發(fā)動(dòng)機(jī)唇口防冰腔的熱變形仿真分析

于 磊，張書(shū)曄，李 延

（1.航空工業(yè)沈陽(yáng)飛機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽(yáng) 110035；2.航空工業(yè)第一飛機(jī)設(shè)計(jì)研究院，西安 710089）

飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)冰是影響飛行安全的一個(gè)重要因素[1]。發(fā)動(dòng)機(jī)熱氣防冰系統(tǒng)是通過(guò)導(dǎo)管將發(fā)動(dòng)機(jī)壓氣機(jī)的高溫氣體輸入防冰腔，加熱防冰腔外表面以達(dá)到防冰的目的。對(duì)于雙蒙皮防冰腔結(jié)構(gòu)，在不同的飛行條件下，由于內(nèi)、外蒙皮的換熱邊界條件不一致，使得內(nèi)、外蒙皮的溫度相差較大，內(nèi)、外蒙皮的熱變形量不一致，從而影響雙層蒙皮之間的間隙值。如果沒(méi)有相應(yīng)的補(bǔ)償措施保證蒙皮間隙，防冰腔在發(fā)生熱變形后，蒙皮間隙將得不到保證，從而影響防冰效果[2]，甚至堵塞防冰通道或發(fā)生疲勞破裂，給飛機(jī)的安全帶來(lái)隱患。因此，雙蒙皮防冰腔結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)需具備較高的可靠性，并充分考慮防冰腔的熱變形因素。國(guó)內(nèi)外對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)唇口熱氣防冰的數(shù)值研究多集中在不同結(jié)構(gòu)防冰腔的防冰性能上[3-7]，對(duì)防冰腔的熱變形研究相對(duì)較少。本文基于FLUENT軟件對(duì)防冰腔的溫度及壓力場(chǎng)進(jìn)行仿真計(jì)算，并利用NASTRAN軟件對(duì)防冰腔的熱變形量進(jìn)行分析和校核，為雙蒙皮防冰腔的設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供參考。

1 防冰腔工作原理

某發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道唇口簡(jiǎn)化模型見(jiàn)圖1，防冰腔是其中的紅色區(qū)域。由于發(fā)動(dòng)機(jī)引氣能力不足，為提高防冰效率，因此將防冰腔設(shè)計(jì)為圖2所示的雙蒙皮結(jié)構(gòu)。這種形式的防冰腔在工作時(shí)，熱空氣從笛形管上的笛形孔噴出后，直接加熱前緣蒙皮，熱氣從內(nèi)外蒙皮之間的防冰通道（圖3）向后流動(dòng)，加熱外蒙皮，從而達(dá)到防冰的目的。在防護(hù)區(qū)域末端，熱空氣進(jìn)入防冰腔的后腔內(nèi)，然后從后壁板上的排氣孔排到大氣環(huán)境中。

2 防冰腔溫度分析

防冰腔內(nèi)笛形孔噴出的高溫?zé)釟?，受防冰腔結(jié)構(gòu)和熱空氣流速的影響，在防冰腔內(nèi)流動(dòng)形式為湍流。為準(zhǔn)確模擬熱氣在防冰腔內(nèi)的流動(dòng)，并確定內(nèi)、外蒙皮的溫度和壓力分布情況，仿真時(shí)采用FLUENT軟件中的Spalart-Allaras（簡(jiǎn)稱S-A）湍流模型[8]。

溫度越高，防冰腔的熱變形量越大，對(duì)防冰效果的影響越大，而在結(jié)冰氣象條件下，防冰腔整體溫度會(huì)低于非結(jié)冰氣象條件[9]。因此，從設(shè)計(jì)安全性角度考慮，計(jì)算中選擇非結(jié)冰氣象條件。由于零高度時(shí)，引氣溫度和環(huán)境溫度最高，引氣流量最大，內(nèi)、外蒙皮溫度最高，熱變形量將達(dá)到最大值。因此，計(jì)算條件選取為零高度條件，環(huán)境溫度5℃、引氣溫度385℃，外蒙皮按對(duì)流換熱邊界，外蒙皮外側(cè)的對(duì)流換熱系數(shù)為200W/（m2·K），防冰腔入口壓力200kPa（表壓）。

