串聯(lián)式TBCC后涵道引射器設(shè)計

謝 健，李中龍，李 丹，黃維娜，曾 軍

(中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院，成都 610500)

1 引言

渦輪基組合循環(huán)發(fā)動機(TBCC)具有高推重比、寬工作范圍、能水平起降和可重復(fù)使用等潛在優(yōu)勢，可廣泛用于軍事作戰(zhàn)、遠程客貨運輸?shù)雀黝愜娒裼蔑w機，受到各國高度重視[1-3]。根據(jù)渦輪發(fā)動機和沖壓發(fā)動機的結(jié)構(gòu)布局，TBCC可分為上下并聯(lián)和共軸串聯(lián)兩種類型[4-5]。并聯(lián)式TBCC共用部件少、易于實現(xiàn)，但迎風(fēng)面積大、質(zhì)量大。串聯(lián)式TBCC共用部件多、技術(shù)難度大，但結(jié)構(gòu)緊湊、迎風(fēng)面積小、推重比高。串聯(lián)式TBCC為實現(xiàn)渦輪工作模態(tài)與沖壓工作模態(tài)的轉(zhuǎn)換，在外涵進、出口需設(shè)計可變面積涵道引射器(VABI)以調(diào)節(jié)外涵道進、出口面積，改變發(fā)動機的涵道比來實現(xiàn)發(fā)動機的模態(tài)轉(zhuǎn)換[6-7]。國內(nèi)對可變面積涵道引射器的研究主要集中于變循環(huán)發(fā)動機整機匹配研究，分析了引射器性能對整機多調(diào)節(jié)變量組合控制規(guī)律設(shè)計的支撐和指導(dǎo)[8]，同時研究了后可變面積涵道引射器(簡稱后涵道引射器或后VABI)初步結(jié)構(gòu)實現(xiàn)方案的可行性[9]，但對于后VABI詳細設(shè)計及試驗研究較少。

本文以串聯(lián)式TBCC后涵道引射器為研究對象，開展了氣動流道設(shè)計及模型試驗研究，通過數(shù)值計算與模型試驗結(jié)果對比，確定了后涵道引射器的性能特性，可為后續(xù)結(jié)構(gòu)設(shè)計及其調(diào)節(jié)機構(gòu)設(shè)計提供依據(jù)。

2 設(shè)計研究思路

后涵道引射器設(shè)計需要實現(xiàn)以下主要目標(biāo)：獲得一種容易由運動調(diào)節(jié)機構(gòu)實現(xiàn)的外涵出口面積可調(diào)的氣動流道方案；掌握此氣動方案在各種工況下的性能特性，用以支持整機匹配及模態(tài)轉(zhuǎn)換控制規(guī)律設(shè)計；獲得一種與氣動方案相適應(yīng)的調(diào)節(jié)機構(gòu)方案，可以滿足涵道比0.2以上、總壓恢復(fù)系數(shù)不低于0.95的性能要求。針對以上主要設(shè)計目標(biāo)，后涵道引射器設(shè)計研究的主要思路是：在考慮調(diào)節(jié)方式可實現(xiàn)性基礎(chǔ)上開展氣動流道設(shè)計，并通過數(shù)值模擬方法進行流場計算；開展全尺寸模型試驗，并與數(shù)值計算結(jié)果對比分析，確定后涵道引射器性能特性。

3 氣動設(shè)計

3.1 流道設(shè)計

考慮到運動調(diào)節(jié)機構(gòu)的可實現(xiàn)性，將活動構(gòu)件設(shè)計為軸向移動零件，通過改變與固定構(gòu)件之間通道軸向開度的方式改變外涵出口面積，如圖1所示。這種方式可只以一個零件作為實現(xiàn)功能的活動構(gòu)件，軸向移動易于實現(xiàn)。后涵道引射器僅調(diào)節(jié)外涵出口面積，對內(nèi)涵基本無影響，有利于簡化整機控制規(guī)律。

