韓 佳，孫立業(yè)，張躍學

變循環(huán)發(fā)動機雙外涵匹配研究

韓 佳，孫立業(yè)，張躍學

（中航工業(yè)沈陽發(fā)動機設計研究所，沈陽 110015）

針對帶核心機驅動風扇的雙外涵變循環(huán)發(fā)動機，提出了1種用于雙外涵匹配分析的數(shù)值模擬方法。利用計算流體力學Fluent軟件對其初步流路進行了研究及優(yōu)化，在此基礎上對雙外涵模式流場、不同前涵道引射器狀態(tài)下的單外涵模式流場進行分析。結果表明：第1外涵道的角度和流通面積對總壓恢復系數(shù)的影響較大；在由雙外涵模式轉換到單外涵模式過程中，應將前可變面積涵道引射器開到最大以減小總壓損失。該方法能夠有效地應用于雙外涵變循環(huán)發(fā)動機流路優(yōu)化及雙外涵匹配分析，為變循環(huán)技術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)動機；數(shù)值模擬

0 引言

對于變循環(huán)發(fā)動機（Variable Cycle Engines，VCE），可以通過調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60年代[4]，美國研制了雙外涵帶核心機驅動風扇（CDFS）的F120發(fā)動機[5-7]，同期多國提出了不同的變循環(huán)發(fā)動機概念。

穩(wěn)定快速地實現(xiàn)模式轉換是保證變循環(huán)發(fā)動機正常工作的關鍵，其涉及部件的調節(jié)規(guī)律和涵道之間的流動匹配[8-11]。在進行帶CDFS的雙外涵變循環(huán)發(fā)動機的外涵流場數(shù)值模擬時，若將風扇、CDFS及雙外涵聯(lián)算，將極大地增加計算難度；若單純地去掉旋轉部件，其涵道內的流動狀態(tài)又不易保證。

本文提出了1種用于變循環(huán)發(fā)動機雙外涵匹配分析的數(shù)值模擬方法，包括給定計算域的簡化及邊界條件，并應用該方法研究雙外涵變循環(huán)發(fā)動機的流動匹配。通過對初步流路進行優(yōu)化，分析VCE在雙外涵和單外涵不同工作模式下的流場特性。

1 研究方法

1.1 物理模型

雙外涵變循環(huán)發(fā)動機初步流路如圖1所示。圖中CDFS和風扇出口通向外涵的氣流通道分別稱為第1、2外涵道。變循環(huán)發(fā)動機在雙外涵模式工作時，模式選擇閥開啟，氣流由第1、2外涵道進入外涵；在單外涵模式工作時，模式選擇閥關閉，氣流僅通過第1外涵道進入外涵。

圖1 雙外涵變循環(huán)發(fā)動機初步流路

1.2 數(shù)學模型

根據(jù)Boussinesq渦黏假設，忽略質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為黏性應力張量；ρ為密度；u→為速度矢量；p為壓力；E為單位質量流體總能量為熱流矢量；t為時間。

湍流模型采用標準k-ε模型[12-13]，其湍動能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能；YM為可壓縮湍流脈動膨脹對總的耗散率的影響；C1ε、C2ε和 C3ε為常數(shù)；σk和 σε分別為湍動能與耗散率的湍流普朗特數(shù)。

湍流黏性系數(shù)為

1.3 計算域及網格劃分

由于本文著重研究雙外涵的流動匹配，不考慮旋轉部件的流場特性，因此對初步流路進行簡化，如圖2所示。選取計算域為圖中黑色實線部分，從風扇出口取到外涵中間遠離前可變面積涵道引射器（前VABI）的位置，以及內涵高壓壓氣機的入口位置，將計算域邊界適當延長以滿足計算精度要求。CDFS簡化為cdfsin及cdfsout2個邊界，其中cdfsin為靜壓出口邊界，將CDFS入口的總溫賦予cdfsin邊界，調節(jié)cdfsin的靜壓使得該邊界的流量滿足CDFS入口預期流量；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簡化為1個可變角度的閥門。

圖2 計算域的簡化

采用6面體網格對3維計算域進行網格劃分，如圖3所示。經過網格無關性檢驗，數(shù)量分別為50萬、100萬以及150萬時，計算結果相差在1.5%之內，因此選取50萬網格進行計算。采用Fluent6.3 3D求解器進行求解。

圖3 3維計算域的網格劃分

2 流路分析

初步流路往往不能滿足預期流動狀態(tài)的要求，對單外涵模式的初步流路進行評估分析，并修改優(yōu)化中介機匣、內涵流路以及第1外涵道的流路，以保證流動狀態(tài)滿足預期要求。