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)唇口簡(jiǎn)化模型Fig.1 Simplified model of engine inlet

圖2 防冰腔的剖面示意圖Fig.2 Schematic of anti-icing cavity

圖3 剖面上熱氣通道Fig.3 Schematic of anti-icing passageway

圖4、圖5分別為零高度條件下，內(nèi)、外蒙皮的溫度分布云圖。從中可知，零高度時(shí)，內(nèi)蒙皮最高溫度為613K，外蒙皮最高溫度為497K。

圖6、圖7分別為零高度條件下，內(nèi)、外蒙皮的壓力分布云圖。從中可知，零高度時(shí)，內(nèi)、外蒙皮的內(nèi)外表面壓差最大值分別4.59kPa和9.98kPa。

3 防冰腔熱變形討論

3.1 邊界條件和材料特性

將零高度條件下，F(xiàn)LUENT計(jì)算得到的溫度及壓力場(chǎng)作為防冰腔熱變形分析的邊界條件。

防冰腔的材料選擇鈦合金TC4，密度為4440kg/m3，泊松比為0.34，線膨脹系數(shù)α、彈性模量E[10]見(jiàn)表1，其他狀態(tài)點(diǎn)通過(guò)線性擬合獲得。

3.2 防冰腔熱變形分析

墊板的數(shù)量對(duì)內(nèi)、外蒙皮的熱變形起到了關(guān)鍵的補(bǔ)償作用。如果墊板數(shù)量太少，防冰腔受熱膨脹后，由于內(nèi)、外蒙皮的變形量不一致，使得雙蒙皮之間的間隙沿發(fā)動(dòng)機(jī)周向分布不均勻，進(jìn)而影響防冰效果；如果墊板數(shù)量過(guò)多，又會(huì)降低熱空氣的有效流通面積，同樣會(huì)影響防冰效果。本文針對(duì)6種不同數(shù)量墊板的防冰腔模型進(jìn)行仿真分析，評(píng)估其熱變形差異。

圖4 內(nèi)蒙皮溫度分布云圖Fig.4 Temperature nephogram of inner skin

圖5 外蒙皮溫度分布云圖Fig.5 Temperature nephogram of outer skin

為分析墊板數(shù)量對(duì)防冰腔熱變形的作用效果，本文計(jì)算選取了6種不同數(shù)量的墊板進(jìn)行了對(duì)比分析。墊板數(shù)量分別取8、10、12、14、16、18個(gè)，且每種數(shù)量的墊板均沿發(fā)動(dòng)機(jī)唇口周向均勻分布。

圖6 內(nèi)蒙皮壓力分布云圖Fig.6 Pressure nephogram of inner skin

圖7 外蒙皮壓力分布云圖Fig.7 Pressure nephogram of outer skin

表1 鈦合金TC4線膨脹系數(shù)

圖8、圖9分別為采用NASTRAN軟件計(jì)算得到的發(fā)動(dòng)機(jī)唇口周向均勻分布8塊墊板時(shí)，內(nèi)、外蒙皮的熱變形量分布云圖。

圖10、圖11分別為發(fā)動(dòng)機(jī)唇口周向均勻分布16塊墊板時(shí)，內(nèi)、外蒙皮的熱變形量分布云圖。

從計(jì)算結(jié)果可以看出，防冰腔出現(xiàn)最大熱變形的節(jié)點(diǎn)均生在內(nèi)蒙皮外側(cè)靠近發(fā)動(dòng)機(jī)唇口前緣的區(qū)域（圖2中觀測(cè)點(diǎn)1附近區(qū)域）。

根據(jù)計(jì)算結(jié)果顯示，在防冰腔加熱過(guò)程中，由于內(nèi)蒙皮的溫度高于外蒙皮，使得內(nèi)蒙皮的熱膨脹變形量大于外蒙皮。又由于防冰腔的熱變形由對(duì)稱中心向進(jìn)氣道外側(cè)膨脹，因此進(jìn)氣道內(nèi)側(cè)的雙層蒙皮之間的間隙較設(shè)計(jì)狀態(tài)增大，進(jìn)氣道外側(cè)雙蒙皮之間的間隙較設(shè)計(jì)狀態(tài)減小。