圖1 通道軸向開度示意圖Fig.1 The diagram of bypass duct axial open degree

外涵出口流道與發(fā)動機中心線的夾角應(yīng)盡可能小，以增強引射效果，有利于外涵氣流進入主流道。但該夾角過小，會導(dǎo)致在相同調(diào)節(jié)機構(gòu)運動范圍條件下外涵出口面積的最大值偏小，并將增大調(diào)節(jié)機構(gòu)軸向尺寸。綜合考慮該夾角最終取45°。后涵道引射器流道示意圖見圖2。

圖2 后涵道引射器流道示意圖Fig.2 The flow path diagram of the variable area rear bypass injector

3.2 數(shù)值計算

影響涵道比的因素主要有主次流總壓比、主次流出口面積比和主流總壓與背壓之比。本文參考文獻[10]中方法計算引射器的性能。由于本研究僅需描述給定設(shè)計方案的引射器在發(fā)動機不同工況下的涵道比，因此無需將內(nèi)外涵流量換算到同一工況，而應(yīng)分別給定發(fā)動機模態(tài)轉(zhuǎn)換工況的內(nèi)外涵總溫和總壓。同時，本研究是以特定的發(fā)動機總體方案為背景，后涵道引射器采用內(nèi)涵面積不變、外涵可調(diào)的方式，不需要將引射器的流通面積無量綱化。因此，采用內(nèi)外涵進口總壓比pt6/ptl6、背壓與外涵進口總壓之比ps7/ptl6和開度D表示引射器性能。利用數(shù)值計算方法，改變上述3個參數(shù)計算后涵道引射器涵道比和總壓恢復(fù)系數(shù)，以掌握后涵道引射器工作范圍和工作性能，確定機構(gòu)運動范圍，為整機匹配設(shè)計和后涵道引射器機構(gòu)設(shè)計提供依據(jù)。

利用GAMBIT軟件對簡化后的后涵道引射器結(jié)構(gòu)進行網(wǎng)格劃分，并在壁面加密，如圖3所示。內(nèi)、外涵進口均為給定壓力進口，出口為給定壓力出口，其他均為絕熱無滑移壁面。針對不同的內(nèi)外涵進口總壓比(1.1～1.4)、引射器開度(3.2～24.0 mm)和背壓與外涵進口總壓之比(0.71～1.00)，采用SST模型對后涵道引射器進行數(shù)值分析。各計算工況中，外涵進口總壓始終不變。選取其中2個參數(shù)保持不變、另外1個參數(shù)變化的模式，分3組進行計算?？倝夯謴?fù)系數(shù)σ7定義為：

圖3 后涵道引射器計算網(wǎng)格Fig.3 The computational grid of the variable area rear bypass injector

式中：m表示流量，m7=m16+m6。

3.3 計算結(jié)果分析

(1) 保持pt6/ptl6、D不變，ps7/ptl6分別取1.00、0.93、0.87、0.80、0.71。圖4給出了此條件下內(nèi)外涵流道對稱面馬赫數(shù)云圖，圖5示出了涵道比和總壓恢復(fù)系數(shù)的計算結(jié)果。圖4反映出隨著ps7/ptl6降低，內(nèi)涵馬赫數(shù)增大，在中心錐后產(chǎn)生分離，且分離趨勢隨著馬赫數(shù)增大而增大。當(dāng)ps7/pt16=0.71時，摻混區(qū)出現(xiàn)了局部超聲速。這也體現(xiàn)出由于出口背壓降低將導(dǎo)致外涵通道流速增大，從而增強了引射效果，涵道比增大；同時，因馬赫數(shù)增大導(dǎo)致的損失也增大。由圖5中的計算結(jié)果可知，當(dāng)內(nèi)外涵壓比和引射器開度不變時，隨著出口背壓的降低，后涵道引射器的涵道比將增大，總壓恢復(fù)系數(shù)降低。

