模態轉換時間對模態轉換過程的影響

唐 琳，孫 波

(南京理工大學 航空宇航系， 南京 210094)

吸氣式高超聲速飛行器越來越受到各航天大國的關注，吸氣式高超聲速技術是發展高超聲速推進技術的關鍵技術，它的飛行馬赫數十分寬廣，從亞聲速、跨聲速、超聲速一直到高超聲速，但目前任何一種單一的吸氣式發動機(渦輪發動機或沖壓發動機)均不能滿足要求，因此國內外對組合動力開展了廣泛的研究。渦輪機組合循環發動機將渦輪發動機和沖壓發動機結合在一起，結合了各自飛行范圍的優勢，使其具有可水平起降、重復使用、可靠性高、低速性能好等優點，是高速飛行器重要的推進系統選擇方案之一[1-3]。

TBCC進氣道是TBCC發動機的重要組成部件,它的主要任務是高效率地向渦輪發動機的壓氣機或沖壓發動機的燃燒室提供一定壓力、溫度、速度和流量的空氣,以滿足飛行器高超聲速飛行的需要，其中包括模態轉換過程中同時向渦輪通道和沖壓通道提供所需氣流，因此能否完成模態轉換過程的平穩過渡是決定TBCC發動機是否研制成功的關鍵。因此，對TBCC進氣道模態轉換的研究在TBCC設計技術中十分重要[4]。

國內對進氣道模態轉換過程的研究正在逐漸增多，如曹石彬等[5]利用定常與非定常相結合的辦法，分析了模態轉換過程中外并聯型TBCC進氣道的流場變化，性能參數的變化以及模態轉換時間的影響。袁化成等[6]對一種外并聯渦輪機組合循環發動機進氣道進行了基于定常和非定常的模態轉換過程氣動特性分析，獲取了進氣道模態轉換過程的流動特性。劉君等[7]對一種內并聯式TBCC進氣道模態轉換過程的穩態和非穩態特性開展了數值仿真研究，重點分析了非穩態轉換過程對進氣道氣動性能的影響。孫波等[8]對三種典型并聯方案(后開內并聯、前開外并聯、混合式內并聯)在Ma2.1的模態轉換工況下進行了穩態仿真分析。向先宏等[9]通過動態數值模擬和高速風洞實驗對外并聯進氣道模態轉換特性進行了初步探索研究。

國外單純對TBCC進氣道模態轉換過程氣動特性開展的研究工作并不太多，Albertson 等[10]在2006年對雙通道渦輪基組合循環進氣道進行了風洞實驗研究。Sauder等[11]在2008年美國宇航局(NASA)報告中對一種Ma=7的二元外并聯式雙模態TBCC進氣道設計過程進行了詳盡說明，初步完成了控制模態轉換的分流板的設計工作。Slater等[12]在2010年時采用 CFD技術仿真了TBCC進氣道模態轉換過程的氣動性能，并與風洞試驗結果進行了對比分析。

本文利用動網格技術及非定常數值仿真方法對外并聯TBCC進氣道模態轉換過程中沖壓通道起動和不起動狀態的相互轉變過程進行數值仿真研究，以獲得TBCC并聯進氣道模態轉換過程進氣道沖壓通道起動特性。

1 進氣道幾何模型和數值模擬方法

對二元TBCC外并聯進氣道模態轉換過程(渦輪通道由開到閉以及由閉到開)進行數值仿真，上通道為沖壓通道，下通道為渦輪通道，模態轉換馬赫數為2.1，進氣道幾何模型如圖1所示,沖壓通道采用三波系設計，內收縮比為1.06，第一，二，三級壓縮面的壓縮角分別為4.8°，3.9°以10.8°。本文采用的進氣道模型的分流板的轉軸位置比較靠后，進氣道分流板的轉軸位置對進氣道的模態轉換過程有一定影響，因為分流板轉軸位置決定了分流板旋轉時影響的流場大小。

