偏流板對發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫升影響研究

崔金輝，孫 丹，韓 磊，丁冠東

(1.中國航發(fā)沈陽發(fā)動機(jī)研究所，沈陽110015；2.中國航空發(fā)動機(jī)集團(tuán)有限公司，北京100097)

1 引言

偏流板是航空母艦甲板上的一種保護(hù)裝置，具有耐高溫、耐磨擦和耐腐蝕的特點，其主要作用是在艦載機(jī)起飛時保護(hù)尾噴流方向上的其他設(shè)備、飛機(jī)和人員不受高溫氣流的危害。飛機(jī)起飛前，偏流板豎起并與航空母艦甲板成一定角度，使發(fā)動機(jī)噴流偏折到上方或偏流板兩側(cè)，于是高溫噴氣流會在飛機(jī)與偏流板之間形成一個較大區(qū)域的溫度場。部分高溫氣流受外界風(fēng)的影響或偏流板的反射，會擴(kuò)散到發(fā)動機(jī)進(jìn)口位置并在發(fā)動機(jī)進(jìn)口形成嚴(yán)重的溫度畸變，若畸變程度超出發(fā)動機(jī)承受能力將誘發(fā)發(fā)動機(jī)喘振。因此，有必要開展發(fā)動機(jī)與偏流板之間的適配性研究，獲得不同發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)、不同偏流板使用條件下發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫升，為發(fā)動機(jī)在航空母艦上的使用提供指導(dǎo)意見，同時也能夠為降低發(fā)動機(jī)喘振故障率、改善進(jìn)氣溫度畸變提供參考。

國內(nèi)外針對偏流板均開展過一些研究，但考慮的影響因素不夠全面——根據(jù)公開文獻(xiàn)，主要是未能考慮發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)對進(jìn)口溫升的影響。如，郭濤[1]通過數(shù)值模擬計算了偏流板與周圍安全區(qū)域的關(guān)系，并根據(jù)對周圍環(huán)境的影響得出了最佳傾角及最佳距離；Gehring[2]通過開展偏流板內(nèi)部通道腐蝕性研究，對Mark 7偏流板的設(shè)計和腐蝕防護(hù)進(jìn)行了評估；張群峰等[3]通過數(shù)值計算，得出了不同環(huán)境風(fēng)速和偏流板傾角下回流對進(jìn)氣道溫升的影響；畢玉泉等[4]利用解析方法建立偏流板的角位移、角速度和角加速度數(shù)學(xué)模型，完成了偏流板機(jī)構(gòu)的運動學(xué)仿真；馬彩東等[5]通過仿真計算手段，分析了不同偏流板偏轉(zhuǎn)角對周圍流場的影響，得出了4個不同偏轉(zhuǎn)角下周圍設(shè)備的保護(hù)程度；Moskowitz[6]通過開展艦機(jī)適配研究，評估了在海洋環(huán)境下偏流板上金屬防滑涂層的適應(yīng)能力；徐凱[7]利用仿真計算手段，比較了偏流板與發(fā)動機(jī)的距離、偏流板角度對適配性的影響，對偏流板進(jìn)行了綜合最優(yōu)選擇。

鑒于對偏流板研究所考慮因素不夠全面這一現(xiàn)狀，本文主要借助計算流體動力學(xué)方法開展發(fā)動機(jī)與偏流板的適配性研究，重點研究偏流板角度、發(fā)動機(jī)與偏流板距離、發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)對發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫升的影響，以期為發(fā)動機(jī)在航空母艦上的安全應(yīng)用及發(fā)動機(jī)與偏流板之間的匹配提供指導(dǎo)。

2 計算模型

2.1 發(fā)動機(jī)選型

計算所采用的發(fā)動機(jī)模型為F-35C艦載戰(zhàn)斗機(jī)的發(fā)動機(jī)F135-PW-400[8]。選用該機(jī)型作為計算對象主要是因為F135-PW-400發(fā)動機(jī)各項參數(shù)便于查閱，并且是單臺配裝，采用常規(guī)推進(jìn)方式，便于建模和計算。

