液壓作動筒復雜雙油路腔流量偏小問題仿真分析及驗證

張 琪，李 寧，靳艷智，王孝義

（中國航發貴陽發動機設計研究所，貴陽550081）

0 引言

航空發動機可調噴管為發動機工作狀態調節的重要部件，通過對噴管喉道面積的調節可改變渦輪和噴管部件膨脹比的分配比例[1-3]。液壓操縱系統作為噴管喉道調節的主要執行機構，其工作的可靠性和穩定性是非常重要的。目前國內對航空發動機作動筒的研究大多圍繞作動筒裂紋故障分析[4-6]、結構設計[7]、控制系統試驗研究[8]、控制系統仿真設計分析[9-11]、控制伺服系統機構設計分析[12-14]，而采用數值仿真分析的方法分析作動筒流量的研究文獻鮮有報道。為此，基于某型航空發動機作動筒在試制中出現流量不合格的問題，開展數值仿真分析工作。作動筒組件通常分為有桿腔和無桿腔，作動筒有桿腔（工作腔）在工作中的流阻增大將導致腔體內流動介質在一定壓差條件下填充時間延遲，從而迫使可調噴管驅動響應時間滯后。

某型渦扇發動機的可調噴管液壓操縱系統在試制階段，暴露出噴管液壓操縱系統的單件作動筒流阻試驗流量值批次性存在流量值偏小和流量波動較大的問題，具體為液壓作動筒工作腔流量值較設計要求偏小約8%～22%。本文針對該問題開展了數值仿真分析，查找問題原因，并提出改進措施。

1 作動筒結構分析

某型帶加力燃燒室的渦扇發動機收-擴噴管喉道截面由I排液壓操縱系統驅動。在非加力及加力狀態下，按設定的控制規律控制噴管喉道截面面積，以保證穩定狀態時要求的低壓轉子控制計劃和過渡狀態及加力接通時的氣動穩定性裕度[3]。

噴管喉道I排液壓操縱系統由12個作動筒組件首尾相連焊接成作動環。單個液壓作動筒主要由端蓋、筒體、活塞、密封圈、雙油路管座等組成，如圖1所示。作動筒組件分為工作腔（有桿腔）和回油腔（無桿腔），通過雙油路管座及筒體上的工作腔管接嘴和回油腔管接嘴實現燃油進出，液壓作動筒借助雙油路管座和端蓋上的耳孔固定，為降低作動筒構件工作溫度，采用燃油逆流的方法冷卻，如圖2所示。

圖1 液壓作動筒基本構成結構

圖2 作動筒內腔冷卻流路

2 作動筒內腔流路分析

前期依據液體介質流量公式對可能影響液體流量的諸多因素進行分析，已排除壓力測點位置、壓力表測量精度、試驗壓力條件、流量計量方法等作動筒流量測量因素。除上述對作動筒流量偏小的影響分析工作外，還須對作動筒內腔流路尺寸和流體介質流動進行分析，查找影響作動筒流量的內在因素。

2.1 內腔流動面積分析

作動筒內腔流道尺寸是影響流量的重要因素，對流道中組成零件上最小截面尺寸進行復查，對流體介質工作腔流道中的最小流通面積進行核算，對作動筒內腔流道的4處較小面積處（如圖3所示）進行核算，其結果見表1。從表中可見，作動筒工作腔多股流入口處的面積之和S2較小，為 50.20 mm2，對作動筒實物解剖的尺寸計量結果也證實了實物尺寸符合設計要求。

表1 作動筒工作腔流通面積計算結果

圖3 作動筒內腔流道截面積

2.2 內腔流動仿真

鑒于作動筒內腔體流路較為復雜，為詳細了解流體介質在其內部的流動，以及流體介質在復雜腔體內參數的變化情況，本文對雙油路作動筒內腔進行CFD數值仿真分析。在作動筒內腔仿真模型建立過程中未對幾何進行任何簡化，保留了腔體內的全部細節特征，其仿真分析剝離的幾何模型如圖4所示。由于作動筒內腔結構復雜，采用ICEM軟件的多面體球形結構網格對計算域進行網格劃分。為精確模擬作動筒內腔流動及損失，在內腔近壁面處設置邊界層網格。采用5種不同網格總數進行網格無關解驗證，網格總數80萬時滿足無關解的要求，故本文的網格總數選擇為80萬，如圖5所示。