以單外涵模式發(fā)動機各截面的參數(shù)為輸入，保證風扇出口、CDFS入口、CDFS出口的總壓、總溫和馬赫數(shù)與變循環(huán)發(fā)動機的預期參數(shù)一致。邊界條件如圖4所示。在計算時，分別調整cdfsin、outlet1和outlet2的靜壓，使得各流路的流量達到預期值。

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，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)，流線向右側壁面匯聚。計算結果表明第1外涵道總壓恢復系數(shù)為0.823。

圖4 邊界條件

圖5 模型small0的流場分布

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

2.2 中介機匣及內涵流路的優(yōu)化

結合氣動參數(shù)與馬赫數(shù)的關系[15]，根據(jù)預期值計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)值模擬結果與預期值對比，再次修改流路得到small2，如圖6所示。

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

圖7 3個流路模型的馬赫數(shù)分布

2.3 第1外涵道流路的優(yōu)化

通過以上分析得出，初步流路的第1外涵道總壓恢復系數(shù)過小，與發(fā)動機工作要求相差較大。在模型small2的基礎上對第1外涵道流路的不同形式進行建模。模型small2為初步的第1外涵道模型，small3是在small2基礎上將第1外涵道流路與軸線方向的角度改為30°，small4是在small2基礎上將流路角度改為20°，small5是在small2基礎上將第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，如圖8所示。

圖8 第1外涵道流路不同形式模型對比

在前VABI面積開到最大的情況下進行計算得出，在單外涵模式下，第1外涵道的流路形式僅對外涵流場有較大影響。不同模型的第1外涵道總壓恢復系數(shù)如圖9所示。從圖中可見，不同角度和壁面距離對第1外涵道的總壓恢復系數(shù)影響較大。第1外涵道總壓恢復系數(shù)越大，越有利于發(fā)動機的總體性能，其中small5的第1外涵道總壓恢復系數(shù)達到0.964，此時第1外涵道與軸線夾角為20°。因此，后續(xù)研究以模型small5為基礎進行。

圖9 不同模型的第1外涵道總壓恢復系數(shù)

3 雙外涵模式流場分析

為研究雙外涵向單外涵模式轉換過程中，前涵道引射器不同面積大小對流場的影響，首先需要確定出雙外涵時前涵道引射器的面積，即模式轉換時的初始面積。將可變面積的前VABI簡化為1個可變角度的閥門，閥門角度的改變將影響其出口的面積?；谏鲜龊喕?，確定了雙外涵模式下前VABI閥門的角度，并對雙外涵模式流路的流場進行分析。

3.1 邊界條件

以單外涵模型small5的流路為基準流路，建立雙外涵模型big0。其邊界條件如圖10所示。設cdfsin、outlet1和outlet2為靜壓出口。從圖中可見，計算時通過調整靜壓，來保證inlet、cdfsout和outlet2的流量與預期值相等。通過調整前VABI開關角度和改變前VABI的面積，使得outlet1和cdfsout達到預期流量。

圖10 邊界條件

3.2 前VABI面積的確定

為使outlet1和cdfsout達到預期流量，改變前VABI閥門的角度，建立了不同模型，如圖11所示。從圖中可見，模型big0的前VABI閥門與發(fā)動機軸向夾角為 0°，模型 big1、big2 和 big3 分別為 -20°、-15°和-17°。計算結果表明：模型big3的各邊界與預期的流量基本一致。因此可以確定雙外涵時前VABI閥門位置與軸線夾角為-17°。

圖11 不同前VABI閥門角度的模型

3.3 流場分析

模型big3的流場分布如圖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；經過中介機匣進入第2外涵道的氣流流動存在明顯的逆壓力梯度區(qū)，但流線圖顯示，該氣流并沒有發(fā)生分離和回流。

圖12 模型big3流場分布

4 單外涵模式流場分析

基于以上分析，優(yōu)化了單外涵模式發(fā)動機中介機匣、內涵流路以及第1外涵道的流路，確定了前VABI閥門的角度。以單外涵模型small5的流路為基礎，分2種情況分析了變循環(huán)發(fā)動機單外涵模式下流路的流場：在雙外涵向單外涵模式轉換時，前VABI的面積不變的情況；前VABI面積開到最大的情況。

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

在前VABI面積最大時單外涵模式下流路的壓力分布情況如圖14所示。中介機匣和第1外涵道的總壓恢復系數(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且與軸線夾角為20°時，總壓恢復系數(shù)可達0.964。

（2）在由雙外涵模式到單外涵模式轉換過程中，前VABI面積不變時，前VABI處壓力損失過大，因此單外涵模式下應將前VABI面積開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)動機的流路優(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 基金項目：航空動力基礎研究項目資助

韓佳（1987），男，工程師，從事航空發(fā)動機總體性能設計工作；E-mail：hanjiayx@163.com。

韓佳，孫立業(yè)，張躍學.變循環(huán)發(fā)動機雙外涵匹配研究[J].航空發(fā)動機，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）