2.2 偏流板構(gòu)型

計算所采用的偏流板為MK7鋁合金偏流板，不考慮偏流板厚度和表面涂層影響。偏流板高4.2 m，長10.8 m；偏流板與甲板表面的夾角即板位角θ可調(diào)，調(diào)節(jié)范圍為0°～90°，如圖1所示。偏流板底部邊緣(甲板固定鉸鏈處)與發(fā)動機(jī)出口面在甲板上的投影之間的距離L，定義為偏流板與發(fā)動機(jī)的距離。

2.3 計算模型與區(qū)域邊界設(shè)置

圖1 飛機(jī)與偏流板位置Fig.1 Location of aircraft and JBD

由于三維流場關(guān)于飛機(jī)機(jī)體對稱面呈現(xiàn)左右對稱，因此將整個計算模型簡化后只計算流場的一半即可。流場計算區(qū)域的對稱面如圖2所示，發(fā)動機(jī)進(jìn)口面在甲板水平方向上的投影位置設(shè)為水平方向0坐標(biāo)，遠(yuǎn)場邊界沿甲板水平方向的取值范圍為-10.0～22.4 m，偏流板固定鉸鏈在甲板上的位置坐標(biāo)為6.5 m。尾噴流流場計算不考慮發(fā)動機(jī)內(nèi)部構(gòu)型和工作原理，僅需給出發(fā)動機(jī)噴管的邊界條件即可。

發(fā)動機(jī)噴管進(jìn)口采用質(zhì)量流量進(jìn)口條件，給定流量和總溫，用以區(qū)別不同發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)；來流邊界條件設(shè)置為壓力遠(yuǎn)場；發(fā)動機(jī)進(jìn)口設(shè)置為壓力出口條件；甲板設(shè)置為壁面邊界條件；計算區(qū)域網(wǎng)格全部采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。

3 計算方法及驗證

3.1 流場計算

流場采用計算流體動力學(xué)軟件Fluent[9]計算。計算時，假定尾噴流為定常、理想的可壓縮氣體，使用密度基耦合算法求解器，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε兩方程模型，控制方程采用二階迎風(fēng)模式離散。

3.2 計算方法驗證

為驗證尾噴流流場數(shù)值計算方法的準(zhǔn)確性，對文獻(xiàn)[10]中在低落壓比下進(jìn)行試驗的噴管流場進(jìn)行了數(shù)值仿真，并將仿真結(jié)果與試驗測得數(shù)據(jù)進(jìn)行對比。仿真計算時所采用的總溫總壓邊界條件與試驗的一致，落壓比取4.0。圖3為沿噴流方向靜壓 ps(已通過進(jìn)口壁面處總壓 pt做無量綱化處理)計算結(jié)果和試驗結(jié)果的對比，可見仿真結(jié)果與試驗結(jié)果基本吻合。

圖3 噴流方向靜壓分布Fig.3 Distribution of static pressure along the jet flow

4 計算結(jié)果與分析

主要計算不同的發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)、板位角、偏流板與發(fā)動機(jī)距離對流場和發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫升的影響。計算過程中，只改變其中一種影響因素，其他兩種影響因素不變。進(jìn)口溫升ΔT定義式[11]為：

式中：Tin表示發(fā)動機(jī)進(jìn)口平均溫度；Tamb表示環(huán)境大氣溫度，文中取288 K。

4.1 發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)的影響

噴管進(jìn)口流量和總溫決定發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)大小。F135發(fā)動機(jī)噴管進(jìn)口最大流量W7=139 kg/s，噴管進(jìn)口最大總溫T7=2 050 K。通過對發(fā)動機(jī)進(jìn)行節(jié)流共給出7種推力狀態(tài)，W7和T7具體參數(shù)設(shè)置見表1。設(shè)定θ=45°，L=1.8 m，不計外界風(fēng)的影響。

