韋 禹， 羌曉青， 董 威,3， 歐陽華,3

(1.上海交通大學(xué)機(jī)械與動力工程學(xué)院， 上海 200240； 2.上海交通大學(xué)航空航天學(xué)院， 上海 200240； 3.燃?xì)廨啓C(jī)與民用航空發(fā)動機(jī)教育部工程研究中心， 上海 200240)

基于目前雙轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)，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(jī)中介機(jī)匣(intermediate casing duct,ICD)，簡稱中介機(jī)匣。中介機(jī)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(fā)動機(jī)的工作穩(wěn)定性。為了追求更高的經(jīng)濟(jì)效益需要減輕發(fā)動機(jī)的重量和增加涵道比，因此中介機(jī)匣向著更為緊湊和更大高度落差的方向發(fā)展，導(dǎo)致了其中的分離流動、總壓畸變的加劇，這勢必對中介機(jī)匣的性能提出了更高的要求。

可調(diào)放氣活門(variable bleed valve,VBV)是中介機(jī)匣上承擔(dān)放氣功能的部件。在飛機(jī)的起飛、降落等慢車階段，中介機(jī)匣工作在非設(shè)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(diào)放氣活門進(jìn)行放氣，避免增壓級進(jìn)入喘振，從而拓寬發(fā)動機(jī)穩(wěn)定工作的范圍。同時可調(diào)放氣活門還承擔(dān)著向外涵道排出異物、避免核心機(jī)受到異物沖擊的責(zé)任。

早在20世紀(jì)90年代初期，Britchford等[1-2]對中介機(jī)匣內(nèi)的詳細(xì)流場進(jìn)行了試驗測量和數(shù)值對比。之后，為了減少中介機(jī)匣軸向長度和抑制流動分離，對于中介機(jī)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(jī)匣內(nèi)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(huán)[7]、流道粗糙度[8]、上游尾跡、總壓畸變、進(jìn)氣口馬赫數(shù)[9-11]等；另一方面是應(yīng)用層面，如流動控制或優(yōu)化結(jié)構(gòu)以降低過渡段的總壓損失或預(yù)測流場以實現(xiàn)控制：例如通過抽吸控制進(jìn)口條件、附面層厚度，抑制分離流動[12-13]、利用渦流發(fā)生器控制流動、選取特征參數(shù)進(jìn)行流道優(yōu)化[14]、考慮上游葉片排進(jìn)行一體化優(yōu)化設(shè)計[15]、非軸對稱支板優(yōu)化[16-17]、利用Gappy POD(proper orthogonal decomposition)預(yù)測穩(wěn)態(tài)出口流場[18]等。

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

1 數(shù)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(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，湍流模型選取標(biāo)準(zhǔn)k-ε，在計算域入口給定總壓、總溫和來流方向，設(shè)定湍流強(qiáng)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(jìn)行網(wǎng)格劃分。

圖1 中介機(jī)匣及可調(diào)放氣活門計算域Fig.1 ICD and VBV calculation domain

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

圖2 網(wǎng)格拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.2 Grid topology structure

2 結(jié)果分析

2.1 放氣特性

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

如圖3所示，當(dāng)活門開度不變時，隨著進(jìn)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(jìn)口氣流動量足夠大時，進(jìn)口壓力主導(dǎo)流動，可調(diào)放氣活門探入內(nèi)涵道中的迎風(fēng)面積直接決定了相對放氣量的多少，與進(jìn)口工況的變化無關(guān)，而放氣活門探入內(nèi)涵的面積與活門打開角度是非線性相關(guān)的，所以表現(xiàn)出來的相對放氣量增長關(guān)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(guī)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(shù)，反映外涵道的流動狀態(tài)，其定義如式(1)所示。

(1)