(2) 保持D、ps7/ptl6不變，pt6/ptl6分別取1.1、1.2、1.3、1.4。圖6給出了此條件下內(nèi)外涵流道對稱面馬赫數(shù)云圖，圖7示出了涵道比和總壓恢復(fù)系數(shù)的計算結(jié)果。由圖6可看出，隨著pt6/ptl6的增大，摻混區(qū)馬赫數(shù)逐漸增大，中心錐后的分流區(qū)顯著增大；在pt6/ptl6達到1.2左右時外壁面出現(xiàn)較大的回流區(qū)，當(dāng)pt6/ptl6達到1.4后摻混位置下游出現(xiàn)了局部超聲速。圖7的計算結(jié)果表明，增大內(nèi)涵總壓會導(dǎo)致涵道比迅速減小。這主要是由于pt6/ptl6增大導(dǎo)致?lián)交靺^(qū)內(nèi)涵靜壓升高，外涵氣流難以進入內(nèi)涵流道；當(dāng)pt6/ptl6增大至1.2左右時，外壁面出現(xiàn)較大回流區(qū)導(dǎo)致總壓損失增加，內(nèi)涵總壓繼續(xù)增大時，內(nèi)涵流速的增加提高了摻混能量，減小了壁面分離，而pt6/ptl6的增大導(dǎo)致內(nèi)涵和摻混區(qū)出口馬赫數(shù)增大，總壓恢復(fù)系數(shù)先升高后降低。因此模態(tài)轉(zhuǎn)換點匹配參數(shù)的選擇應(yīng)盡量避免pt6/ptl6過高，避免出現(xiàn)分離區(qū)，這也符合渦扇發(fā)動機混合器的設(shè)計經(jīng)驗。

圖4 不同ps7/ptl6 下的對稱面馬赫數(shù)云圖Fig.4 The cloud chart of Mach number in the symmetrical plane at different ps7/ptl6

圖5 不同ps7/ptl6 下的涵道比和總壓恢復(fù)系數(shù)Fig.5 Bypass ratio and total pressure recovery coefficient at different ps7/ptl6

圖6 不同pt6/ptl6 下的對稱面馬赫數(shù)云圖Fig.6 Mach number chart in the symmetrical plane at different pt6/ptl6

圖7 不同pt6/ptl6 下的涵道比和總壓恢復(fù)系數(shù)Fig.7 Bypass ratio and total pressure recovery coefficient at different pt6/ptl6

(3) 保持pt6/ptl6、ps7/ptl6不變，D分別取3.2、9.3、24.0 mm。圖8給出了此條件下內(nèi)外涵流道對稱面馬赫數(shù)云圖，圖9示出了涵道比和總壓恢復(fù)系數(shù)計算結(jié)果。由圖8可知，隨著引射器開度的增加，摻混截面及下游附近區(qū)域的馬赫數(shù)變化不大，但摻混截面內(nèi)涵上游馬赫數(shù)呈下降趨勢，說明內(nèi)涵進口流量減少。這主要是由于引射器開度增加導(dǎo)致外涵流通面積增大，在其他條件不變時使得外涵流量增大進而導(dǎo)致涵道比增加。由圖9的計算結(jié)果可知，保持pt6/ptl6和ps7/ptl6不變時，隨著引射器開度的增加，涵道比不斷增大，而總壓恢復(fù)系數(shù)變化不明顯。

圖8 不同開度下的對稱面馬赫數(shù)云圖Fig.8 Mach number chart in the symmetrical plane at different open degrees

4 模型試驗研究

4.1 試驗方案

采用1:1模型試驗件模擬氣動流道，不帶調(diào)節(jié)機構(gòu)，通過更換墊片的方式調(diào)節(jié)外涵出口開度。試驗件(圖10)由進氣帽罩、導(dǎo)流環(huán)、前機匣、對開段、引射調(diào)節(jié)裝置、中心錐、燃燒室筒體、測量段等組成。

增壓氣源接入內(nèi)涵進口，外涵進口連接環(huán)境大氣，利用抽吸氣源接入混合出口調(diào)節(jié)背壓。通過氣源設(shè)備和試驗件可更換墊片結(jié)構(gòu)，實現(xiàn)對內(nèi)外涵進口總壓比、開度、背壓與外涵進口總壓之比的調(diào)節(jié)。通過測量內(nèi)涵進口流量和混合出口流量并求差得到外涵流量?？傮w方案中，模態(tài)轉(zhuǎn)換過程采用外涵總靜壓差為常數(shù)的控制規(guī)律，引入?yún)?shù)壓差比dp/p。

圖9 不同開度下的涵道比和總壓恢復(fù)系數(shù)Fig.9 Bypass ratio and total pressure recovery coefficient at different open degrees

