回?zé)崞靼惭b優(yōu)化可描述為：

優(yōu)化目標(biāo)最大流通流量：Maximum∑iFi×Gi（Fi為權(quán)重因子，取1.0；Gi為單個(gè)換熱器燃?xì)饬髁浚?/p>

約束條件：受噴管尺寸限制，優(yōu)化角度調(diào)整量為-6°≤a1≤6°，-5°≤a2≤5°，-5°≤a3≤5°。

針對所研究問題，給定噴管進(jìn)出口壓差，通過計(jì)算優(yōu)化得到通過回?zé)崞髯畲罂側(cè)細(xì)饬髁康陌惭b方案為最佳角度安裝方案。圖13示出了總流量經(jīng)過640種方案的優(yōu)化歷程。

圖13　目標(biāo)函數(shù)優(yōu)化歷程Fig.13 The convergence history of target function

圖14示出了優(yōu)化設(shè)計(jì)變量（安裝角度調(diào)整量）對輸出結(jié)果（總流量）的影響，圖中右上方虛線表示設(shè)計(jì)變量與輸出結(jié)果正相關(guān)，左下方實(shí)線表示負(fù)相關(guān)。從圖15中可進(jìn)一步看出設(shè)計(jì)變量對輸出結(jié)果的影響：a3對總流量的影響較大，且減小a3能提高通過回?zé)崞鞯目偭髁浚籥1、a2與換熱器總流量正相關(guān)，但影響較小，改變a1將影響通過回?zé)崞?的總流量；a2與回?zé)崞?、回?zé)崞?總流量正相關(guān)，與回?zé)崞?總流量負(fù)相關(guān)。

圖14　優(yōu)化設(shè)計(jì)變量與輸出結(jié)果關(guān)聯(lián)因子圖Fig.14 The relationship between design variables and output results

圖15　設(shè)計(jì)變量對優(yōu)化結(jié)果的影響Fig.15 The impact of design variables on the optimization results

表2　為優(yōu)化設(shè)計(jì)得到的最佳安裝角及優(yōu)化后通過回?zé)崞鞯目偭髁俊Ｅc初始方案相比，流量明顯提高。圖16、圖17分別為優(yōu)化后噴管內(nèi)的壓力分布云圖和速度矢量圖。噴管內(nèi)流場較初始方案有所改善，特別是在回?zé)崞?下方，氣流旋渦明顯減少，流場結(jié)構(gòu)良好。但在回?zé)崞?頭部、回?zé)崞?尾部及噴管椎部，仍存在旋渦回流區(qū)，需通過其他方案進(jìn)一步改善噴管內(nèi)流場。

圖16　優(yōu)化后噴管內(nèi)燃?xì)饪倝汉挽o壓分布云圖Fig.16 Optimized contours of total pressure and static pressure distribution of exhaust gas in the nozzle

5　結(jié)論

在回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上，根據(jù)噴管模型，建立了回?zé)崞鞯陌惭b計(jì)算模型，完成了安裝回?zé)崞骱髧姽軆?nèi)流動(dòng)的CFD計(jì)算，得到如下結(jié)論：

（1）建立了適用于管束回?zé)崞髁鲃?dòng)換熱的多孔介質(zhì)CFD計(jì)算模型，并將計(jì)算結(jié)果與相關(guān)文獻(xiàn)結(jié)果進(jìn)行了對比分析，確定了方法的可靠性；基于創(chuàng)建的多孔介質(zhì)計(jì)算模型，對安裝回?zé)崞骱髧姽軆?nèi)的流場進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。

（2）基于Isight優(yōu)化平臺(tái)，完成了回?zé)崞靼惭b角度的優(yōu)化設(shè)計(jì)，得到了各設(shè)計(jì)變量對優(yōu)化目標(biāo)的影

圖17　優(yōu)化后燃?xì)鈬姽軆?nèi)速度矢量圖Fig.17 Optimized vector plot of the exhaust gas flow in the nozzle

響關(guān)系，可為回?zé)崞靼惭b設(shè)計(jì)及全三維CFD計(jì)算提供指導(dǎo)。

（3）本文所做研究只考慮了噴管內(nèi)燃?xì)饬鲃?dòng)及損失，未考慮回?zé)崞鲹Q熱及換熱對流場的影響。下一階段將開展回?zé)崞髟趪姽軆?nèi)安裝后的換熱性能試驗(yàn)研究，并根據(jù)二維優(yōu)化安裝方案，建立三維CFD模型，進(jìn)行全面的計(jì)算研究。

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Installation layout of recuperator in nozzle for an intercooled recuperated engine

TONG Chuan-chen，LOU De-cang，ZHU Xiao-hua
（China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China）

Abstract：The CFD model adapting to the complex tube geometry was built by using the porosity model. For the validation of the CFD modeling，the comparison between experimental data from reference and calculation results was carried out. Based on the CFD model，the nozzle flowfield was investigated，the flow structure，pressure loss and mass flow distribution of the gas were obtained. The optimized installation was the maximization of the mass flow for the same amount of pressure loss in the Isight platform. During procedure of the optimization，the weight factors of installation variables on optimized object function were also obtained. It not only provides guidance for recuperator installation design，but also theoretical support for further full 3D CFD research.

Key words：aero-engine；intercooled recuperated cycle；recuperator；pressure loss；porous media；

中圖分類號：V231.1

文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A

文章編號：1672-2620（2016）01-0041-06

收稿日期：2016-01-11；修回日期：2016-02-02

作者簡介：童傳琛（1987-），男，河南周口人，工程師，碩士，從事航空發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻設(shè)計(jì)及熱分析。