王書賢，鮑教修，張立波，朱思琦，孫嘉濱

(西安航空學(xué)院 飛行器學(xué)院，西安 710077)

0 引言

噴氣發(fā)動機尾噴管的主要功用是使燃氣膨脹，加速噴出，產(chǎn)生推力[1]。對于帶加力燃燒室的軍用燃氣渦輪發(fā)動機其噴管壓強比變化范圍很大，使用可調(diào)噴管可以在寬廣的壓強比范圍內(nèi)獲得最大推力[2]，并有利于降低燃油消耗量[3]。通常飛行馬赫數(shù)小于2的戰(zhàn)機發(fā)動機多采用面積可調(diào)的收斂噴管，噴管是魚鱗片結(jié)構(gòu)，由調(diào)節(jié)環(huán)及液壓調(diào)節(jié)系統(tǒng)控制魚鱗片收放達到調(diào)節(jié)噴管出口面積的目的[4]。具體的噴管調(diào)節(jié)方案由發(fā)動機的工作包線和飛機設(shè)計要求共同確定[5-6]。近年來，國內(nèi)對組合推進發(fā)動機可調(diào)噴管的性能進行了研究[7-8]，拓展了可調(diào)噴管的應(yīng)用領(lǐng)域。

為了深入理解可調(diào)噴管的流場特點，探索可調(diào)噴管的優(yōu)化設(shè)計方案，本文針對某航空發(fā)動機的可調(diào)噴管進行流場分析。首先按面積一致的原則將其內(nèi)型面近似為規(guī)則的圓形，進行二維流場計算，分析其在慢車狀態(tài)、最大狀態(tài)以及全加力狀態(tài)的氣動規(guī)律。其次考慮可調(diào)噴管由調(diào)節(jié)片和密封片組成，實際內(nèi)型面為多邊形，對流場進行了三維數(shù)值模擬，分析多邊形內(nèi)型面對流場的影響。

1 計算模型

1.1 幾何結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分

某發(fā)動機可調(diào)噴管進口直徑為760mm，當發(fā)動機處于慢車狀態(tài)和全加力狀態(tài)時噴管長度為280mm，出口直徑為630mm；當發(fā)動機處于最大狀態(tài)時噴管長度為270mm，出口直徑為510mm。

首先將可調(diào)噴管的多邊形周向內(nèi)型面近似為圓形，穩(wěn)定狀態(tài)下流場軸對稱，劃分二維結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，見圖1(a)；對壁面附近網(wǎng)格進行加密處理。實際可調(diào)噴管由24片密封片和調(diào)節(jié)片交替排列組成，其周向內(nèi)型面為多邊形，見圖1(b)；取流場區(qū)域的1/6進行分析，劃分三維結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，見圖1(c)，同樣加密邊界網(wǎng)格。

(a) 二維結(jié)構(gòu)網(wǎng)格 (b) 實際內(nèi)型面 (c) 三維結(jié)構(gòu)網(wǎng)格

圖1幾何結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格

1.2 物理模型及求解方法

該發(fā)動機工作于慢車、最大推力、全加力三種穩(wěn)定狀態(tài)下的噴管相關(guān)物理參數(shù)如表1所示。

表1 相關(guān)物理參數(shù)

求得三種穩(wěn)定狀態(tài)下噴管進口氣流的雷諾數(shù)分別為：Re慢=771267 、Re最大=989178 、Re全=700862，由此判斷噴管內(nèi)的流動為充分發(fā)展的湍流。

進一步求得環(huán)境壓強與進口壓強之比分別為：β慢=0.5 、β最大=β全=0.09，判斷噴管在三種穩(wěn)態(tài)下均處于超臨界狀態(tài)，即噴管出口氣流速度達到聲速，出口壓強大于環(huán)境壓強。

計算采用的控制方程為通用形式的守恒方程，湍流模型為標準k-ε模型(RNG格式，標準壁面函數(shù))，差分方法為二階迎風格式，采用壓力耦合隱式亞松弛迭代進行求解。