圖10 后涵道引射器模型試驗件結(jié)構(gòu)Fig.10 Test piece structure of rear bypass injector

由氣體動力學(xué)可知，pt/ps=f(Ma)，因此引入壓差比可綜合反映pt6/ptl6和ps7/ptl6影響下的外涵氣流速度，有利于簡化試驗數(shù)據(jù)處理。通過分析試驗數(shù)據(jù)，得到壓差比和開度對涵道比與總壓恢復(fù)系數(shù)的影響。

試驗供氣條件：外涵進口總溫為大氣環(huán)境溫度；外涵進口總壓為大氣環(huán)境壓力；內(nèi)涵進口總溫由增壓氣源決定，不對氣流加溫，由進口溫度傳感器測量；內(nèi)涵進口總壓分別為1.063、1.200、1.300、1.400倍外涵壓力。

在模型試驗中開展以下研究：

(1) 進口條件和引射器開度不變、只改變出口背壓，研究不同背壓對引射狀態(tài)的影響，得到該工況最高和最低背壓。其中最高背壓為超過該極限值后外涵流道會出現(xiàn)倒流現(xiàn)象，最低背壓為低于該極限值后在外涵出口或內(nèi)涵面積最小處會出現(xiàn)超聲速，上述兩種情況在發(fā)動機正常工作時均不允許出現(xiàn)。

(2) 進口條件和出口背壓不變、只改變引射器開度，研究不同引射器開度對引射狀態(tài)的影響，得到不同開度下引射外涵的氣流流量，為總體性能的流量匹配提供數(shù)據(jù)支撐。

(3) 引射器開度和出口背壓不變、只改變內(nèi)外涵總壓比，研究不同內(nèi)外涵總壓比對引射狀態(tài)的影響，為后續(xù)設(shè)計不同的內(nèi)外涵設(shè)計工況壓比提供數(shù)據(jù)支持。

4.2 試驗工況數(shù)值模擬與試驗結(jié)果對比

為驗證測試結(jié)果的準(zhǔn)確性，減小測試誤差對試驗結(jié)果分析的影響，選取部分試驗點，以試驗環(huán)境條件進行了數(shù)值計算，計算與試驗結(jié)果對比如圖11所示?？梢姡倝簱p失計算值與試驗值較為接近。總流量和內(nèi)涵流量的計算值與試驗值也較為接近。但在開度較小時外涵流量計算值與試驗值相差較大。其原因主要有：①試驗中的總流量和內(nèi)涵流量均采用經(jīng)過標(biāo)定的流量管測量，流量管的測量誤差不超過±1%，因此相對準(zhǔn)確；②試驗中外涵流量是總流量和內(nèi)涵進口流量求差獲得，當(dāng)開度較小時外涵流量較小，測量誤差相對于內(nèi)涵流量和總流量較小，但相對于外涵流量較大，因此外涵流量的計算值與試驗值相差較大。

4.3 試驗結(jié)果分析

圖12、圖13分別給出了涵道比和總壓恢復(fù)系數(shù)隨壓差比變化的等開度曲線。從圖中可知，涵道比隨著開度的增大而增大；同時，壓差比越大，涵道比越大，符合理論分析規(guī)律?？倝夯謴?fù)系數(shù)隨著壓差比的變大而減小，其原因是速度增加導(dǎo)致?lián)p失增大。不同開度在小的壓差比范圍內(nèi)總壓恢復(fù)系數(shù)相差不大，但過臨界點后損失立刻增加。這是因為流道內(nèi)出現(xiàn)了局部超聲速產(chǎn)生的損失，而開度越大臨界點的壓差比越小。壓差比不超過0.1，開度達到9.3 mm，即可滿足總壓恢復(fù)系數(shù)不小于0.95、涵道比不小于0.2的要求。

圖14、圖15分別給出了涵道比和總壓恢復(fù)系數(shù)隨開度變化的等壓差比曲線。從圖中可知，等壓差比條件下，涵道比總趨勢是隨著開度的增加而增加；但壓差比較低時，開度15.0 mm的涵道比偏小導(dǎo)致曲線略有下降。在壓差比小于0.14條件下，總壓恢復(fù)系數(shù)隨開度的變化不明顯。但壓差比超過0.14時，隨著開度的增大存在一個總壓損失突然增大的開度。其原因是隨著外涵流量的增大，流道中出現(xiàn)超聲速，導(dǎo)致?lián)p失突然增大。

