陳 雷，潘若癡，楊 琳，史文斌，國(guó) 睿

（中國(guó)航發(fā)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽110015）

0 引言

變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)（Variable Cycle Engine，VCE）兼具持續(xù)高馬赫數(shù)飛行時(shí)的高單位推力和長(zhǎng)航程低馬赫數(shù)巡航時(shí)的低耗油率的技術(shù)特點(diǎn)。變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)處于單外涵工作模式時(shí)，模式選擇閥關(guān)閉，發(fā)動(dòng)機(jī)涵道比減小，推力增大，此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)性能與渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)的接近，用于實(shí)現(xiàn)爬升、加速和超聲速巡航；當(dāng)變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)處于雙外涵工作模式時(shí)，模式選擇閥打開，發(fā)動(dòng)機(jī)涵道比增大，以降低耗油率和噪聲，此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)性能與渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的接近，適用于起飛和亞聲速巡航[1]。但是，在變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)由單外涵模式轉(zhuǎn)換至雙外涵模式的過程中，由于下游壓力高，在模式轉(zhuǎn)換時(shí)模式選擇閥易發(fā)生回流，影響壓縮部件的性能和穩(wěn)定性[2-3]。

國(guó)外對(duì)變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的研究始于20世紀(jì)60年代，美國(guó)GE 公司一直處于領(lǐng)先地位。1976～1981 年，GE公司在NASA 先進(jìn)超聲速巡航飛行器研究計(jì)劃的支持下，以YJ101發(fā)動(dòng)機(jī)為平臺(tái)開展了變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)驗(yàn)證，驗(yàn)證平臺(tái)在單/雙外涵模式下均達(dá)到了設(shè)計(jì)狀態(tài)，并先后開展了可變幾何調(diào)節(jié)規(guī)律優(yōu)化、模式轉(zhuǎn)換和起動(dòng)性能等相關(guān)研究[2-3]。此后，通過GE21/23技術(shù)驗(yàn)證機(jī)、F120 發(fā)動(dòng)機(jī)科研試飛以及可控壓比發(fā)動(dòng)機(jī)的研制逐步深化變循環(huán)技術(shù)驗(yàn)證及應(yīng)用[4-6]，目前，GE 公司正在開展自適應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)的研制。近幾年，中國(guó)也開展了大量變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)模式轉(zhuǎn)換的研究工作。周紅等[7]通過建立變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型，分析了涵道引射器的調(diào)節(jié)方式對(duì)不同工作模式及轉(zhuǎn)換過渡態(tài)總體性能和整機(jī)穩(wěn)定性的影響；王嘉瞳等[8]利用CFD評(píng)估了前涵道引射器損失對(duì)變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定性的影響；劉洪波等[9]研究了變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)總體結(jié)構(gòu)方案和模式轉(zhuǎn)換機(jī)構(gòu)的可行性；駱廣琦等[10]建立了1 個(gè)雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能計(jì)算模型，開展了組合變幾何調(diào)節(jié)的相關(guān)研究；劉增文等[11]發(fā)展了雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)性能數(shù)值模擬程序，計(jì)算了高度、速度和節(jié)流特性，數(shù)值驗(yàn)證了變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的優(yōu)勢(shì)；蘇桂英[12]、陳仲光等[13]探索了基于常規(guī)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)現(xiàn)變循環(huán)功能的技術(shù)路徑，并初步研究了可調(diào)部件/機(jī)構(gòu)對(duì)變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能的影響。

綜上所述，國(guó)內(nèi)外有關(guān)變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)模式轉(zhuǎn)換的研究多集中在發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能、結(jié)構(gòu)以及控制方面，缺乏模式轉(zhuǎn)換過程中氣體流動(dòng)特征以及對(duì)壓縮部件影響方面的研究。本文在某變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的基礎(chǔ)上，針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際調(diào)試過程，建立了不同模式選擇閥角度的壓縮系統(tǒng)模型，對(duì)變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)模式轉(zhuǎn)換過程進(jìn)行了數(shù)值仿真，詳細(xì)分析了不同狀態(tài)的外涵流動(dòng)特征，定量評(píng)估了回流對(duì)風(fēng)扇工作點(diǎn)和核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇級(jí)（Core Driven Fan Stage，CDFS）進(jìn)口場(chǎng)的影響。