表1 不同推力狀態(tài)參數(shù)設(shè)置Table 1 Parameters in different thrust states

7種推力狀態(tài)下，甲板表面總溫沿水平方向的分布及發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫升分別如圖4、表2所示。從圖表中可得出：

(1)對于任一發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)，從偏流板底邊位置(約6.5 m)開始沿水平負(fù)方向到發(fā)動機(jī)進(jìn)口位置(0 m)，甲板表面總溫?zé)o明顯變化且溫度已達(dá)到最大值；繼續(xù)沿負(fù)方向延伸到計算區(qū)域最左側(cè)(-10.0 m)溫度逐漸下降，但下降趨勢并不完全相同，對于狀態(tài)1～狀態(tài)4溫度下降梯度小，狀態(tài)5～狀態(tài)7溫度下降趨勢較明顯，未到區(qū)域最左側(cè)溫度已降到環(huán)境溫度。這說明偏流板將高溫燃?xì)庹鄯担诩装迳戏叫纬梢粋€高溫溫度場，且發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)不同溫度場衰減程度不同，發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)越高，尾噴流被偏流板折返后向發(fā)動機(jī)進(jìn)口方向擴(kuò)散的區(qū)域越大。

圖4 不同推力狀態(tài)下甲板表面總溫沿水平方向的分布Fig.4 Distribution of total temperature on deck plane along horizontal direction in different thrust states

表2 不同推力狀態(tài)下的進(jìn)口溫升Table 2 ΔTin different thrust states

(2) 發(fā)動機(jī)進(jìn)口位置(0 m)，狀態(tài)1～狀態(tài)7對應(yīng)的溫度逐漸減小，說明發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)對發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫升起到?jīng)Q定性作用。

(3)隨著發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)的降低，進(jìn)口溫升逐漸減小，因此可根據(jù)發(fā)動機(jī)實際能夠承受的進(jìn)口溫升確定發(fā)動機(jī)的工作狀態(tài)。

4.2 板位角的影響

在保持發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)不變的情況下對流場進(jìn)行數(shù)值計算。W7=90 kg/s，T7=1 300 K，L=1.8 m，θ分別為 30°、40°、45°、50°、55°、60°、65°、70°。經(jīng)計算得到圖5所示的甲板表面總溫分布結(jié)果和表3所示的發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫升。從圖表中可得出：

(1)隨著θ的增大，發(fā)動機(jī)進(jìn)口位置(0 m)對應(yīng)的甲板表面總溫逐漸增大。當(dāng)θ=30°時總溫為1 230 K，當(dāng)θ≥40°時總溫為1 300 K且隨著θ的增大總溫不再變化，說明發(fā)動機(jī)進(jìn)口位置溫度場的形成與θ有關(guān)。

(2)隨著θ的增大，高溫溫度場所能達(dá)到的區(qū)域變大，即高溫區(qū)沿甲板表面向發(fā)動機(jī)進(jìn)口方向延伸得更遠(yuǎn)。當(dāng)θ＜50°時，甲板表面溫度在發(fā)動機(jī)進(jìn)口前2.0～3.0 m可以逐漸衰減到環(huán)境溫度；但是當(dāng)θ＞55°時，即使在計算區(qū)域最左側(cè)甲板表面溫度也不能降為環(huán)境溫度。

圖5 不同板位角下甲板表面總溫沿水平方向的分布Fig.5 Distribution of total temperature on deck plane along horizontal direction in differentθ

表3 不同板位角下的進(jìn)口溫升Table 3 ΔTin differentθ

(3)隨著θ的增大，偏流板后方高溫區(qū)面積越來越小，即安全區(qū)域面積越來越大。當(dāng)θ=30°時，偏流板后方11.0 m處溫度才降為環(huán)境溫度；但當(dāng)θ=45°時，在偏流板后方3.5 m處溫度已降為環(huán)境溫度。