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

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

設(shè)計時，活門開度規(guī)律同時受到放氣量和內(nèi)涵出口總壓畸變指數(shù)的制約，因此需要找到一個合理的開度區(qū)間，使其滿足慢車狀態(tài)下放氣需求的同時盡可能降低對內(nèi)涵出口流場品質(zhì)的影響。在設(shè)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(yuǎn)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(dǎo)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(guān)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(diào)放氣活門的初期設(shè)計提供一個基本的思路。不妨假設(shè)增壓級和高壓級處于某個流量不匹配的非設(shè)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(yīng)該打開放氣活門，從而增大增壓級的換算流量使其遠(yuǎn)離失速危險區(qū)域。當(dāng)放氣活門打開到一定程度時，在原增壓級壓比的基礎(chǔ)上根據(jù)外涵道流動狀態(tài)和進(jìn)口無量綱總壓呈近似線性關(guān)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(zhuǎn)速線上根據(jù)修正的流量可以找到對應(yīng)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(fù)迭代，使增壓級流量和外涵道流量相互匹配，并確定當(dāng)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(diào)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(nèi)涵出口的流場品質(zhì)，進(jìn)而影響到高壓級的工作，因此有必要引入內(nèi)涵出的總壓畸變指標(biāo)來衡量其影響程度。

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

基于上述判斷，本節(jié)通過數(shù)值方法，重點討論引入可調(diào)放氣活門后中介機(jī)匣內(nèi)涵出口的總壓畸變情況，從源頭分析總壓畸變的產(chǎn)生和發(fā)展過程。

圖5展示了相同進(jìn)口工況下的內(nèi)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(nèi)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(diào)放氣活門處于全關(guān)、半開和全開三種狀態(tài)下內(nèi)涵出口的總壓分布。由圖5可見，活門全關(guān)狀態(tài)下，內(nèi)涵道出口的總壓分布較為均勻，只有在輪轂-支板角區(qū)處出現(xiàn)了兩個低壓區(qū)，并且，該低壓區(qū)隨著活門開度增大基本保持不變；當(dāng)活門處于半開狀態(tài)時，機(jī)匣處出現(xiàn)3個明顯的低壓區(qū)，但該低壓區(qū)的影響區(qū)域較?。划?dāng)活門完全打開后，機(jī)匣處的3個低壓區(qū)各自向主流區(qū)域擴(kuò)散，加劇了內(nèi)涵出口的總壓畸變。

為了探究總壓畸變的產(chǎn)生和發(fā)展歷程，從渦量角度進(jìn)行分析。圖6對比了活門半開和全開時的可調(diào)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(shù)定義為

(3)

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

圖6 可調(diào)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(dāng)活門處于半開狀態(tài)時，可以觀察到活門底部偏向支板處存在一對較弱的渦結(jié)構(gòu)。對照圖5可以發(fā)現(xiàn)，該渦結(jié)構(gòu)導(dǎo)致機(jī)匣-支板處形成兩個低壓區(qū)。當(dāng)活門完全打開后，兩側(cè)的渦結(jié)構(gòu)強(qiáng)度增加，內(nèi)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(xiàn)一對新的對轉(zhuǎn)渦，該渦結(jié)構(gòu)與主流摻混后對內(nèi)涵出口機(jī)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(diào)放氣活門全開時渦量沿程發(fā)展Fig.7 Vortex develops along the path with VBV being fully open

當(dāng)活門全開時，從圖7中可以觀察到，進(jìn)入中介機(jī)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(jié)構(gòu)，在向下游發(fā)展過程中這兩種渦結(jié)構(gòu)和主流相互作用，演變成了更為復(fù)雜的渦結(jié)構(gòu)，從而使得內(nèi)涵出口的機(jī)匣處產(chǎn)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(jìn)口到出口在橫向壓力梯度的作用下向兩側(cè)偏移，在輪轂-支板角區(qū)促使低能流體團(tuán)積聚。這導(dǎo)致了活門三種開度下輪轂-角區(qū)出都存在著低壓區(qū)，且該低壓區(qū)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(jìn)一步闡明渦結(jié)構(gòu)的發(fā)展過程，圖9給出了輪轂和機(jī)匣中分面處的靜壓分布，其中靜壓系數(shù)Cp定義為

(4)