1 研究對(duì)象和數(shù)值仿真方法

1.1 研究對(duì)象

本文數(shù)值仿真的研究對(duì)象為某變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮部件，計(jì)算域由3 級(jí)風(fēng)扇、模式選擇閥、前涵道引射器和外涵道組成，如圖1 所示。為了研究模式轉(zhuǎn)換過程的影響，建立了3 個(gè)不同模式選擇閥角度的壓縮系統(tǒng)模型，模擬變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)由單外涵工作模式逐漸轉(zhuǎn)換至雙外涵工作模式的過程，模式選擇閥角度定義如圖2 所示，選取的模式選擇閥仿真角度α見表1。其中，0°代表單外涵模式，角度太大會(huì)引入較大誤差，因此最大角度選取14°。

圖1 計(jì)算域

圖2 模式選擇閥角度

表1 計(jì)算模型的模式選擇閥角度

1.2 數(shù)值仿真方法

采用商用軟件開展風(fēng)扇、帶模式選擇閥的中介機(jī)匣、前涵道引射器以及外涵道的聯(lián)合數(shù)值仿真，計(jì)算網(wǎng)格如圖3 所示。葉片通道采用O 型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，其他區(qū)域采用H 型網(wǎng)格，總網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)約350 萬（風(fēng)扇280 萬、外涵及前涵道引射器70 萬），網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)總數(shù)和模板經(jīng)過試驗(yàn)數(shù)據(jù)校核，3維計(jì)算湍流模型選擇Spalart-Allmaras模型。

在模式轉(zhuǎn)換過程中，前涵道引射器進(jìn)口邊界條件按發(fā)動(dòng)機(jī)總體專業(yè)匹配的CDFS 性能給定，在轉(zhuǎn)換過程中假設(shè)不采取其他調(diào)節(jié)措施，假設(shè)風(fēng)扇出口和前涵道引射器進(jìn)口邊界條件不變，以分離出模式選擇閥單因素的影響機(jī)理。模式選擇閥上下游交界面采用完全非匹配周期邊界，風(fēng)扇和前涵道引射器進(jìn)口給定總溫、總壓、速度方向，風(fēng)扇內(nèi)涵和外涵出口為靜壓邊界，以調(diào)節(jié)風(fēng)扇壓比和前涵道引射器流量。

圖3 計(jì)算網(wǎng)格

2 數(shù)值仿真結(jié)果及分析

2.1 外涵流動(dòng)特征

模型A對(duì)應(yīng)模式轉(zhuǎn)換前單外涵工作狀態(tài)，模型B對(duì)應(yīng)模式轉(zhuǎn)換過程中模式選擇閥打開至7°時(shí)的工作狀態(tài)，模型C 對(duì)應(yīng)模式轉(zhuǎn)換過程中模式選擇閥打開至14°時(shí)的工作狀態(tài)。

模型A（單外涵工作模式）的外涵靜壓及流線如圖4 所示。從圖中可見，此時(shí)，前涵道引射器主流區(qū)氣流沿內(nèi)壁面流動(dòng)，受主流和壁面的剪切作用，在前涵道引射器出口附近產(chǎn)生旋渦，加上氣流突擴(kuò)的作用，會(huì)造成一定的總壓損失，從而影響整機(jī)性能，因此有必要對(duì)前涵道引射器流路進(jìn)行優(yōu)化。另外，除前涵道引射器出口主流區(qū)外，外涵道其他區(qū)域流動(dòng)速度很低，數(shù)值仿真結(jié)果顯示，模式選擇閥前后氣流靜壓比達(dá)到1.5（模式選擇閥后方靜壓高），此時(shí)模式選擇閥一旦打開，外涵氣流必然從閥片與分流環(huán)之間的縫隙回流至內(nèi)涵，從而對(duì)風(fēng)扇和CDFS產(chǎn)生影響。