圖4 作動筒工作腔仿真幾何模型

根據改進前作動筒流量的實測值，采用4種湍流模型進行計算，計算結果見表2。RNG k-ε湍流模型的計算精度最高，相對誤差為4.96%，故采用RNG k-ε湍流模型進行計算。按試驗結果將邊界條件分別設置為壓力進口條件和壓力出口條件，流體介質為煤油。壓力與速度耦合采用SIMPLE算法，收斂殘差設為 10-6。

圖5 作動筒仿真分析計算網格

表2 工作介質流量的計算結果與試驗結果對比

按上述模型及邊界條件設置模擬作動筒內腔的介質流動，其計算結果如圖6～8所示。結果表明，在試驗壓力條件下作動筒仿真計算的流量為465.5 mL/s，與作動筒工作腔流量實測平均值443 mL/s（數據為作動筒流量試驗所得，檢驗流量是否合格）的偏差為4.96%，驗證了仿真分析的置信度。

圖6 作動筒工作腔流線

圖7 作動筒工作腔沿流程截面總壓分布

圖8 作動筒出口流量監控

從圖6、7中可見，在流體流經作動筒雙油路管座前，流體在內腔的流動較為平緩，其流體總壓損失較小，但在流經雙油路管座時，流道面積驟然縮減，流體速度迅速升高，加之流道在此處大幅度偏轉流體流線產生較大彎折而導致總壓迅速衰減[2]，依據仿真分析結果可知，在雙油路管座加工過程中形成凸臺的“收口”處燃油流速急速升高為流路中的截流面，按仿真模型測算該處面積值僅為40.37 mm2（如圖9所示），其數值較表2中測算的流道面積值更小，按仿真分析的結果預測，影響作動筒流量的關鍵因素在于雙油路管座內形成的月牙形凸臺，此處對作動筒工作腔流阻損失和流量的大小起決定作用。

圖9 雙油路管座的加工臺階

3 結果分析及改進措施

通過上述對作動筒工作腔流動情況的分析，明確了作動筒工作腔流量偏小的主要原因為雙油路管座加工中形成的月牙形凸臺增大了流動損失并形成最小流動截面所致，為此，從設計角度提出在加工時將月牙形“凸臺”去除（如圖10所示）的要求，從而使流道流通面積增大，流速降低，流動阻力減小，打磨凸臺后，經測算可知該處流動面積約為46.8 mm2，較之前狀態的面積增大15.9%，按第2.2節所述仿真計算方法計算得到的流量為539 mL/s（如圖11所示），表明去除凸臺后的作動筒工作腔流量可滿足設計要求。

4 驗證情況

圖10 雙油路管座“凸臺”打磨效果

基于上述分析，承制廠對作動筒組件雙油路管座加工凸臺進行打磨，并測取此狀態作動筒的工作腔流量，改進前、后的作動筒實測流量同數值仿真對比結果見表3。從表中可見，改進前、后作動筒流量實測值與仿真計算結果的偏差不超過6%，再次驗證仿真分析方法的置信度及對流動情況的預估能力，也表明采取上述措施對綜合改善流量偏小問題效果顯著，措施有效。仿真流量值均比試驗流量值大，這是因為作動筒壁面存在一定粗糙度，會影響流體的流動，增大流動損失，流通能力降低，而數值仿真未考慮壁面粗糙度，所以計算出的數值比理論值偏大。

5 總結

（1）雙油路管座加工形成的凸臺沒有打磨，導致該處流道面積驟然縮減，流體流過該處時速度迅速增大，流線產生較大的彎折，壓力迅速衰減，導致流量偏小；

（2）通過數值仿真分析，雙油路管座打磨凸臺后流量由465.5 mL/s增大到539 mL/s，增大了73.5 mL/s;

（3）作動筒管座實物打磨凸臺后，流量實測值由443 mL/s增大到507 mL/s，滿足設計要求。

采取了本文提出的措施后，后續生產的作動筒均未再出現流量偏小問題，從而證明該措施有效。