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

式(4)中：下標(biāo)s表示當(dāng)?shù)仂o壓，ref表示進(jìn)口截面，0表示總壓。

如圖9所示，中介機(jī)匣輪轂的后半段存在著較強(qiáng)的逆壓梯度，低能流體團(tuán)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(jìn)一步擠壓限制了上游流體的活動空間，導(dǎo)致角區(qū)分離流動的發(fā)生，并發(fā)展成如圖7所示的輪轂處的渦結(jié)構(gòu)。從圖9中還可以看出，活門3種開度狀態(tài)下，機(jī)匣和輪轂處的靜壓系數(shù)分布在后半段的趨勢基本相同，因此這3種狀態(tài)下輪轂處都存在類似的低壓區(qū)。從逆壓梯度量級上來看，活門全關(guān)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(shù)分布來看，活門的引入使得輪轂處的靜壓出現(xiàn)小幅波動，流動體現(xiàn)出較明顯的不穩(wěn)定性，同時逆壓梯度影響的區(qū)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(nèi)的徑向靜壓分布，以機(jī)匣到輪轂中截進(jìn)行單位化。從圖10中可以看出，當(dāng)活門全開時，活門后方激烈的管道擴(kuò)張造成中截面內(nèi)徑向靜壓分布與全閉和半開狀態(tài)下的趨勢完全不同，其壓力梯度不是由機(jī)匣指向輪轂，而是由流道中部分別指向機(jī)匣和輪轂。這就導(dǎo)致了活門全開狀態(tài)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(chǎn)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(jī)匣處遷移，在活門底部形成一對旋向相反的渦結(jié)構(gòu)。同時，由圖8可知，活門全開時，近機(jī)匣處在活門后依然保持逆壓梯度，這正是活門底部的渦結(jié)構(gòu)帶來的惡劣影響，為低能流體的產(chǎn)生和積聚創(chuàng)造了有利條件，導(dǎo)致了活門全開狀態(tài)下內(nèi)涵道流場品質(zhì)的迅速惡化。

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

由于可調(diào)放氣活門在周向上并沒有完全占據(jù)整個內(nèi)涵流道，因此活門側(cè)壁-機(jī)匣-支板形成的狹小區(qū)域使得低能流體在此堆積。觀察圖9中的靜壓分布，不難發(fā)現(xiàn)由機(jī)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(cè)壁一直發(fā)展的渦結(jié)構(gòu)。并且，該渦結(jié)構(gòu)離開活門后受中介機(jī)匣后半段擴(kuò)壓過程的作用，影響區(qū)域逐漸向機(jī)匣的兩個角區(qū)擴(kuò)張，并在支板出口的機(jī)匣處誘導(dǎo)了流動分離，如圖8支板尾緣上側(cè)所示。該渦結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度以及影響范圍和活門打開程度呈現(xiàn)正相關(guān)趨勢。

3 結(jié)論

通過改變可調(diào)放氣活門開度和進(jìn)口工況，對中介機(jī)匣的放氣特性和內(nèi)涵出口的總壓畸變進(jìn)行了數(shù)值研究，得出如下主要結(jié)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(jìn)口工況變化無關(guān)，相對放氣量與活門開度呈非線性關(guān)系，外涵道的流量變數(shù)和進(jìn)口工況可以認(rèn)為呈近似線性關(guān)系；因此可以根據(jù)上述特性對可調(diào)放氣活門進(jìn)行初步設(shè)計。

(2)放氣活門的引入會破壞內(nèi)涵道的流動結(jié)構(gòu)，在活門側(cè)壁形成一對新的渦結(jié)構(gòu)，該渦結(jié)構(gòu)較為穩(wěn)定，會在內(nèi)涵出口的機(jī)匣角區(qū)處誘導(dǎo)出流動分離。放氣活門開度的增大會使得側(cè)壁誘導(dǎo)的渦結(jié)構(gòu)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(shù)的分布趨勢，在活門底部形成一對旋向相反的渦結(jié)構(gòu)，這對渦很快會隨著流動與主流摻混融合，在內(nèi)涵出口的機(jī)匣頂部中心區(qū)域形成較為明顯的總壓畸變。因此，為了避免內(nèi)涵道流場出現(xiàn)更嚴(yán)重的惡化，在滿足放氣量的前提下，應(yīng)該合理控制放氣活門的開度。