圖8 8塊墊板時(shí)內(nèi)蒙皮熱變形量分布云圖Fig.8 Thermal deformation nephogram of inner skin with 8 shims

圖9 8塊墊板時(shí)外蒙皮熱變形量分布云圖Fig.9 Thermal deformation nephogram of outer skin with 8 shims

圖10 16塊墊板時(shí)內(nèi)蒙皮熱變形量分布云圖Fig.10 Thermal deformation of inner skin with 16 shims

圖11 16塊墊板時(shí)外蒙皮熱變形量分布云圖Fig.11 Thermal deformation of outer skin with 16 shims

圖12為內(nèi)、外蒙皮的最大熱變形量分別與墊板數(shù)量之間的關(guān)系?？梢?jiàn)，墊板數(shù)量的增加對(duì)于內(nèi)蒙皮的最大熱變形量改善效果較為明顯，8塊墊板的最大熱變形量為1.83mm，18塊墊板的最大熱變形量為1.63mm。而外蒙皮的最大熱變形約為1.35mm，隨墊板數(shù)量變化不大。

為進(jìn)一步分析墊板對(duì)熱變形的補(bǔ)償作用與效果，選取發(fā)動(dòng)機(jī)唇口的8個(gè)觀測(cè)點(diǎn)（圖2），各觀測(cè)點(diǎn)處雙層蒙皮之間的間隙變化量與墊板數(shù)量之間的關(guān)系見(jiàn)圖13。

由圖13可以看出，隨著墊板數(shù)量的增加，各觀測(cè)點(diǎn)位置處的雙蒙皮間隙變化量值均發(fā)生了不同程度的減小，墊板對(duì)于維持防冰腔間隙的作用效果明顯。當(dāng)墊板數(shù)量由8個(gè)增加到18個(gè)時(shí)，雙蒙皮間隙變化量由最大0.73mm降低至0.43mm，進(jìn)氣道內(nèi)側(cè)間隙變化量由最大0.61mm降低至0.43mm。當(dāng)墊板數(shù)量達(dá)到18個(gè)時(shí)，各觀測(cè)點(diǎn)位置處的間隙變化量值均達(dá)到最小值。

圖12 最大熱變形量與墊板數(shù)量的關(guān)系Fig.12 Relationship between the maximum thermal deformation and number of shims

圖13 雙蒙皮間隙變化量與墊板數(shù)量的關(guān)系Fig.13 Relationship between the gap of two layers of skin and number of shims

4 結(jié)論

本文對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)唇口防冰腔的溫度、壓力以及熱變形情況進(jìn)行仿真分析，得到了6種墊板數(shù)量條件下防冰腔的熱變形規(guī)律。

（1）不同墊板數(shù)量的防冰腔最大熱變形區(qū)域一致，均發(fā)生在內(nèi)蒙皮上，進(jìn)氣道外側(cè)靠近發(fā)動(dòng)機(jī)唇口前緣的區(qū)域。隨著墊板數(shù)量的增多，最大熱變形量逐漸減小。

（2）內(nèi)蒙皮熱變形量大于外蒙皮，進(jìn)氣道外側(cè)的雙蒙皮間隙較初始設(shè)計(jì)狀態(tài)減小，而進(jìn)氣道內(nèi)側(cè)反之。

（3）隨著墊板數(shù)量的增加，各觀測(cè)點(diǎn)處的雙蒙皮之間的間隙變化量逐漸減小，墊板對(duì)防冰腔熱變形的補(bǔ)償效果較為明顯。根據(jù)仿真結(jié)果，當(dāng)墊板數(shù)量達(dá)到18個(gè)時(shí)，雙蒙皮間隙變化程度最小，各觀測(cè)點(diǎn)中最大間隙變化量為0.43mm。

對(duì)工程而言,溫度變化導(dǎo)致結(jié)構(gòu)形體變化，就必然導(dǎo)致系統(tǒng)精度降低。雙蒙皮防冰腔在設(shè)計(jì)過(guò)程中需要考慮熱變形的影響，在滿足變形量的基礎(chǔ)上，盡可能減少墊板數(shù)量，以降低系統(tǒng)重量。本文的研究對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)唇口雙蒙皮防冰腔的工程設(shè)計(jì)有重要的意義。

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