采用射流摻混增強的前可調面積涵道引射器數(shù)值模擬*

王靖宇，張懷寶，黃國平，王光學，鄧小剛

(1. 四川大學 空天科學與工程學院， 四川 成都 610065； 2. 中山大學 物理學院， 廣東 廣州 510006；3. 南京航空航天大學 能源與動力學院， 江蘇 南京 210016； 4. 國防科技大學 空天科學學院， 湖南 長沙 410073)

為了滿足先進多用途戰(zhàn)斗機對動力方案的需求，變循環(huán)發(fā)動機的概念在20世紀60年代提出，并在技術上得到了快速的發(fā)展[1]。變循環(huán)發(fā)動機通過可調部件的形狀、尺寸或者位置的變化，對空氣流量、增壓比和涵道比等循環(huán)參數(shù)進行了調節(jié)，使發(fā)動機在全工況范圍內始終保持較高的工作效率，從而滿足飛行器高單位推力、低巡航油耗的雙重性能要求。美國、英國、法國和日本先后對變循環(huán)發(fā)動機進行了相關研究，其中以通用電氣公司和普拉特·惠特尼公司為代表的美國，先后提出多種變循環(huán)設計方案[2-4]，并實現(xiàn)了YF120變循環(huán)發(fā)動機的飛行驗證[5]。隨后，在自適應通用發(fā)動技術研發(fā)計劃中，針對以自適應循環(huán)為特征的新一代變循環(huán)技術，開展了關鍵技術研究和驗證，并完成了技術驗證機試驗工作[6]。

相對于常規(guī)渦輪風扇發(fā)動機的壓縮系統(tǒng)，變循環(huán)發(fā)動機采用了核心機驅動風扇級(Core Driven Fan Stage, CDFS)的設計，并增加了調節(jié)模式轉換閥(Mode Selector Valve, MSV)、前/后可調面積涵道引射器(Front/Rear Variable Area Bypass Injector, FVABI/RVABI)等幾何可調部件。其中，作為變循環(huán)發(fā)動機核心部件的FVABI位于風扇外涵和CDFS外涵的交接處，通過改變兩個涵道的流通面積調節(jié)流量匹配特性，從而實現(xiàn)發(fā)動機在低涵道比的渦噴模式和高涵道比的渦扇模式之間轉換。由于變循環(huán)發(fā)動機壓縮系統(tǒng)復雜的流道結構和調節(jié)規(guī)律，目前針對FVABI研究的公開資料主要集中在總體性能和結構可行性等方面，而關于部件性能和自身流動現(xiàn)象方面還需進一步深入開展研究工作。周紅等分析了FVABI和RVABI的幾何調節(jié)方式，建立了變循環(huán)發(fā)動機穩(wěn)態(tài)及過渡態(tài)數(shù)學模型[7]。劉寶杰等采用流線曲率法對FVABI軸向和俯仰的調節(jié)規(guī)律進行了研究，討論了不同調節(jié)方式對兩個外涵道之間匹配工作特性的影響[8]。冷中明等提出了一種非軸對稱FVABI設計方案，并采用數(shù)值模擬的手段將其與傳統(tǒng)的設計進行了對比[9]。張曉曼等對FVABI在飛行包線內某兩個特征工作點之間的過渡態(tài)進行了研究，總結了流量和總壓損失在模式轉換時的變化規(guī)律[10]。

對于FVABI來說，利用CDFS外涵內高能量流體抽吸風扇外涵內低能流體的引射特性是實現(xiàn)變循環(huán)發(fā)動機改變涵道比的關鍵。本文提出了一種采用射流摻混增強的FVABI設計方案，通過增加波瓣混合器結構，以實現(xiàn)提高風扇外涵和CDFS外涵流體摻混效率的目的。通過數(shù)值模擬的手段，并與基準模型進行了對比，著重分析了流量特性、軸向速度分布、流向渦和正交渦以及總壓損失的情況。

1 FVABI調節(jié)方式和射流摻混增強

1.1 調節(jié)方式

FVABI實現(xiàn)涵道面積調節(jié)的主要方式有鉸鏈阻流板式和伸縮式兩種方法[11]，其中伸縮式原理如圖1所示。單外涵模式下，F(xiàn)VABI調節(jié)機構①向左縮回，CDFS外涵出口面積②增加，同時由于CDFS外涵氣流總壓大于風扇外涵，為防止風扇外涵氣流回流，需要關閉MSV③；雙涵道模式下，F(xiàn)VABI調節(jié)機構①向右伸出，CDFS外涵道出口面積②減小，氣流在收縮通道內加速減壓，然后與風扇外涵氣流進行摻混。