圖4 模型A的靜壓及流線

模型B 的靜壓及流線如圖5 所示。從圖中可見，模式選擇閥打開后，外涵氣流發(fā)生回流，前涵道引射器出口主流區(qū)向上偏折，兩側(cè)形成旋渦，模式選擇閥與外壁面角區(qū)也出現(xiàn)旋渦，與模型A 相比，旋渦的尺度和強(qiáng)度都有所增大，總壓損失增大。受風(fēng)扇主流的擠壓，回流緊貼分流環(huán)流動(dòng)，由于繞流速度較高，在分流環(huán)下方發(fā)生小范圍氣流分離，隨后進(jìn)入CDFS。

模型C 的靜壓及流線如圖6 所示。從圖中可見，隨著模式選擇閥角度增大，回流流量繼續(xù)增大，前涵道引射器主流區(qū)繼續(xù)向上偏折，旋渦尺度和強(qiáng)度繼續(xù)增大，分流環(huán)下方的流動(dòng)分離加劇。

圖5 模型B的靜壓及流線

圖6 模型C的靜壓及流線

隨著模式選擇閥逐漸打開，外涵總壓損失和回流流量不斷增大。外涵總壓恢復(fù)系數(shù)如圖7 所示。從圖中可見，模式選擇閥關(guān)閉（α=0°）時(shí)外涵總壓恢復(fù)系數(shù)較高，達(dá)到0.995，模式選擇閥打開至α=14°時(shí)，外涵總壓恢復(fù)系數(shù)降至0.96，將會(huì)對(duì)整機(jī)性能產(chǎn)生影響。回流流量比例如圖8 所示。從圖中可見，模式選擇閥打開至α=14°時(shí)，回流流量占前涵道引射器流量和風(fēng)扇流量的比例分別達(dá)到75.6%和15.7%。

圖7 外涵總壓恢復(fù)系數(shù)

圖8 回流流量比例

2.2 對(duì)壓縮部件的影響

2.2.1 對(duì)風(fēng)扇工作點(diǎn)的影響

在外涵設(shè)計(jì)反壓下，隨著模式選擇閥逐漸打開，回流流量不斷增加，分流環(huán)下方的流動(dòng)分離也不斷加劇，回流對(duì)風(fēng)扇出口的節(jié)流作用如圖9 所示。從圖中可見，回流占據(jù)了一定的通道面積，相當(dāng)于關(guān)閉風(fēng)扇出口節(jié)氣門，使風(fēng)扇出口靜壓不斷升高，風(fēng)扇出口靜壓徑向分布如圖10 所示。從圖中可見，各模型風(fēng)扇出口（近3 級(jí)靜子出口）靜壓徑向分布趨勢(shì)基本一致，說明回流未對(duì)風(fēng)扇徑向負(fù)荷分配產(chǎn)生影響。

圖9 回流對(duì)風(fēng)扇出口的節(jié)流作用

圖10 風(fēng)扇出口靜壓徑向分布

在設(shè)計(jì)反壓下風(fēng)扇工作點(diǎn)的變化如圖11 所示。從圖中可見，隨著風(fēng)扇出口反壓逐漸升高，風(fēng)扇工作點(diǎn)壓比不斷增大，剩余喘振裕度越來越小，嚴(yán)重影響風(fēng)扇工作的穩(wěn)定性。α=0～7°時(shí)，風(fēng)扇工作點(diǎn)壓比變化平緩，一方面因?yàn)榇藭r(shí)回流速度接近聲速，回流流量隨模式選擇閥角度變化較??；另一方面因分流環(huán)下方的分離區(qū)較小，回流占據(jù)的通道高度較小。α＞7°后，回流流量和分流環(huán)下方氣流分離區(qū)都有所增大，回流占據(jù)的通道高度大幅增加，使風(fēng)扇工作點(diǎn)壓比增大更快。α=14°時(shí)風(fēng)扇工作點(diǎn)已經(jīng)接近喘振邊界。

