渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)外涵流道一體化精細(xì)設(shè)計(jì)

李 翔， 吳正洪， 林 磊， 馬 健， 鄧雪嬌， 劉 超， 伏 宇

(中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院, 成都 610500)

小涵道比渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)外涵道損失大、減阻方向不明確[1],會(huì)引起以下幾個(gè)問題：第一,風(fēng)扇穩(wěn)定裕度降低；第二,整機(jī)性能匹配會(huì)偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)[2-3]；第三,提供給加力的冷氣總壓低,對(duì)穩(wěn)定器、隔熱屏、噴口等冷卻不足[4-5]；第四,發(fā)動(dòng)機(jī)耗油率增加；第五,不利于隱身措施的落實(shí)及外涵道內(nèi)散熱器的布置[6-7]。第六,較低的外涵出口總壓,增大了內(nèi)外涵壓差,降低了混合氣性能以及加力燃燒效果[8-9]。對(duì)于渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)而言,單獨(dú)外涵流道前段(中介機(jī)匣外機(jī)匣和分流環(huán)形成)設(shè)計(jì)可以保證其總壓恢復(fù)系數(shù)高達(dá)99%,同樣單獨(dú)外涵流道后段(外涵機(jī)匣與核心機(jī)外機(jī)匣形成)設(shè)計(jì)可以保證其損失系數(shù)高達(dá)98%,但是分別設(shè)計(jì)最優(yōu)的外涵流道前段和外涵流道后段匹配到一起后,外涵流道總壓恢復(fù)系數(shù)卻低至94%的水平。上述問題主要由于中介機(jī)匣分流環(huán)與核心機(jī)外機(jī)匣連接處的突擴(kuò)結(jié)構(gòu)會(huì)引起外涵流道后段進(jìn)口大量的突擴(kuò)損失,惡化了外涵流道后段進(jìn)口流場(chǎng),并且由于外涵流道后段中的管路和壓氣機(jī)角度調(diào)節(jié)結(jié)構(gòu)等凸出構(gòu)件的存在,進(jìn)一步加劇了外涵流道后段的流道損失。因此不能單獨(dú)地對(duì)外涵機(jī)匣與核心機(jī)外機(jī)匣形成的外涵流道后段進(jìn)行設(shè)計(jì)分析,必須要求集合中介機(jī)匣、外涵機(jī)匣以及核心機(jī)外機(jī)匣形成的外涵流道前后全段進(jìn)行一體化設(shè)計(jì)研究。為了解決上述問題,基于外涵流道一體化評(píng)估系統(tǒng),根據(jù)中介機(jī)匣與外涵連接結(jié)構(gòu)的突擴(kuò)結(jié)構(gòu)的損失機(jī)理,提出了中介機(jī)匣分流環(huán)尾緣下偏的改進(jìn)措施,精細(xì)設(shè)計(jì)了2°、4°、6° 3種下偏角,以及直線型、上凸型兩種下偏型面,目的在于通過一體化的設(shè)計(jì)思路,提高外涵流道前、后段之間的匹配性能,進(jìn)而提高外涵流道的全段的總壓恢復(fù)系數(shù)。

1 數(shù)值評(píng)估方法

1.1 一體化數(shù)值評(píng)估體系

結(jié)合外涵流道結(jié)構(gòu)和流動(dòng)連續(xù)性,一方面為了保證外涵流道的性能以及中介機(jī)匣與外涵機(jī)匣匹配性,將中介機(jī)匣和外涵機(jī)匣集合成為一個(gè)氣動(dòng)系統(tǒng)；另一方面為了解決網(wǎng)格劃分復(fù)雜度以及量級(jí)大的難度,采用了適應(yīng)性模型簡(jiǎn)化方法和網(wǎng)格自適應(yīng)性局部加密的方法。綜合上述兩方面搭建了一體化數(shù)值評(píng)估系統(tǒng)。一體化數(shù)值評(píng)估系統(tǒng)包括數(shù)值模擬模塊和性能評(píng)估模塊。數(shù)值模擬模塊集合了模型簡(jiǎn)化以及建模、網(wǎng)格劃分和流場(chǎng)求解,性能評(píng)估模塊綜合了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證、準(zhǔn)確性驗(yàn)證、馬赫數(shù)特性分析以及損失分析。