(a) 單外涵模式 (a) Single-bypass mode

(b) 雙外涵模式 (b) Double-bypass mode圖1 伸縮式FVABI調節(jié)示意圖[12]Fig.1 Sketch of axial adjust FVABI[12]

1.2 射流摻混增強方法

由于射流摻混在航空航天以及化工等相關方面的廣泛運用，在過去數(shù)十年中先后開展了大量關于流動控制技術的研究，以獲得更好的射流摻混性能。根據(jù)不同的作用機理，射流控制技術通常可以分為三類[13]：破壞大尺度相干結構的有序性；提高剪切應力；引入擾動，激勵剪切層的固有失穩(wěn)機制。

如圖2所示，作為一種典型的加強射流摻混的被動控制方式，波瓣混合器是一種帶波瓣型尾緣的分隔器，具有特殊的三維表面輪廓外形。波瓣混合器通過在兩股同向射流之間誘導，產生大尺度的流向渦結構，以實現(xiàn)在最少的總壓損失和盡可能短的長度范圍內，有效地增強流動摻混效果。自20世紀70年代問世以來，波瓣混合器已經在多款航空發(fā)動機的排氣系統(tǒng)上得到了實際應用，并取得了提高尾氣摻混效率、增加輸出推力、降低耗油率、減少排氣噪音和抑制紅外輻射的顯著效果。

圖2 波瓣混合器示意圖[13]Fig.2 Sketch of lobed mixer[13]

2 計算模型和方法

2.1 計算模型

本文計算采用的FVABI計算模型如圖3所示，由于其軸對稱的幾何特性，僅選擇包含波瓣混合器一個葉瓣的5°扇面進行計算。計算域軸向長度約800 mm，出口邊界徑向厚度約85 mm。FVABI幾何調節(jié)采用伸縮式的方法，在雙涵道模式下，厚度約5 mm的圓筒型調節(jié)機構向右伸出約80 mm。采用射流摻混增強的計算模型中圓筒尾緣處連接軸向長度約50 mm的波瓣混合器，而用于對照的基準模型調節(jié)機構僅包含圓筒部分。

圖3 射流摻混增強的FVABI計算域示意圖Fig.3 Sketch of FVABI with jet mixing enhancement

2.2 邊界條件

進口邊界指定總溫和總壓，氣流方向為軸向，風扇外涵和CDFS外涵的流動參數(shù)根據(jù)變循環(huán)發(fā)動機設計指標計算得到。風扇進口為標準大氣，風扇和CDFS設計點總壓比分別采用2.0和1.5，等熵效率都采用0.85。出口邊界則通過指定背壓實現(xiàn)流量調節(jié)，計算中采用的背壓范圍為風扇外涵總壓的0.85至1.1倍。壁面采用無滑移絕熱邊界，而周向兩側邊界則采用周期性邊界條件。

2.3 計算網格

圖4 計算網格二維截面圖Fig.4 Mesh of 2D cutting plane of computational domain

計算網格二維截面如圖4所示。FVABI包括調節(jié)機構和波瓣混合器，以及機匣壁面附近采用的附面層網格，第一層網格高度給定，即0.005 mm，增長率為1.2，增長層數(shù)為25，這樣保證了計算結果中壁面處的y+值在2以下。通過調整增長率，改變邊界層網格數(shù)量，預測的出口流量變化范圍在2%以下，從而保證了計算結果的網格無關性。為了更好地預測風扇外涵和CDFS外涵氣流之間的摻混，在FVABI調節(jié)機構和波瓣混合器之后增加了六面體網格的加密區(qū)域。波瓣混合器尾緣和周期面網格的細節(jié)如圖5所示，計算網格總網格點數(shù)約210萬。

圖5 波瓣混合器尾緣及周期面網格細節(jié)Fig.5 Mesh of lobed mixer trailing edge and periodic boundary

