中介機匣可調放氣活門數值研究

韋 禹， 羌曉青， 董 威,3， 歐陽華,3

(1.上海交通大學機械與動力工程學院， 上海 200240； 2.上海交通大學航空航天學院， 上海 200240； 3.燃氣輪機與民用航空發動機教育部工程研究中心， 上海 200240)

基于目前雙轉子系統的發動機結構，連接低壓部分和高壓部分的S形連接段多稱為過渡段，其中連接增壓級和高壓級的過渡段又稱為壓氣機中介機匣(intermediate casing duct,ICD)，簡稱中介機匣。中介機匣的性能決定了上游增壓級和下游高壓級之間的配合情況，直接影響發動機的工作穩定性。為了追求更高的經濟效益需要減輕發動機的重量和增加涵道比，因此中介機匣向著更為緊湊和更大高度落差的方向發展，導致了其中的分離流動、總壓畸變的加劇，這勢必對中介機匣的性能提出了更高的要求。

可調放氣活門(variable bleed valve,VBV)是中介機匣上承擔放氣功能的部件。在飛機的起飛、降落等慢車階段，中介機匣工作在非設計點下，此時由于增壓級和高壓級之間流量的不匹配，需要可調放氣活門進行放氣，避免增壓級進入喘振，從而拓寬發動機穩定工作的范圍。同時可調放氣活門還承擔著向外涵道排出異物、避免核心機受到異物沖擊的責任。

早在20世紀90年代初期，Britchford等[1-2]對中介機匣內的詳細流場進行了試驗測量和數值對比。之后，為了減少中介機匣軸向長度和抑制流動分離，對于中介機匣的研究主要集中在兩個方面：一方面是原理探索，如幾何因素和流動因素對中介機匣內的流動的影響：諸如下游流道形狀[3]、支板形狀[4-5]、過渡段軸向長度[6]、分流環[7]、流道粗糙度[8]、上游尾跡、總壓畸變、進氣口馬赫數[9-11]等；另一方面是應用層面，如流動控制或優化結構以降低過渡段的總壓損失或預測流場以實現控制：例如通過抽吸控制進口條件、附面層厚度，抑制分離流動[12-13]、利用渦流發生器控制流動、選取特征參數進行流道優化[14]、考慮上游葉片排進行一體化優化設計[15]、非軸對稱支板優化[16-17]、利用Gappy POD(proper orthogonal decomposition)預測穩態出口流場[18]等。

從上述中外對中介機匣的研究進展來看，目前絕大部分研究在沒有放氣的設計工況下進行，對可調放氣活門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]，還沒有公開文獻研究可調放氣活門放氣特性以及活門打開與否對中介機匣性能和流場的影響。為此，利用數值方法，通過改變活門開度和進口工況，深入研究可調放氣活門的放氣特性，并探討其對中介機匣出口總壓畸變的影響，以期充實中介機匣研究，為中介機匣的工程設計和改型提供技術支撐。

1 數值計算方法

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構化網格，湍流模型選取標準k-ε，在計算域入口給定總壓、總溫和來流方向，設定湍流強度為中等，在計算域的兩個出口分別給定靜壓，所有固體壁面采用絕熱無滑移條件。

本文中計算域如圖1所示，采用單通道計算，兩個支板之間的角度為30°，按照放氣活門全閉、半開和全開三種情況分別進行網格劃分。

圖1 中介機匣及可調放氣活門計算域Fig.1 ICD and VBV calculation domain

為了配合標準k-ε模型中壁面函數的使用，在網格劃分添加邊界層時控制第一層網格尺度，使得壁面y+最大值不超過60。為了研究計算結果對網格的依賴性，共生成了5套網格方案，網格數量分別為103萬、265萬、331萬、560萬和982萬，通過對計算結果的分析，綜合考慮計算精度和速度，最終選取331萬網格方案進行下一步的詳細研究，該網格如圖2所示。

圖2 網格拓撲結構Fig.2 Grid topology structure

2 結果分析

2.1 放氣特性

如前所述，可調放氣活門存在的主要目的就是為了解決非設計工況下上游增壓級和下游高壓壓氣機級之間流量不匹配的問題。因此，本節首先對可調放氣活門的放氣特性進行研究。

如圖3所示，當活門開度不變時，隨著進口總壓的增加，相對放氣量基本保持不變；相對放氣量與活門開度大小不成比例變化。這個分布說明，在進口氣流動量足夠大時，進口壓力主導流動，可調放氣活門探入內涵道中的迎風面積直接決定了相對放氣量的多少，與進口工況的變化無關，而放氣活門探入內涵的面積與活門打開角度是非線性相關的，所以表現出來的相對放氣量增長關系也是非線性的。