1.2 計(jì)算網(wǎng)格

計(jì)算的網(wǎng)格采用Ansys ICEM CFX劃分的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,當(dāng)網(wǎng)格總數(shù)達(dá)到1 000萬水平,滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求。中介機(jī)匣與外涵內(nèi)壁面網(wǎng)格如圖1所示。后續(xù)計(jì)算都采用達(dá)到1 000萬水平的網(wǎng)格。

圖1 某中介機(jī)匣與外涵內(nèi)壁面網(wǎng)格

1.3 邊界條件以及計(jì)算設(shè)置

邊界條件如表1所示。

1.4 數(shù)值分析與整機(jī)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

分析計(jì)算外涵道性能,并與整機(jī)環(huán)境下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比,圖2給出了試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)位置示意圖,表2給出了計(jì)算、試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。由對(duì)比結(jié)果可知，仿真計(jì)算基本符合試驗(yàn)結(jié)果,進(jìn)出口總壓恢復(fù)系數(shù)計(jì)算結(jié)果比試驗(yàn)結(jié)果高出0.5%,分析認(rèn)為主要由于計(jì)算模型相比于真實(shí)模型簡(jiǎn)化了安裝邊、調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)以及管路結(jié)構(gòu),并且仿真模型未考慮卸荷腔排氣等原因造成,因此數(shù)值方法具有足夠的準(zhǔn)確性和可靠性。

表1 邊界條件

圖2 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)位置示意圖

表2 計(jì)算、試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2 下偏結(jié)構(gòu)性能評(píng)估

外涵道流道尺寸的損失對(duì)外涵性能的影響很大,因結(jié)構(gòu)無法避免,特別是中介機(jī)匣分流環(huán)與外涵連接處的突擴(kuò)結(jié)構(gòu),提出分流環(huán)尾緣下偏結(jié)構(gòu),降低了中介機(jī)匣與外涵連接結(jié)構(gòu)的突兀程度,目的在于降低中介機(jī)匣出口的突擴(kuò)損失,改善外涵進(jìn)口的來流條件,進(jìn)而降低外涵損失,提高外涵出口總壓。此外,為了改善分流環(huán)上壁面的迎風(fēng)特性,提出上凸型中介機(jī)匣尾緣下偏形式,進(jìn)一步提升外涵性能。

采用某外涵道模型進(jìn)行外涵性能評(píng)估,計(jì)算模型如圖3所示,分流環(huán)分別為原設(shè)計(jì)方案(0°)、分流環(huán)下偏2°、4°、6°共4個(gè)方案進(jìn)行評(píng)估,同時(shí)考慮分流環(huán)下偏結(jié)構(gòu)形式對(duì)外涵性能的影響，設(shè)計(jì)了分流環(huán)直偏4°的結(jié)構(gòu)(無向上凸起的方案),即4°新方案。不同下偏角度計(jì)算模型如圖4所示。

2.1 設(shè)計(jì)點(diǎn)計(jì)算評(píng)估

表3給出了設(shè)計(jì)點(diǎn)的仿真評(píng)估結(jié)果,圖5給出了不同截面位置示意圖。從表3中可以看出,中介機(jī)匣分流環(huán)外涵內(nèi)流道下偏,對(duì)外涵性能提升具有顯著影響,其中下偏4°和6°最為明顯,相對(duì)于原始結(jié)構(gòu)(0°),在設(shè)計(jì)點(diǎn)外涵總壓恢復(fù)系數(shù)分別提升了1.0%和1.15%；對(duì)下偏4°和6°計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析,下偏4°和6°在中介機(jī)匣分流環(huán)前后的總壓恢復(fù)系數(shù)分別為0.982 2和0.984 1,外涵機(jī)匣進(jìn)出口總壓恢復(fù)系數(shù)分別為0.974 5和0.974 1；由結(jié)果分析認(rèn)為,下偏4°和6°分流環(huán)前后損失減小,對(duì)外涵機(jī)匣內(nèi)氣動(dòng)損失減小。