2.4 計算方法

計算采用中山大學計算流體力學研究中心非結構網格求解平臺?？刂品匠虨槿S可壓縮N-S方程，采用基于格點格式的有限體積方法進行離散。對流通量采用Roe格式，通過加權最小二乘方法計算梯度構造空間二階精度。時間推進采用隱式牛頓方法，線性求解器使用靈活廣義最小殘差(Flexible Generalized Minimal RESidual, FGMRES)方法。湍流模型采用標準一方程Spalart-Allmaras模型。采用該求解平臺對二維混合層流動進行數(shù)值模擬，結果表明，在摻混區(qū)域預測的速度分布與對比結果吻合良好，驗證了本文計算方法的可行性和準確性。

3 計算結果和討論

3.1 流量特性

風扇外涵和CDFS外涵流量隨背壓的變化如圖6(a)所示。在出口背壓Pout與風扇外涵進口總壓Pt1的比值等于0.85和0.9的工況下，基準模型和射流摻混增強后的風扇外涵流量相差并不大。隨著出口背壓的增加，兩組模型風扇外涵的流量計算結果都開始下降，其中基準模型的流量下降程度更明顯。從圖6(b)風扇外涵流量占總流量百分比的變化中可以看到，在出口背壓大于風扇外涵進口總壓的情況下，采用波瓣混合器的射流摻混增強方法，風扇外涵流量所占比例顯著地增加，最大可以提高13.7%。相對于風扇外涵，CDFS外涵流量基本保持不變，且基準模型和射流摻混增強后的預測結果也基本一致。這是因為FVABI圓筒可調機構向右伸出后，CDFS涵道出口面積減小，而該喉道面積決定了涵道流通能力。

(a) 風扇外涵和CDFS外涵流量變化 (a) Fan mass flow rate versus CDFS mass flow rate

(b) 風扇外涵流量占總流量百分比變化 (b) Changes of the percentage of fan mass flow rate圖6 FVABI流量特性對比Fig.6 Comparison of mass flow rate characteristic

3.2 軸向速度分布

Pout/Pt1=1.0工況下，風扇外涵和CDFS外涵氣流在摻混段不同沿程位置周向平均后得到的軸向速度對比如圖7所示。對于基準模型，只有兩部分流體之間的自由剪切層存在速度梯度，摻混影響的范圍較小。而對于采用了射流摻混增強方法的模型，由于波瓣混合器的分隔作用，在同樣的半徑位置存在高速和低速兩股流體，所以距離FVABI調節(jié)機構尾緣較近的x=250 mm位置，軸向平均速度從徑向距離0.43至0.45的范圍表現(xiàn)出了平均的效果。而在風扇外涵和CDFS外涵流體摻混已經發(fā)生了一段距離的下游x=450 mm位置，與基準模型計算結果相比，射流摻混增強后的上下兩部分流體周向平均后的軸向速度已經趨近于一個比較均勻的狀態(tài)。

圖7 不同沿程位置軸向速度對比Fig.7 Comparison of axial velocity at different locations

Pout/Pt1=1.0工況下采用射流摻混增強的FVABI不同沿程位置軸向速度云圖如圖8所示。在靠近調節(jié)機構的x=250 mm位置，軸向速度的分布基本和波瓣混合器尾緣形狀一致，靠近壁面的區(qū)域受附面層影響速度較低。隨著風扇外涵和

(a) x=250 mm (b) x=300 mm

(c) x=350 mm (d) x=400 mm

(e) x=450 mm (f) x=500 mm圖8 不同沿程位置軸向速度云圖Fig.8 Contours of axial velocity at different locations

CDFS外涵兩股流體摻混的發(fā)生，波瓣波峰位置附近的高速度流體逐漸向上壁面運動，并進一步擴散發(fā)展成為蘑菇狀。到x=500 mm位置處，兩個波瓣波峰位置附近的高速流體摻混的影響范圍已經交匯，并將波谷位置附近低速流體與風扇外涵主流截斷。

3.3 流向渦和正交渦

流向渦的識別采用無量綱后的軸向渦量，定義為：

(1)

其中， 0.001為出口邊界沿徑向寬度l除以風扇外涵來流速度Uinlet1。

而正交渦的識別采用無量綱化后的周向渦量，定義為：

(2)

