宛 何 廖 姍 張立輝 趙建煒

（中國(guó)航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所，湖南 株洲 412002）

試車臺(tái)排氣系統(tǒng)的設(shè)計(jì)形式會(huì)對(duì)試車間的流場(chǎng)品質(zhì)造成直接的影響[1]。當(dāng)航空發(fā)動(dòng)機(jī)在試車間試車時(shí)，需借助發(fā)動(dòng)機(jī)高溫高速燃?xì)獾呐艢鈩?dòng)能，引進(jìn)大量冷空氣流經(jīng)試車間而被吸入引射筒內(nèi)，從而降低高溫燃?xì)獾臏囟?，減小高溫高速燃?xì)獾乃俣纫约皩?duì)引射筒的破壞性，由于發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴口后方存在引射筒和排氣消聲裝置，所以不同程度地存在排氣反壓，因此引射筒結(jié)構(gòu)改變對(duì)其內(nèi)部流動(dòng)的作用將影響發(fā)動(dòng)機(jī)排氣的引射效果。引射效果優(yōu)越的引射筒可以避免試車間空氣的回流以及發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)獾幕亓?，防止由于二者的原因引起發(fā)動(dòng)機(jī)性能衰減，甚至發(fā)動(dòng)機(jī)超溫。

渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)試車臺(tái)的設(shè)計(jì)需要合適的引射筒的尺寸和位置來(lái)適應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣形式，一般來(lái)說(shuō)引射筒都設(shè)計(jì)成可移動(dòng)的，以避免引射筒和尾噴口的距離過(guò)近或過(guò)遠(yuǎn)。研究表明[2]，不同的引射筒和尾噴口距離對(duì)引射效果影響顯著。本文根據(jù)某渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)的特點(diǎn)和結(jié)構(gòu)方面的限制因素，設(shè)計(jì)了L 形的引射排氣系統(tǒng)，并采用三維數(shù)值模擬的方式研究了引射筒與尾噴口之間的距離對(duì)排氣系統(tǒng)引射效果的影響規(guī)律。本研究可以為今后渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)試車臺(tái)排氣系統(tǒng)設(shè)計(jì)提供參考，同時(shí)在渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)中可以選擇引射效果最佳的引射筒位置。

1 引射筒設(shè)計(jì)

某渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)采用的是水平進(jìn)氣，豎直排氣的氣動(dòng)布局形式，引射筒的設(shè)計(jì)需要和發(fā)動(dòng)機(jī)的尾噴口相適應(yīng)，引射筒口徑必須足夠大，能夠包容從發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴口排出的主氣流。考慮到試車臺(tái)的結(jié)構(gòu)限制，設(shè)計(jì)如圖1所示的引射排氣系統(tǒng)，發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴口排出的高溫高速燃?xì)庑柘冉?jīng)過(guò)引射筒的豎直段，伴隨來(lái)自試車間的引射氣流，再經(jīng)過(guò)轉(zhuǎn)彎段后，在引射筒水平段進(jìn)一步混合，最后經(jīng)隔熱筒排至排氣塔中，其中發(fā)動(dòng)機(jī)的位置S 和引射筒的中心高度H 是確定的，轉(zhuǎn)彎段半徑R 取單倍的引射筒直徑D，為獲得最佳的引射效果，將引射筒距發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴口的距離l 設(shè)計(jì)為可調(diào)的，可調(diào)范圍為0～1200mm，引射筒豎直高度L 為2000mm，用比值l/L 來(lái)表示引射筒距發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴口的距離與引射筒豎直段長(zhǎng)度的占比，l/L 范圍為0～0.6。

圖1 引射筒結(jié)構(gòu)示意圖

2 數(shù)值模擬

本文利用三維數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)引射筒引射性能進(jìn)行研究。計(jì)算的物理模型包括試車間，發(fā)動(dòng)機(jī)簡(jiǎn)化模型，引射筒及隔熱筒，如圖1 所示，流體域建模采用軟件UG NX7.5，利用ANSYS 軟件的ICEM 模塊對(duì)流體域模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用網(wǎng)格采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格[3]，網(wǎng)格總數(shù)約為550 萬(wàn)，網(wǎng)格如圖2 中所示。