根據文獻[5，13],在進行非穩態計算時，求解器和湍流模型等的選擇與穩態計算一致。本文采用N-S方程求解器，采用有限體積法對雷諾平均數進行離散，黏性通量采用二階中心差分法進行離散，采用RNGk-ε的湍流模型，近壁面處采用標準壁面函數法進行模擬。分子粘性系數采用Surtherland公式計算，對壁面取絕熱無滑移固體邊界條件。分流板旋轉7.2°，選擇模態轉換時間為100 ms,則需設置其角速度為1.66 rad/s。因此，進行非穩態計算時，設置時間步長為10-5s,時間步數為10 000步。每個時間步內的迭代次數為200次。本文一共選取了三個模態轉換時間50 ms,100 ms以及1 s,時間的選取參照了文獻[4]，為了獲得模態轉換時間對模態轉換過程的影響，本文選取了3個差值較大的時間，對時間的選取不固定也可以選擇其他時間進行模擬計算。

進行非穩態計算前，計算一個穩態流場作為非穩態流場的初始流場。在進行非穩態計算時，需要使用Fluent的動網格技術，本文采用的動網格算法為彈簧光順和局部重構法，運動區域為外并聯TBCC進氣道的分流板，將其設置為剛體運動。采用混合網格對外并聯TBCC進氣道計算域進行劃分，其網格如圖2所示。分流板附近區域采用非結構網格進行劃分，而其他區域采用結構網格進行劃分，這樣既可以保證分流板轉動時其附近的網格進行動態更新，又沒有降低其他區域的網格質量。整個進氣道的網格量大約為10萬，壁面的y+值在30左右。

圖1 進氣道幾何模型

圖2 進氣道計算網格

2 不同模態轉換時間的模態轉換過程性能分析

對外并聯進氣道模態轉換過程，渦輪通道由開到閉(正向模態轉換)以及由閉到開(反向模態轉換)在Ma2.1進行仿真分析。

2.1 渦輪通道全開和全閉穩定流場分析

首先對渦輪通道完全打開和完全關閉兩種狀態進行穩態數值模擬，以作為模態轉換過程非穩態計算的初場。當渦輪通道全開時，沖壓通道處于起動狀態，如圖3(a)，唇口斜激波打在下壁面，在沖壓通道內形成反射波，沖壓通道內主流均為超聲速。當渦輪通道全關時，沖壓通道由起動變為不起動，如圖3(b)，在唇口處出現溢流脫體激波，沖壓通道主流產生亞聲速流，在沖壓通道下壁面處產生厚邊界層，且分流板產生的斜激波強度變大。此時的情況與文獻[4]中出現的情況一致在渦輪通道全部關閉時，在沖壓通道處出現溢流導致沖壓通道不起動。

圖3 渦輪通道全開和全關的等馬赫圖

2.2 模態轉換時間為100 ms時進氣道流場分析

分流板圍繞后邊的轉軸逆時針旋轉，渦輪通道由開到閉一共轉動7.2°，用時100 ms,在整個模態轉換過程每隔10 ms截取一個流場圖。渦輪通道關閉10%到渦輪通道全關的等馬赫線圖如圖4所示，渦輪通道關閉10%到50%，沖壓通道起動，隨著分流板向下轉動，沖壓通道內反射波消失，馬赫數逐漸減小，分流板產生的斜激波的強度逐漸增大，從圖4(a)-圖4(c)可以看出渦輪通道關閉10%到30%的流場圖相似，在渦輪通道關閉40%時，沖壓通道內開始產生亞聲速流，此時的沖壓通道內既有超聲速流也有亞聲速流，當渦輪通道關閉50%時，此時唇口激波強度明顯增強，沖壓通道內產生較多的亞聲速流，可以認為此時沖壓通道剛好處于臨界起動狀態。

在渦輪通道關閉60%時，唇口截面前出現溢流脫體激波，沖壓通道進入不起動狀態，隨著渦輪通道逐漸關閉，溢流激波強度逐漸增強，從圖4(h)-圖4(j)可以看出渦輪通道關閉80%到全關的流場圖類似，此時的三道斜激波馬赫數較大。