由于波瓣混合器上下擴張角的作用，內外涵氣流在波瓣貫穿區(qū)域形成由主流指向波瓣底部的徑向壓力梯度，如圖9所示。該壓力梯度將驅使風扇外涵氣體沿徑向向內流動，而CDFS外涵氣體沿徑向向外流動，形成徑向的二次流。當風扇外涵和CDFS外涵氣流到達波瓣尾緣后，由于兩股流體之間存在的速度差，以及沿徑向相反的二次流的作用下，會在下游的接觸面上形成一對具有相反旋轉方向的流向渦結構。如圖10所示，該流向渦對的特征尺度與波瓣高度相當，在向下游輸運的過程中渦核逐漸向上壁面移動，并不斷將周圍流體卷入其中，導致流動摻混的影響范圍不斷擴大。

圖9 波瓣尾緣壓力云圖(x=240 mm)Fig.9 Contour of pressure contour at trailing edge of lobed mixer (x=240 mm)

(a) x=250 mm (b) x=300 mm

(c) x=350 mm (d) x=400 mm圖10 不同沿程位置流向渦對比Fig.10 Comparison of stream-wise vorticity at different locations

而正交渦的產生主要源于風扇外涵和CDFS外涵流體之間的速度差，在黏性剪切力的作用下，沿著兩股氣流的接觸面生成并發(fā)展。如圖11所示，在靠近可調機構的x=250 mm截面上，正交渦基本保持了和波瓣尾緣一致的形狀。而隨著向下游的輸運發(fā)展，在流向渦的卷吸作用下，正交渦在上下流體摻混區(qū)域的結構開始出現(xiàn)扭曲變形。正交渦的發(fā)展變化過程與之前分析的軸向速度分布云圖基本保持一致。

(a) x=250 mm (b) x=300 mm

(c) x=350 mm (d) x=400 mm圖11 不同沿程位置正交渦對比Fig.11 Comparison of span-wise vorticity at different locations

3.4 總壓損失

風扇外涵和CDFS外涵的流體經過FVABI摻混進入變循環(huán)發(fā)動機外涵后，其中一部分與主流進一步摻混進行加力燃燒，所以在FVABI部件流動摻混中造成的總壓損失對發(fā)動機推力有重要影響。對于沿程截面，采用質量平均總壓計算總壓恢復系數(shù)，定義為：

(3)

其中，上標mix表示摻混段截面流動參數(shù)，而進口截面流動參數(shù)則通過風扇外涵和CDFS外涵流動參數(shù)進行質量平均得到。

不同工況下沿程總壓損失系數(shù)對比如圖12所示。在Pout/Pt1不超過0.95的工況下，預測的總壓恢復系數(shù)基本在0.9左右，且隨著風扇外涵和CDFS外涵流體向下游輸運和摻混有一定程度的下降，采用射流摻混增強后的預測結果略低于基準模型，但相差并不大。隨著出口背壓的增加，風扇外涵流量顯著地下降，所以進口邊界計算得到的平均總壓不斷增加，導致進入摻混段的流體總壓恢復系數(shù)不斷下降。采用射流摻混增強后的FVABI顯著改善了風扇外涵的流通能力，減小了進入摻混段之前的流動損失。

圖12 不同工況下沿程總壓恢復系數(shù)對比Fig.12 Comparison of total pressure recovery coefficient between different operating points

4 結論

本文提出了一種采用射流摻混增強的FVABI設計方案，通過增加波瓣混合器結構，以提高風扇外涵和CDFS外涵流體的摻混效率。通過數(shù)值模擬的手段，同基準模型進行了對比分析，得到以下結論：

1)相對于基準模型，在較高出口背壓的工況下，采用射流摻混增強方法的FVABI設計方案顯著地增加了風扇外涵的流通能力。風扇外涵流量占總流量百分比最大提高了13.7%。

2)采用射流摻混增強的FVABI設計方案在較低出口背壓的工況下并沒有導致總壓恢復系數(shù)出現(xiàn)明顯的下降。而隨著背壓的增大，風扇外涵流通能力的增強則會減小流動損失。

3)通過摻混區(qū)域的流場結構分析，大尺度的流向渦對是波瓣混合器提高摻混效率的關鍵，其特征尺度與波瓣高度相當?？梢愿鶕?jù)FVABI的設計參數(shù)進一步優(yōu)化波瓣混合器的幾何輪廓，以滿足調節(jié)機構對結構設計的要求。