渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向排氣裝置設(shè)計(jì)及仿真分析

曾強(qiáng)　葛嚴(yán)　王勛　李慈應(yīng)

摘 要：按照某型后輸出軸渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)的要求設(shè)計(jì)三種不同方案的排氣裝置，并對(duì)三個(gè)方案在不同狀態(tài)下的流場(chǎng)特性進(jìn)行數(shù)值仿真及對(duì)比分析，對(duì)比分析結(jié)果表明側(cè)向排氣裝置出口存在較大的低速回流區(qū)，出口截面面積是影響排氣裝置入口總壓的主要因素，減小排氣裝置擴(kuò)壓段當(dāng)量擴(kuò)壓角，可減少擴(kuò)壓段壁面氣流分離，進(jìn)而減小進(jìn)出口總壓損失。

關(guān)鍵詞：渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)；排氣裝置；數(shù)值仿真

中圖分類號(hào)：V275 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A 文章編號(hào)：1671-2064（2019）15-0070-03

根據(jù)渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)輸出方式的不同，排氣裝置設(shè)計(jì)的形式差別較大，前輸出軸渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣裝置設(shè)計(jì)較為簡(jiǎn)單，主要為軸對(duì)稱擴(kuò)壓圓筒狀；后輸出軸渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)形式多樣，結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，排氣裝置設(shè)計(jì)的設(shè)計(jì)難度較大。張堃元等[2]研究人員對(duì)某型渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)分叉排氣裝置進(jìn)行了性能試驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明分叉排氣裝置內(nèi)大分離區(qū)對(duì)排氣裝置性能存在較大影響，由于排氣裝置出口存在回流區(qū)導(dǎo)致出口截面參數(shù)測(cè)量及總壓恢復(fù)系數(shù)計(jì)算存在誤差，分叉排氣裝置總壓損失較大。張迺光對(duì)PT6系列發(fā)動(dòng)機(jī)帶渦流環(huán)的排氣裝置性能進(jìn)行了水流和冷吹風(fēng)試驗(yàn)研究，對(duì)比分析了“正置”和“偏置”兩種排氣裝置出口形式的總壓恢復(fù)性能，對(duì)排氣裝置擴(kuò)壓段設(shè)計(jì)和渦流環(huán)設(shè)計(jì)進(jìn)行了深入研究。Daniel Hanus和Tomas Censky開(kāi)發(fā)了一種通過(guò)組織三維流管走向進(jìn)行渦軸/渦槳進(jìn)排氣通道設(shè)計(jì)的創(chuàng)新設(shè)計(jì)方法，并基于該方法對(duì)多型發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)、排氣裝置流道方案進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)。

對(duì)于后輸出軸渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)，由于輸出軸要從排氣裝置中通過(guò)，導(dǎo)致排氣裝置內(nèi)的流道型面很不規(guī)則，從而使得氣流在其中的流動(dòng)成為復(fù)雜的三維流動(dòng)。[1]目前，對(duì)該類排氣裝置內(nèi)的流場(chǎng)三維仿真研究較少，主要依靠試驗(yàn)方法來(lái)獲得該類排氣裝置的流動(dòng)特性。為減少在該類排氣裝置中的流動(dòng)損失，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡可能降低拐彎處的流動(dòng)速度，根據(jù)PT6系列發(fā)動(dòng)機(jī)的研究經(jīng)驗(yàn)，單一的擴(kuò)壓減速型側(cè)向排氣裝置容易增加流動(dòng)損失，采用先擴(kuò)壓后收斂的流路型面，可實(shí)現(xiàn)良好的總壓恢復(fù)效果。

1 設(shè)計(jì)要求和思路

1.1 設(shè)計(jì)要求

本文研究的排氣裝置由于受到減速器等結(jié)構(gòu)布局的空間限制（見(jiàn)圖1），要求設(shè)計(jì)方案盡可能縮短軸向長(zhǎng)度，減小發(fā)動(dòng)機(jī)、主輔安裝節(jié)之間的距離，保證發(fā)動(dòng)機(jī)支撐剛性；同時(shí)為避免排氣裝置熱輻射對(duì)減速器機(jī)匣及中間承力機(jī)匣產(chǎn)生不利影響，需盡量增加排氣裝置與減速器和承力機(jī)匣之間的距離；排氣出口為單側(cè)排氣，出口方向與發(fā)動(dòng)機(jī)軸向呈90°。

1.2 設(shè)計(jì)思路

根據(jù)設(shè)計(jì)要求，本文所述排氣裝置由擴(kuò)壓段、拐彎段、出口段組成，動(dòng)力渦輪轉(zhuǎn)子出口至排氣裝置安裝邊與排氣裝置拐彎前流道作為排氣段擴(kuò)壓段，為獲得良好的擴(kuò)壓段流場(chǎng)，避免壁面流場(chǎng)分離，進(jìn)行擴(kuò)壓段設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)選取合適的當(dāng)量擴(kuò)壓角。當(dāng)量擴(kuò)壓角過(guò)大容易造成氣流分離，當(dāng)量擴(kuò)壓角過(guò)小擴(kuò)壓段長(zhǎng)度太長(zhǎng)。根據(jù)渦輪出口流場(chǎng)特性，在保證壁面流場(chǎng)不產(chǎn)生分離的情況下，盡可能增大當(dāng)量擴(kuò)壓角。采用等壓力梯度法設(shè)計(jì)的擴(kuò)壓段型面。