圖11 設(shè)計(jì)反壓下風(fēng)扇工作點(diǎn)的變化

2.2.2 對(duì)CDFS進(jìn)口流場(chǎng)的影響

回流使CDFS 進(jìn)口流場(chǎng)發(fā)生了顯著變化，如圖12所示。從圖中可見，模式選擇閥打開至α=7°時(shí)，其與分流環(huán)之間縫隙較小，回流流量不大，對(duì)CDFS 進(jìn)口流場(chǎng)影響較小，但已經(jīng)呈現(xiàn)出各參數(shù)的變化趨勢(shì)。模式選擇閥打開至α=14°時(shí)，回流流量顯著增加，CDFS進(jìn)口流場(chǎng)變化劇烈：首先，由于回流氣體總溫和總壓較高（經(jīng)過CDFS 增壓），與風(fēng)扇出口主流區(qū)摻混后，氣流溫度、壓力和流動(dòng)速度都有所增加；其次，回流氣體在繞過分流環(huán)頭部時(shí)發(fā)生氣流分離，使總壓在70%葉高以上產(chǎn)生嚴(yán)重虧損，導(dǎo)致CDFS 進(jìn)口出現(xiàn)溫度、壓力徑向畸變，風(fēng)扇出口預(yù)旋、回流氣流分離和與主流區(qū)的摻混共同導(dǎo)致CDFS 進(jìn)口產(chǎn)生旋流畸變；最后，溫度變化導(dǎo)致CDFS 換算轉(zhuǎn)速變化，與進(jìn)氣畸變共同作用，都會(huì)對(duì)CDFS流場(chǎng)和性能產(chǎn)生不利影響。

圖12 CDFS進(jìn)口流場(chǎng)

采用俄羅斯的畸變定義方法對(duì)模型B、C的CDFS進(jìn)口溫度、壓力畸變進(jìn)行了定量分析[14]，分析結(jié)果見表2。從表中可見，在設(shè)計(jì)反壓下，模式選擇閥打開至 α=14°時(shí)，CDFS 進(jìn)口壓力徑向畸變指數(shù) ΔσˉP、溫度徑向畸變指數(shù)ΔTˉ2分別達(dá)到15%、3.6%，采用文獻(xiàn)[15]的方法對(duì)CDFS 進(jìn)口旋流畸變進(jìn)行評(píng)估，此時(shí)CDFS進(jìn)口90%葉高以上渦角β最大達(dá)到9°。渦角變量定義如圖13所示，其表達(dá)式為

式中：Uθ為旋流切向速度分量；Ux為旋流軸向速度分量。

表2 模型B、C的CDFS進(jìn)口畸變

2.3 回流調(diào)節(jié)方法

2.3.1 回流裕度分析

綜上所述，在變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)工作模式轉(zhuǎn)換過程中，如果發(fā)生回流，將嚴(yán)重影響壓縮部件工作的性能和穩(wěn)定性。模式選擇閥發(fā)生回流的根本原因在于前涵道引射器出口摻混位置靜壓和外涵下游反壓較高，而風(fēng)扇出口壓力較低。其中，外涵反壓影響最大，不同外涵反壓和模式選擇閥角度下風(fēng)扇工作點(diǎn)的變化如圖14 所示。從圖中可見，隨著外涵反壓的降低，風(fēng)扇工作點(diǎn)隨之下降，外涵反壓降至臨界反壓（模式選擇閥流量為0 kg/s）時(shí)，回流消失，風(fēng)扇工作點(diǎn)回到設(shè)計(jì)點(diǎn)。模式選擇閥角度越大，外涵反壓變化對(duì)風(fēng)扇工作點(diǎn)的影響越大。但是，不同模式選擇閥角度的臨界反壓是相同的，只要外涵反壓降至臨界反壓以下，各模式選擇閥角度回流均消失。

圖14 不同外涵反壓和模式選擇閥角度下風(fēng)扇工作點(diǎn)的變化

引入回流裕度Rm的概念進(jìn)一步分析

式中：Ps22為CDFS 進(jìn)口靜壓；Ps148為前涵道引射器出口摻混位置靜壓。在模式選擇閥打開過程中，只要保證回流裕度為正值，就可以避免發(fā)生回流[2]。Ps22和Ps148的位置如圖15所示。