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

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

(1)

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

從圖4中曲線分布可以發現，隨著進口總壓的增加，外涵道的流量變數在確定的活門開度下近似呈線性變化。

設計時，活門開度規律同時受到放氣量和內涵出口總壓畸變指數的制約，因此需要找到一個合理的開度區間，使其滿足慢車狀態下放氣需求的同時盡可能降低對內涵出口流場品質的影響。在設計初期，必然會面臨放氣量能否滿足放氣需求的問題。即某一放氣量下是否使得增壓級工作點遠離了喘振邊界，擁有足夠的喘振裕度，與此同時，高壓級因為放氣導致的流量下降使得工作點靠近喘振邊界，此時高壓級是否仍然保有足夠的喘振裕度需要重點關注。

基于圖3和圖4對放氣特性和外涵道流量特性的分析研究，可以為可調放氣活門的初期設計提供一個基本的思路。不妨假設增壓級和高壓級處于某個流量不匹配的非設計工況下，此時增壓級的工作點過于靠近喘振邊界，那么此時應該打開放氣活門，從而增大增壓級的換算流量使其遠離失速危險區域。當放氣活門打開到一定程度時，在原增壓級壓比的基礎上根據外涵道流動狀態和進口無量綱總壓呈近似線性關系的原則可以很方便地確定外涵道的流量。因為相對放氣量基本恒定，則此時可以確定新的增壓級流量，在增壓級等轉速線上根據修正的流量可以找到對應的增壓級壓比，由此可以確定修正后的外涵道流量。通過反復迭代，使增壓級流量和外涵道流量相互匹配，并確定當前活門開度下增壓級和高壓級同時具有足夠的喘振裕度，最終可以確定兩者的共同工作點。

2.2 總壓畸變

可調放氣活門打開時，除了對活門附近流動有干擾，還會直接影響內涵出口的流場品質，進而影響到高壓級的工作，因此有必要引入內涵出的總壓畸變指標來衡量其影響程度。

總壓畸變直接關系到壓氣機的穩定性和安全性，會導致效率降低、工作線左移同時喘振裕度明顯下降，穩定邊界流量增加，更極易導致發動機失速、喘振等不穩定工作現象甚至空中停車[21-25]。同時，總壓畸變帶來的復雜氣體動力會給工作條件惡劣的高壓級帶來災難性后果[26]。壓氣機一旦進喘，會導致葉片的劇烈振動，壓氣機的各項性能指標都會斷崖下降[27]。

基于上述判斷，本節通過數值方法，重點討論引入可調放氣活門后中介機匣內涵出口的總壓畸變情況，從源頭分析總壓畸變的產生和發展過程。

圖5展示了相同進口工況下的內涵出口截面的無量綱總壓Pt,norm分布，無量綱總壓的定義為

(2)

圖5 內涵出口無量綱總壓分布Fig.5 Dimensionless total pressure distribution at inner outlet

圖5由左往右分別展示了可調放氣活門處于全關、半開和全開三種狀態下內涵出口的總壓分布。由圖5可見，活門全關狀態下，內涵道出口的總壓分布較為均勻，只有在輪轂-支板角區處出現了兩個低壓區，并且，該低壓區隨著活門開度增大基本保持不變；當活門處于半開狀態時，機匣處出現3個明顯的低壓區，但該低壓區的影響區域較小；當活門完全打開后，機匣處的3個低壓區各自向主流區域擴散，加劇了內涵出口的總壓畸變。

為了探究總壓畸變的產生和發展歷程，從渦量角度進行分析。圖6對比了活門半開和全開時的可調放氣活門中截面處的無量綱渦量云圖，渦軸方向為法向。無量綱渦量參數定義為

(3)

式(3)中：選取進口截面的周長l作為特征長度；質量流量平均的速度U作為無量綱參數。

圖6 可調放氣活門中截面渦量云圖Fig.6 Vortex cloud of VBV at middle section

由圖6可見，當活門處于半開狀態時，可以觀察到活門底部偏向支板處存在一對較弱的渦結構。對照圖5可以發現，該渦結構導致機匣-支板處形成兩個低壓區。當活門完全打開后，兩側的渦結構強度增加，內涵出口的總壓畸變程度隨之增加。同時，放氣活門的底部出現一對新的對轉渦，該渦結構與主流摻混后對內涵出口機匣中心處帶來了較為明顯的總壓畸變，如圖7所示。