圖11 計算值與試驗值對比圖Fig.11 Comparison of calculated value and test results

圖12 涵道比與壓差比的等開度曲線Fig.12 The curve of bypass ratio and pressure difference ratio at the same open degree

圖13 總壓恢復(fù)系數(shù)與壓差比的等開度曲線Fig.13 The curve of total pressure recovery coefficient and pressure difference ratio at the same open degree

圖14 涵道比與開度的等壓差比曲線Fig.14 The curve of bypass ratio and open degree at the same pressure difference ratio

圖16給出了總壓恢復(fù)系數(shù)隨內(nèi)涵進口馬赫數(shù)變化的等開度曲線。由圖可知，在一定開度范圍內(nèi)，總壓恢復(fù)系數(shù)隨著進口馬赫數(shù)的增加而降低，馬赫數(shù)相同時不同開度下的總壓恢復(fù)系數(shù)相差較小。但開度較大時會更早出現(xiàn)大的總壓損失，其原因是等壓差比下，開度較大時外涵流量較大，容易造成流道內(nèi)出現(xiàn)局部超聲速使損失增大。

圖15 總壓恢復(fù)系數(shù)與開度的等壓差比曲線Fig.15 The curve of total pressure recovery coefficient and open degree at the same pressure difference ratio

圖16 總壓恢復(fù)系數(shù)與內(nèi)涵進口馬赫數(shù)的等開度曲線Fig.16 The curve of total pressure recovery coefficient and internal entrance Mach number at the same open degree

圖17給出了總壓恢復(fù)系數(shù)隨涵道比變化的等開度曲線。由圖可知，相同開度下總壓恢復(fù)系數(shù)隨著涵道比的增大而減小，但涵道比相同時開度越大總壓恢復(fù)系數(shù)越高。這是由于涵道比相同時，開度越大，摻混區(qū)外涵氣流流速越小，帶來的摻混損失更小導(dǎo)致總壓恢復(fù)系數(shù)越高。同時也反映出某一開度下涵道比不能超過一定范圍，否則會導(dǎo)致?lián)p失驟增，這與圖4反映的結(jié)果一致。因此在滿足后涵道引射器實現(xiàn)涵道比0.2以上、總壓恢復(fù)系數(shù)不低于0.95的要求下，后涵道引射器調(diào)節(jié)機構(gòu)應(yīng)實現(xiàn)最大開度不小于10.0 mm。

圖17 總壓恢復(fù)系數(shù)與涵道比的等開度曲線Fig.17 The curve of total pressure recovery coefficient and bypass ratio at the same open degree

5 結(jié)論

對串聯(lián)式TBCC發(fā)動機后涵道引射器開展了氣動流道設(shè)計，通過數(shù)值計算獲得了引射器的性能，同時開展了模型試驗，主要結(jié)論如下：

(1) 數(shù)值計算分析了不同內(nèi)外涵總壓比、背壓、開度下的涵道比和摻混總壓恢復(fù)系數(shù)，確定了后涵道引射器的氣動流道方案，獲得了此氣動方案的后涵道引射器性能，為后續(xù)結(jié)構(gòu)設(shè)計提供了支撐。

(2) 背壓降低，涵道比增大，總壓恢復(fù)系數(shù)降低；內(nèi)外涵總壓比對涵道比和總壓恢復(fù)系數(shù)的影響較大，總體匹配應(yīng)避免內(nèi)外涵壓比過大；開度對涵道比有明顯影響，但對總壓恢復(fù)系數(shù)影響較小。設(shè)計時應(yīng)綜合考慮發(fā)動機總體方案的涵道比要求和空間尺寸限制，確定后涵道引射器合理的開度范圍。

(3) 本引射器方案可以實現(xiàn)涵道比0.2以上、總壓恢復(fù)系數(shù)不低于0.95，在此性能要求下后涵道引射器應(yīng)實現(xiàn)最大開度不小于10.0 mm，為后續(xù)調(diào)節(jié)機構(gòu)設(shè)計提供了依據(jù)。