2 數(shù)值仿真方法及校核

本文采用三維數(shù)值仿真技術(shù)對(duì)排氣裝置氣動(dòng)性能進(jìn)行研究，由于排氣裝置出口與大氣環(huán)境存在引射及回流，計(jì)算模型需增加環(huán)境遠(yuǎn)場(chǎng)，采用ANSYS ICEM軟件對(duì)排氣裝置計(jì)算模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。如圖2所示，對(duì)排氣裝置計(jì)算模型進(jìn)行六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，對(duì)流道壁面及排氣進(jìn)、出口區(qū)域進(jìn)行加密處理，計(jì)算網(wǎng)格量約800萬(wàn)。計(jì)算采用有限體積中心差分格式對(duì)N-S方程進(jìn)行求解，湍流模型為標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型。由于動(dòng)力渦輪出口氣流存在方向角，且沿徑向高度變化，故采用UDF方式給定入口邊界氣流方向角分布，以遠(yuǎn)場(chǎng)邊界作為壓力出口邊界。

如圖3所示，對(duì)某型渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)排氣裝置初始方案按照整機(jī)試驗(yàn)匹配的入口總壓、總溫參數(shù)作為入口邊界條件進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，由于出口截面存在回流等因素引起的壓力波動(dòng)導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果曲線存在波動(dòng)，兩者進(jìn)出口總壓損失系數(shù)隨流量狀態(tài)變化趨勢(shì)一致，模擬計(jì)算結(jié)果可作為排氣裝置方案設(shè)計(jì)及對(duì)比的參考依據(jù)。

3 方案設(shè)計(jì)結(jié)果及分析

3.1 方案設(shè)計(jì)

如圖4所示，根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)要求及排氣裝置設(shè)計(jì)思路，方案1作為初始設(shè)計(jì)方案，在此基礎(chǔ)上，為減小排氣裝置長(zhǎng)徑比，達(dá)到縮短排氣裝置軸向長(zhǎng)度的目的，通過(guò)調(diào)整擴(kuò)壓段當(dāng)量擴(kuò)壓角、拐彎處流道型面、出口面積及出口截面形狀等措施得到方案2和方案3。如圖5所示，減小排氣裝置軸向長(zhǎng)度后，相比方案1，方案2和方案3出口截面軸向長(zhǎng)度分別減小了10.5%和7.6%，出口截面至軸心的高度均降低了12.8%，其中方案2出口截面面積減小了16%，方案3增大了6.7%。

如圖6所示，方案2和方案3拐彎前擴(kuò)壓段的當(dāng)量擴(kuò)壓角由初始方案的50°分別調(diào)整為37°和36°，同時(shí)渦輪支撐機(jī)匣支板也相應(yīng)前移。方案2比方案1寬度尺寸小，拐彎處寬度與出口處基本相當(dāng)，方案3寬度尺寸比方案1尺寸大，且在拐彎處局部往外突出。

3.2 數(shù)值仿真分析

在相同設(shè)計(jì)流量狀態(tài)下，對(duì)三個(gè)方案進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算，排氣裝置模擬計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表1。盡管方案2與方案3軸向長(zhǎng)度基本一致，擴(kuò)壓段長(zhǎng)度及當(dāng)量擴(kuò)壓角相當(dāng)，由于方案2出口截面積比方案1和方案3小，出口馬赫數(shù)偏高（見(jiàn)圖7），出口動(dòng)壓較大，最終導(dǎo)致入口總壓比初始方案偏高2kPa。

如圖7所示，排氣出口存在低速區(qū)，由于排氣裝置入口氣流存在較大氣流角，低速區(qū)偏向一側(cè)。其中方案2與方案1由于流道型面較為相似，方案2只改變了擴(kuò)壓段當(dāng)量擴(kuò)壓角，其出口速度分布與方案1相似。方案3由于擴(kuò)壓段、拐彎流道型面及出口型面均進(jìn)行重新設(shè)計(jì)，出口氣流分布存在較大差異，出口低速區(qū)比另外兩個(gè)方案大。

從圖8、圖9可以看出，三種方案在拐彎處上部壁面均存在加到低壓分離區(qū)，其中方案1由于當(dāng)量擴(kuò)壓角較大，分離器較方案2、方案3提前，方案3比方案1和方案2低壓分離區(qū)小，這也是方案3總壓損失最小的原因。

4 結(jié)論

本文針對(duì)某后輸出軸渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向排氣裝置設(shè)計(jì)了三種不同流道型面方案，并對(duì)三種方案進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算及分析，得到以下結(jié)論：（1）增大排氣裝置出口截面面積可顯著減小出口截面排氣速度，減小排氣裝置入口總壓；（2）側(cè)向排氣裝置出口存在較大的回流區(qū)，回流區(qū)的大小決定了有效出口截面積的大小；（3）減小排氣裝置擴(kuò)壓段當(dāng)量擴(kuò)壓角，可減少擴(kuò)壓段壁面氣流分離，進(jìn)而減小進(jìn)出口總壓損失；（4）在限定排氣裝置軸向長(zhǎng)度的情況下，出口截面積是方案設(shè)計(jì)考慮的主要因素。

參考文獻(xiàn)

[1] 劉大響，主編.航空發(fā)動(dòng)機(jī)手冊(cè)（第7冊(cè)）[M].北京：航空工業(yè)出版社，2000.

[2] 張堃元，余少志，徐輝，等.分叉尾噴管氣動(dòng)性能實(shí)驗(yàn)研究[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，1996（1）：86-88.