圖7 可調放氣活門全開時渦量沿程發展Fig.7 Vortex develops along the path with VBV being fully open

當活門全開時，從圖7中可以觀察到，進入中介機匣時較為均勻的流體，在遇到放氣活門后，由于活門的阻滯作用形成了上文所述的兩種渦結構，在向下游發展過程中這兩種渦結構和主流相互作用，演變成了更為復雜的渦結構，從而使得內涵出口的機匣處產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口到出口在橫向壓力梯度的作用下向兩側偏移，在輪轂-支板角區促使低能流體團積聚。這導致了活門三種開度下輪轂-角區出都存在著低壓區，且該低壓區受活門開度的影響較小。

圖8 活門全開時支板和輪轂處極限流線Fig.8 Limiting streamline at strut and hub with VBV being fully open

為了進一步闡明渦結構的發展過程，圖9給出了輪轂和機匣中分面處的靜壓分布，其中靜壓系數Cp定義為

(4)

圖9 不同活門開度下輪轂和機匣靜壓分布Fig.9 Pressure distribution in the hub and casing with different opening of VBV

式(4)中：下標s表示當地靜壓，ref表示進口截面，0表示總壓。

如圖9所示，中介機匣輪轂的后半段存在著較強的逆壓梯度，低能流體團受到逆壓梯度和黏性的雙重作用，動能迅速耗散；同時，下游流體的回流進一步擠壓限制了上游流體的活動空間，導致角區分離流動的發生，并發展成如圖7所示的輪轂處的渦結構。從圖9中還可以看出，活門3種開度狀態下，機匣和輪轂處的靜壓系數分布在后半段的趨勢基本相同，因此這3種狀態下輪轂處都存在類似的低壓區。從逆壓梯度量級上來看，活門全關時最大，活門打開后逆壓梯度有所減小，一定程度上減弱了輪轂處的流動分離趨勢。但是從前半部分的靜壓系數分布來看，活門的引入使得輪轂處的靜壓出現小幅波動，流動體現出較明顯的不穩定性，同時逆壓梯度影響的區域明顯前移。

圖10為處于不同開度下的放氣活門中截面中截內的徑向靜壓分布，以機匣到輪轂中截進行單位化。從圖10中可以看出，當活門全開時，活門后方激烈的管道擴張造成中截面內徑向靜壓分布與全閉和半開狀態下的趨勢完全不同，其壓力梯度不是由機匣指向輪轂，而是由流道中部分別指向機匣和輪轂。這就導致了活門全開狀態下，氣流在繞過活門后，因為徑向壓力梯度和彎管本身曲率帶來離心力的影響，產生了徑向的剪切力，使得本就因為活門阻礙形成的大量低能流體向機匣處遷移，在活門底部形成一對旋向相反的渦結構。同時，由圖8可知，活門全開時，近機匣處在活門后依然保持逆壓梯度，這正是活門底部的渦結構帶來的惡劣影響，為低能流體的產生和積聚創造了有利條件，導致了活門全開狀態下內涵道流場品質的迅速惡化。

圖10 可調放氣活門處徑向靜壓分布Fig.10 Radial pressure distribution at VBV

由于可調放氣活門在周向上并沒有完全占據整個內涵流道，因此活門側壁-機匣-支板形成的狹小區域使得低能流體在此堆積。觀察圖9中的靜壓分布，不難發現由機匣指向輪轂的壓力梯度，會迫使堆積的低能流體離開壁面，形成沿側壁一直發展的渦結構。并且，該渦結構離開活門后受中介機匣后半段擴壓過程的作用，影響區域逐漸向機匣的兩個角區擴張，并在支板出口的機匣處誘導了流動分離，如圖8支板尾緣上側所示。該渦結構的強度以及影響范圍和活門打開程度呈現正相關趨勢。

3 結論

通過改變可調放氣活門開度和進口工況，對中介機匣的放氣特性和內涵出口的總壓畸變進行了數值研究，得出如下主要結論：

(1)放氣活門在一定開度下的相對放氣量基本保持恒定，與進口工況變化無關，相對放氣量與活門開度呈非線性關系，外涵道的流量變數和進口工況可以認為呈近似線性關系；因此可以根據上述特性對可調放氣活門進行初步設計。

(2)放氣活門的引入會破壞內涵道的流動結構，在活門側壁形成一對新的渦結構，該渦結構較為穩定，會在內涵出口的機匣角區處誘導出流動分離。放氣活門開度的增大會使得側壁誘導的渦結構影響范圍增大。

(3)放氣活門的開度足夠大時，會改變活門處徑向靜壓系數的分布趨勢，在活門底部形成一對旋向相反的渦結構，這對渦很快會隨著流動與主流摻混融合，在內涵出口的機匣頂部中心區域形成較為明顯的總壓畸變。因此，為了避免內涵道流場出現更嚴重的惡化，在滿足放氣量的前提下，應該合理控制放氣活門的開度。