(4)隨著θ的增大，進(jìn)口溫升逐漸增大，說明θ對進(jìn)口溫升有較大影響。雖然θ的增大擴(kuò)大了安全區(qū)域面積，但也會引起進(jìn)口溫升的快速增大，更容易誘發(fā)溫度畸變。從計算結(jié)果看，θ＞45°時偏流板后方安全區(qū)域的面積不再明顯變化，因此在實際使用過程需綜合考慮溫度畸變和安全區(qū)域的關(guān)系，進(jìn)而選擇θ大小。對于文中算例，θ在40°～45°之間較為合適。

4.3 偏流板與發(fā)動機(jī)距離的影響

在保持發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)和板位角不變的情況下對流場進(jìn)行數(shù)值計算。W7=70 kg/s，T7=700 K，θ=45°，L 分別為1.8、3.0、4.0、5.0、6.0 m。經(jīng)計算得到圖6所示的甲板表面總溫分布結(jié)果和表4所示的發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫升。從圖表中可得出：

(1)隨著L的增大，發(fā)動機(jī)進(jìn)口位置(0 m)氣流溫度降低。當(dāng)L=1.8 m時，發(fā)動機(jī)進(jìn)口位置最高溫度為699 K；當(dāng)L=5.0 m時，發(fā)動機(jī)進(jìn)口位置最高溫度降為300 K，稍微大于環(huán)境溫度。因此，L對發(fā)動機(jī)進(jìn)口位置溫度場的影響明顯。

圖6 不同偏流板與發(fā)動機(jī)距離下甲板表面總溫沿水平方向的分布Fig.6 Distribution of total temperature on deck plane along horizontal direction in differentL

表4 不同偏流板與發(fā)動機(jī)距離下的進(jìn)口溫升Table 4 ΔTin differentL

(2)隨著L的增大，進(jìn)口溫升越來越小，當(dāng)L=6.0 m時發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫升僅為2 K。這主要是由于L增大使得高溫尾噴流不足以返回到發(fā)動機(jī)進(jìn)口位置，說明增加L可以減小發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫升，改善溫度畸變。

當(dāng)然，由于艦面空間有限，受起飛跑道長度、艦面剎車裝置、偏流板后方等候起飛飛機(jī)的限制，偏流板與發(fā)動機(jī)距離不可任意增加，該距離增大會縮短跑道長度，同時也會使偏流板對艦面設(shè)備的保護(hù)作用減弱。

5 結(jié)論

發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)、偏流板板位角、發(fā)動機(jī)與偏流板距離，都會影響尾流溫度場分布和進(jìn)口溫升大小，通過分析得出以下主要結(jié)論：

(1)隨著發(fā)動機(jī)推力狀態(tài)的降低，發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫升逐漸減小，因此降低推力狀態(tài)有利于改善溫度畸變，但推力的降低程度需考慮起飛推力的限制。

(2)偏流板板位角增大擴(kuò)大了偏流板后方安全區(qū)域面積，但也會引起發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫升快速增大，更容易誘發(fā)溫度畸變，在實際使用過程需結(jié)合航空母艦甲板表面各個系統(tǒng)的安全需求和發(fā)動機(jī)抗畸變能力確定板位角。

(3)偏流板與發(fā)動機(jī)距離的增大，能夠很大程度上減小進(jìn)口溫升，但受艦面多種因素制約，距離設(shè)定需結(jié)合其他因素才能做出判斷。

(4)艦載機(jī)起飛時所面臨的主要問題是進(jìn)氣溫度/壓力組合畸變對發(fā)動機(jī)穩(wěn)定性的影響，進(jìn)行發(fā)動機(jī)與偏流板適配性研究時必須考慮進(jìn)氣畸變影響，這也對后續(xù)工作中改善發(fā)動機(jī)抗溫度畸變能力提出了更高的要求。