反向模態轉換，分流板圍繞后邊的軸點順時針旋轉,渦輪通道關閉90%到渦輪通道關閉10%時的等馬赫圖如圖5所示，沖壓通道在整個過程均處于不起動，在渦輪通道關閉90%到渦輪通道關閉60%，唇口處有溢流激波，隨著渦輪通道逐漸打開，溢流激波強度逐漸變弱并逐漸靠近唇口截面,第三道斜激波的強度逐漸變弱，沖壓通道下壁面的邊界層逐漸變薄，在此過程中沖壓通道內都產生的都是亞聲速流。渦輪通道全開時，如圖5(j),沖壓通道起動。

圖4 正向模態轉換渦輪通道不同開度等馬赫圖

圖5 反向模態轉換渦輪通道不同開度等馬赫圖

2.3 模態轉換時間為50 ms時進氣道流場分析

模態轉換時間為50 ms時，渦輪通道關閉10%到渦輪通道全關閉的等馬赫線圖如圖6所示，渦輪通道關閉10%到60%，沖壓通道起動，隨著分流板向下轉動，沖壓通道內反射波消失，馬赫數逐漸減小，分流板產生的斜激波的強度逐漸增大，從圖6(a)-圖6(c)可以看出：渦輪通道關閉10%到30%的流場圖相似，在渦輪通道關閉40%時，沖壓通道內開始產生亞聲速流，此時的沖壓通道內既有超聲速流也有亞聲速流，渦輪通道關閉50%時的流場圖與模態轉換時間為100 ms時，渦輪通道關閉40%時的流場圖相似，當渦輪通道關閉60%時，唇口激波強度明顯增強，沖壓通道內產生較多的亞聲速流，可以認為沖壓通道剛好處于臨界起動狀態。

在渦輪通道關閉70%時，唇口截面前出現溢流脫體激波，沖壓通道進入不起動狀態，隨著渦輪通道逐漸關閉，溢流激波強度逐漸增強，從圖6(h)-圖6(j)可以看出：渦輪通道關閉80%到全關的流場圖類似，此時的三道斜激波馬赫數較大。與模態轉換時間100 ms相比，進氣道由起動狀態變成不起動狀態時渦輪通道處于的關閉狀態百分比延遲，并且在渦輪通道關閉相同百分比時，渦輪通道的激波位置更靠后。

模態轉換時間為50 ms時，渦輪通道關閉90%到渦輪通道全開時的等馬赫圖如圖7所示，沖壓通道在整個過程均處于不起動，在渦輪通道關閉90%到渦輪通道關閉40%，唇口處有溢流激波，隨著渦輪通道逐漸打開，溢流激波強度逐漸變弱并逐漸靠近唇口截面,第三道斜激波的強度逐漸變弱，沖壓通道下壁面的邊界層逐漸變薄，在此過程中沖壓通道內都產生的都是亞聲速流。

2.4 模態轉換時間為1 s時進氣道流場分析

模態轉換時間為1 s時，外并聯TBCC進氣道進行正向模態轉換，渦輪通道關閉10%到渦輪通道全關的等馬赫線圖如圖8所示，渦輪通道關閉10%到30%，沖壓通道起動，隨著分流板向下轉動，沖壓通道內反射波消失，馬赫數逐漸減小，分流板產生的斜激波的強度逐漸增大，在渦輪通道關閉30%時，沖壓通道內開始產生亞聲速流，此時的沖壓通道內既有超聲速流也有亞聲速流。

在渦輪通道關閉40%時，唇口截面前出現溢流脫體激波，沖壓通道進入由起動狀態變成不起動狀態，隨著渦輪通道逐漸關閉，溢流激波強度逐漸增強，沖壓通道下壁面附面層逐漸增多，從圖8(h)-圖8(j)可以看出：渦輪通道關閉70%到全關的流場圖類似，此時的三道斜激波馬赫數較大。與模態轉換時間100 ms相比，進氣道由起動狀態變成不起動狀態時渦輪通道處于的關閉狀態百分比提前，且沒有臨界起動狀態，并且在渦輪通道關閉相同百分比時，渦輪通道的激波位置更靠前。