2 計算結(jié)果分析

首先計算了慢車狀態(tài)、最大狀態(tài)以及全加力狀態(tài)的穩(wěn)態(tài)流場，獲得噴管流動的基本規(guī)律；然后計算了最大狀態(tài)下，噴管實際多邊形內(nèi)型面對流場的影響。

2.1 三種典型狀態(tài)流場分析

通過計算獲得三種狀態(tài)下的流場分布，其中最大狀態(tài)的速度分布、壓強分布及溫度分布分別如圖2、圖3、圖4所示。

圖2最大狀態(tài)下的速度分布

圖3最大狀態(tài)下的壓強分布

圖4 最大狀態(tài)下的溫度分布

速度沿噴管軸線方向迅速增大，在出口處達到聲速；壓強迅速降低，在出口處為0.153MPa，大于環(huán)境壓強，處于超臨界狀態(tài)；溫度迅速下降，體現(xiàn)了熱能向動能的轉(zhuǎn)化。慢車狀態(tài)及全加力狀態(tài)的噴管氣動規(guī)律與最大狀態(tài)一致，根據(jù)計算獲得的噴管出口參數(shù)，進一步計算得到三種狀態(tài)下的推力，列于表2中。

表2 三種狀態(tài)的出口參數(shù)及推力

2.2 多邊形內(nèi)型面對流場的影響

由于可調(diào)噴管由密封片和調(diào)節(jié)片交替排列組成，實際周向內(nèi)型面為多邊形，取實際流場區(qū)域的1/6進行了計算分析，獲得最大狀態(tài)速度分布、壓強分布及溫度分布分別如圖5、圖6、圖7所示。

圖5多邊形內(nèi)型面噴管最大狀態(tài)下的速度分布

圖6多邊形內(nèi)型面噴管最大狀態(tài)下的壓強分布

圖7 多邊形內(nèi)型面噴管最大狀態(tài)下的溫度分布

沿軸向整體的分布規(guī)律與近似的圓形內(nèi)型面噴管流場一致，符合噴管流動的一般規(guī)律。但在壁面轉(zhuǎn)角附近，實際多邊形內(nèi)型面噴管內(nèi)氣體溫度下降較慢，速度上升也較慢，這主要是由于密封片和調(diào)節(jié)片相交的位置幾何形狀變化不連續(xù)，且該位置是距軸線半徑最大處，壁面對氣體的粘性影響較大。

將近似圓形的內(nèi)型面噴管出口平均參數(shù)(速度、靜壓、總壓、靜溫、總溫)與實際多邊形內(nèi)型面相應(yīng)噴管出口平均參數(shù)以及相對變化量(以圓形內(nèi)型面噴管出口平均參數(shù)為基準)列于表3?？梢妰煞N內(nèi)型面的噴管在進口參數(shù)一致的情況下，出口參數(shù)相差不大，其中由于計算假設(shè)絕熱，總溫接近相等；速度、靜壓、靜溫變化在1%左右；總壓則比多形內(nèi)型面噴管小4.9%，這主要由于在進口面積相同的條件下，多邊形內(nèi)型面表面積較大，壁面造成的粘性較大，且多邊形內(nèi)型面曲率變化不連續(xù)，流線受到干擾造成了總壓損失。

表3 最大狀態(tài)下兩種噴管內(nèi)型面出口參數(shù)

3 結(jié)論

(1)可調(diào)噴管在慢車狀態(tài)、最大狀態(tài)以及全加力狀態(tài)時均處于超臨界狀態(tài)，能量利用率較低，在可用壓強比較大時宜采用收斂-擴張噴管。

(2)可調(diào)噴管實際多邊形周向內(nèi)型面在徑向方向靠近壁面轉(zhuǎn)角的位置溫度下降較慢，速度上升也較慢。多邊形周向內(nèi)型面的流動損失較大，總壓相差4.9%。

(3)在可調(diào)噴管的結(jié)構(gòu)設(shè)計中應(yīng)在保證調(diào)節(jié)功能的基礎(chǔ)上，盡量使調(diào)節(jié)片、密封片搭接處圓滑過渡，以減少流動損失。