按式（2）計(jì)算了回流裕度，計(jì)算分析結(jié)果如圖16所示。從圖中可見，外涵反壓對(duì)回流流量和風(fēng)扇工作點(diǎn)壓比的影響趨勢(shì)基本一致。隨著外涵反壓的降低，回流流量逐漸減小，至臨界反壓時(shí)回流流量消失。在各模式選擇閥角度下，回流裕度隨外涵反壓的變化曲線基本重合，呈線性變化趨勢(shì)，隨著外涵反壓的降低，回流裕度持續(xù)升高。當(dāng)回流裕度大于-0.05 時(shí)，在各模式選擇閥角度下回流消失（回流流量為正值時(shí)表示發(fā)生回流）。

圖15 靜壓Ps22、Ps148的位置

圖16 回流裕度計(jì)算分析結(jié)果

2.3.2 改進(jìn)措施驗(yàn)證

根據(jù)回流裕度影響因素分析結(jié)果，可以考慮從以下幾個(gè)方面進(jìn)行優(yōu)化。

（1）開展前涵道引射器及外涵流路優(yōu)化設(shè)計(jì)，以提高前涵道引射器出口流速，降低摻混位置靜壓ps148。

（2）在變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)工作模式轉(zhuǎn)換之前打開后涵道引射器和噴口，相當(dāng)于本算例中降低外涵出口反壓，可以顯著降低ps148，改善回流裕度。

（3）根據(jù)文獻(xiàn)[2]，在模式轉(zhuǎn)換過程中再配合調(diào)節(jié)前涵道引射器和CDFS 進(jìn)口可調(diào)葉片，能夠進(jìn)一步提高回流裕度，從而逐步平穩(wěn)地完成變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的模式轉(zhuǎn)換。

在模型B 的基礎(chǔ)上，以改變邊界條件的形式對(duì)改進(jìn)措施進(jìn)行數(shù)值驗(yàn)證。采取降低外涵反壓的措施后，回流裕度由-0.50 提高至-0.01，在此基礎(chǔ)上，向關(guān)閉方向調(diào)節(jié)CDFS 進(jìn)口可調(diào)葉片角度10°，關(guān)閉20%前涵道引射器面積，共同使ps22升高、ps148降低，回流裕度進(jìn)一步提升至0.05，改善回流裕度措施的效果如圖17所示。降低外涵反壓后靜壓及流線如圖18 所示。從圖中可見，外涵反壓降至臨界反壓后，回流消失，風(fēng)扇外涵氣流正常向下游流動(dòng)。

圖17 模型B改善回流裕度措施的實(shí)施效果

3 結(jié)論

本文開展了變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)模式轉(zhuǎn)換過程中多個(gè)工作狀態(tài)的壓縮部件聯(lián)合數(shù)值仿真研究，得到的主要結(jié)論如下：

（1）在變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)由單外涵工作模式向雙外涵工作模式轉(zhuǎn)換時(shí)，如果不預(yù)先采取其他調(diào)節(jié)措施，由于外涵壓力高于內(nèi)涵壓力，模式選擇閥打開后會(huì)發(fā)生回流，回流緊貼分流環(huán)進(jìn)入CDFS 并在分流環(huán)下方發(fā)生分離。

（2）回流使風(fēng)扇工作點(diǎn)升高、剩余喘振裕度降低，模式選擇閥打開至中間角度位置時(shí)，風(fēng)扇進(jìn)入喘振邊界?；亓鲗?dǎo)致CDFS 進(jìn)口產(chǎn)生徑向溫度、壓力畸變，同時(shí)在尖部區(qū)域產(chǎn)生一定程度的旋流畸變，對(duì)CDFS的性能和穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響。

（3）在工作模式轉(zhuǎn)換過程中，預(yù)先開大后涵道引射器和噴口的面積，同時(shí)關(guān)小前涵道引射器面積和CDFS可調(diào)葉片角度，回流裕度由-0.50提高到0.05，回流消失，保證了變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定工作模式轉(zhuǎn)換。

圖18 模型B降低外涵反壓后的靜壓及流線

致謝

感謝趙勇研究員在論文撰寫中給予的幫助！