圖2 某方案的網(wǎng)格

計(jì)算求解采用ANSYS CFX 軟件完成，流體設(shè)定為理想氣體，求解過(guò)程為定常計(jì)算，采用K-epsilon 兩方程湍流模型對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，離散格式采用二階精度的“High Resolution”格式，計(jì)算殘差小于1×10-6判斷該數(shù)值模擬收斂。

3 關(guān)鍵參數(shù)影響分析

3.1 參考規(guī)定[3]，中、小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)和渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)試車間平均氣流速度不大于10m/s，同時(shí)試車間內(nèi)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口流暢均勻穩(wěn)定，不產(chǎn)生氣流畸變，不發(fā)生燃?xì)饣亓?，不影響發(fā)動(dòng)機(jī)性能。

3.2 室內(nèi)試車臺(tái)設(shè)計(jì)對(duì)流場(chǎng)品質(zhì)影響較大的另一個(gè)重要參數(shù)是旁路比 η，即引射系數(shù)：

式中Qin1表示試車間的總空氣流量，Qout2表示進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)的空氣流量。

研究發(fā)現(xiàn)[1]，η 值至少要大于0.8，否則發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口氣流不穩(wěn)定，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)試車質(zhì)量和安全造成很大影響。

3.3 試車間內(nèi)空氣在發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴口排氣的引射下，進(jìn)入引射筒，在流經(jīng)隔熱筒的時(shí)候發(fā)生二次引射，為合理地控制好試車間的引射參數(shù)，組織排氣氣流較好的擴(kuò)散，提高排氣冷卻效果，定義為引射筒的引射系數(shù)：

式中Qg1表示進(jìn)入引射筒的總空氣流量，Qin2表示發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣流量。通常對(duì)于渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)試車臺(tái)的引射系數(shù)一般取0.25～1[4]。

4 數(shù)值模擬的主要結(jié)果

圖3 為通過(guò)數(shù)值模擬得到的某方案的三維流線圖，從圖中可以看出在該方案中，氣流進(jìn)氣平順規(guī)整，內(nèi)部流動(dòng)順暢，發(fā)動(dòng)機(jī)排出的高速燃?xì)馊窟M(jìn)入引射筒，未出現(xiàn)燃?xì)饣亓鳌?/p>

圖3 某方案的三維流線圖

考慮到試車間結(jié)構(gòu)限制，高度比l/L 的調(diào)節(jié)范圍是0～0.6，每隔0.05，即每調(diào)節(jié)100mm 作為一個(gè)數(shù)值模擬方案，研究方案列表如表1。

表1 各研究方案對(duì)比

圖4 給出引射筒調(diào)節(jié)高度比l/L 對(duì)試車臺(tái)進(jìn)氣截面進(jìn)氣速度的影響規(guī)律。

圖4 進(jìn)氣截面平均速度隨l 的變化趨勢(shì)

從圖中可以看出當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)在最大起飛狀態(tài)時(shí)試車間進(jìn)氣氣流流速均較低，在0.5m/s 左右，滿足試車間進(jìn)氣流速不大于10m/s 的要求。因此，本試車間的氣動(dòng)能力是可以滿足該型發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)的需求的。

圖5 給出試車間引射系數(shù)η 隨引射筒豎直高度調(diào)節(jié)變化規(guī)律。

圖5 引射系數(shù)η 隨l 的變化趨勢(shì)