模態轉換時間為1 s時，外并聯TBCC進氣道進行反向模態轉換,渦輪通道關閉90%到渦輪通道全關的等馬赫圖如圖9所示，在渦輪通道關閉90%到80%，沖壓通道在整個過程均處于不起動，在渦輪通道關閉90%到渦輪通道關閉60%，唇口處有溢流激波，隨著渦輪通道逐漸打開，溢流激波強度逐漸變弱并逐漸靠近唇口截面,第三道斜激波的強度逐漸變弱，沖壓通道下壁面的邊界層逐漸變薄，在此過程中沖壓通道內都產生的都是亞聲速流。在渦輪通道關閉10%時，在唇口處產生斜激波，進氣道由不起動變為起動，與模態轉換時間為100 ms相比，進氣道由不起動狀態變起動狀態的渦輪通道關閉百分比提前，且在渦輪通道關閉相同百分比時，渦輪通道的激波位置更靠后。

圖6 正向模態轉換不同開度等馬赫線圖

圖7 反向模態轉換渦輪通道不同開度等馬赫圖

圖9 反向模態轉換渦輪通道不同開度等馬赫圖

2.5 模態轉換時間對進氣道性能參數的影響

不同模態轉換時間下的沖壓通道的出口總壓恢復、流量系數以及出口馬赫數如圖10所示，正向模態轉換渦輪通道全關到渦輪通道關閉60%，此過程模態轉換時間為50 ms時，沖壓通道起動；渦輪通道全關到渦輪通道關閉50%，此過程模態轉換時間為100 ms時，沖壓通道起動；渦輪通道全關到渦輪通道關閉30%，此過程模態轉換時間為1s時，沖壓通道處于起動狀態這個過程內，隨著渦輪通道逐漸關閉，沖壓通道的出口總壓恢復略有升高流量系數逐漸增大出口馬赫數逐漸降低，并且模態轉換時間越長，出口總壓恢復越小而流量系數越大。在渦輪通道進一步關閉到30%,50%以及60%時，三個不同模態轉換時間的沖壓通道流量系數、總壓恢復分別發生突降，沖壓通道由起動變為不起動，并且隨著渦輪通道進一步關閉，不起動狀態加劇，沖壓通道出口總壓恢復和流量系數進一步減小。

反向模態轉換過程中，模態轉換時間為50 ms時渦輪通道由全閉到全開時，模態轉換時間為100 ms時渦輪通道由全閉到關閉10%，模態轉換為1s時渦輪通道由全閉到關閉20%，總壓恢復和流量系數均處于較低水平，沖壓通道處于不起動狀態。模態轉換時間為100 ms時，渦輪通道關閉10%到渦輪通道全開以及模態轉換時間為1 s時渦輪通道關閉20%到渦輪通道全開，沖壓通道由不起動變為起動，在此過程內，出口總壓恢復和出口馬赫數明顯增大，沖壓通道處于不起動時出口馬赫數變化不大,在1.11到1.13范圍內變化。

由以上分析看出：對于正向模態轉換，模態轉換時間越短，沖壓通道由起動變不起動狀態時的渦輪通道關閉越多，沖壓通道越不容易從起動變不起動；而反向模態轉換正好相反，模態轉換時間越長，沖壓通道越容易從不起動變起動。

圖10 模態轉換過程性能參數變化

3 結論

1) 正向模態轉換模態轉換時間為50 ms時在渦輪通道關閉70%，模態轉換時間為100 ms時在渦輪通道關閉60%，模態轉換時間為1s時在渦輪通道關閉40%，沖壓通道由起動變為不起動，模態轉換時間越短，沖壓通道處于不起動狀態的范圍越小。

2) 反向模態轉換過程，模態轉換時間為50 ms時，整個過程均處于不起動狀態；模態轉換為100 ms時，在渦輪通道關閉10%時，沖壓通道由不起動變起動；模態轉換為1 s時，在渦輪通道關閉20%時，沖壓通道由不起動變起動，模態轉換時間越長，沖壓通道處于起動狀態的范圍越大。