從圖中結(jié)果可以知道，試車間的引射系數(shù)均較高，在2.5 左右，遠(yuǎn)大于0.8 的要求，這說(shuō)明有足夠的流動(dòng)空間可供氣流流動(dòng)，以保證發(fā)動(dòng)機(jī)的正常進(jìn)氣不受影響。同時(shí)，隨著引射筒調(diào)節(jié)的豎直高度的增大，引射系數(shù)η 先增大后減小，方案11 達(dá)到最大引射系數(shù)，較最低值提高7.9%，在該位置試車間進(jìn)氣流量達(dá)到最大，對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)試車是一個(gè)有利的條件。

圖6 給出引射筒的引射系數(shù)η1隨引射筒豎直高度調(diào)節(jié)變化規(guī)律。

圖6 引射系數(shù)η1 隨l 的變化趨勢(shì)

從圖中結(jié)果可以看出，該引射筒的引射系數(shù)范圍在0.956～1.077 之間，而且在一定范圍內(nèi)，引射筒的引射系數(shù)是隨引射筒調(diào)節(jié)的豎直高度增大而線性增加的，超過(guò)方案10 以后迅速下降。當(dāng)引射筒調(diào)節(jié)的豎直高度超過(guò)500mm 以后，引射筒的引射系數(shù)便可達(dá)到1 以上，滿足渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)試車臺(tái)引射筒的引射要求。

圖7 給出給出方案1、方案5、方案10 和方案12 的子午面流線圖。

圖7 各方案子午面流線圖

從子午面流線圖可以看出，所有方案下均未出現(xiàn)燃?xì)饣亓?，所有由發(fā)動(dòng)機(jī)排出的燃?xì)饩ㄟ^(guò)引射筒排出試車間。而且，隨著引射筒調(diào)節(jié)的豎直高度增大氣流的流動(dòng)平順性逐步改善，旋渦流也逐漸減少，但方案12 的氣流流場(chǎng)較方案10 惡化嚴(yán)重，氣流在引射筒中也存在很大的流動(dòng)分離，導(dǎo)致方案12 的引射筒引射系數(shù)迅速降低。

圖8 給出方案1、方案5、方案10 和方案12 的引射筒進(jìn)口截面速度分布云圖。

圖8 各方案子午面流線圖

從圖中可以看出由于引射筒豎直位置的升高，發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴口排出的高速氣流有更充足的流動(dòng)行程來(lái)引射試車間的空氣，通過(guò)能量的交換，高速氣流所占流動(dòng)面積比降低，而被引射的氣流速度逐步增大，所占流通面積也越來(lái)越大，引射的空氣流量逐步增多；方案12 較方案10 氣流低速區(qū)域偏大，因而引射的空氣流量較少。

5 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)某渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)試車臺(tái)各豎直調(diào)節(jié)高度的L 形引射筒數(shù)值模擬計(jì)算，得到結(jié)論如下：

5.1 該引射筒引射效果滿足試驗(yàn)的要求，所有發(fā)動(dòng)機(jī)排出的燃?xì)饩?jīng)過(guò)引射筒排出試車間，未出現(xiàn)燃?xì)饣亓鳌?/p>

5.2 某渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)在該引射筒和試車間構(gòu)成的整個(gè)進(jìn)排氣空間試驗(yàn)時(shí)，試車間進(jìn)氣流速在0.5m/s 左右，非常低的進(jìn)氣流速，滿足渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)時(shí)對(duì)試車間進(jìn)氣速度的要求。

5.3 在該引射筒的引射作用下，試車間的引射系數(shù)在2.5 左右，滿足渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)時(shí)對(duì)試車間引射流量的要求。

5.4 當(dāng)引射筒進(jìn)口距發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴口距離l 與引射筒豎直高度L 的比值在0.25～0.6，引射筒的引射系數(shù)均超過(guò)1，有足夠的引射氣流對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排出的高溫燃?xì)膺M(jìn)行摻混冷卻，并且隨著引射筒數(shù)值調(diào)節(jié)高度的增加呈先增大后減小的趨勢(shì)，在l/L 為0.5 時(shí)達(dá)到最大1.077，相比于最小提升了12.7%。