圖3 計(jì)算模型

圖4 不同下偏角度計(jì)算模型

表3 設(shè)計(jì)點(diǎn)評(píng)估結(jié)果

圖5 不同截面位置示意圖

對(duì)下偏4°和4*°方案進(jìn)行評(píng)估,主要分析分流環(huán)下偏結(jié)構(gòu)形式對(duì)外涵性能影響,由計(jì)算結(jié)果可知,外涵總壓恢復(fù)系數(shù)在設(shè)計(jì)點(diǎn),下偏4°方案較下偏4*°方案提高1%,下偏4°方案優(yōu)于下偏4*°方案,分析評(píng)估由于下偏4*°方案較下偏4°方案分流環(huán)處附面層較厚,且出現(xiàn)氣流分離趨勢(shì),對(duì)外涵氣動(dòng)損失較大。

從總壓云圖6中可以看出,隨著分流環(huán)尾緣下偏角度從0°增大到6°,分流環(huán)后的紅色高總壓區(qū)范圍增大,并且紅色高總壓區(qū)存在從外機(jī)匣到內(nèi)機(jī)匣擴(kuò)展的趨勢(shì),并且外涵流道內(nèi)深藍(lán)色的低總壓區(qū)范圍逐漸減小并且消失?？偟膩碚f,隨著分流環(huán)尾緣下偏角度從0°增大到6°,外涵總壓增大。

圖7給出了不同下偏角度分流環(huán)外涵流線圖。從圖7中可以看出,分流環(huán)下偏減小了分流環(huán)和外涵道連接處的突擴(kuò)程度,一方面減少了外涵進(jìn)口的突擴(kuò)損失,增大了外涵進(jìn)口的總壓。另一方面,分流環(huán)下偏引導(dǎo)主流氣流向內(nèi)機(jī)匣方向流動(dòng),提高了外涵內(nèi)機(jī)匣進(jìn)口的總壓?？偠灾?分流環(huán)下偏減小了外涵進(jìn)口的突擴(kuò)損失,提高了外涵進(jìn)口總壓,進(jìn)而改善了外涵內(nèi)部流動(dòng),降低了外涵損失,提高了外涵出口總壓。

圖7 不同下偏角度分流環(huán)外涵流線圖

圖8給出了不同下偏形式分流環(huán)外涵總壓分布圖。從圖8中可以看出,4°分流環(huán)相比于4*°分流環(huán),分流環(huán)上壁面的低總壓范圍小。圖9給出了不同下偏形式分流環(huán)馬赫數(shù)分布,從圖9中可以看出,4°分流環(huán)相比于4*°分流環(huán),分流環(huán)上壁面的低速區(qū)域小。綜上所述,4°分流環(huán)優(yōu)于4*°分流環(huán)下偏形式。

2.2 典型亞音速巡航工況點(diǎn)評(píng)估結(jié)果

根據(jù)設(shè)計(jì)點(diǎn)的評(píng)估結(jié)果,采用中介機(jī)匣分流環(huán)原設(shè)計(jì)方案(0°)和下偏4°設(shè)計(jì)方案,對(duì)其在典型亞音速巡航工況下外涵機(jī)匣性能進(jìn)行數(shù)值評(píng)估,評(píng)估結(jié)果如表4所示。

圖8 不同下偏角度分流環(huán)外涵總壓分布

圖9 不同下偏角度分流環(huán)馬赫數(shù)分布

表4 典型亞音速巡航工況點(diǎn)評(píng)估結(jié)果

由表4可知，中介機(jī)匣分流環(huán)原設(shè)計(jì)方案(0°)和下偏4°設(shè)計(jì)方案在亞巡狀態(tài)下對(duì)外涵性能影響較小,外涵總壓恢復(fù)系數(shù)計(jì)算結(jié)果均在0.96以上,下偏4°較原設(shè)計(jì)方案(0°)略有提升(+0.47%)。

2.3 典型高空高速工況點(diǎn)評(píng)估結(jié)果

采用中介機(jī)匣分流環(huán)原設(shè)計(jì)方案(0°)和下偏4°設(shè)計(jì)方案,對(duì)其典型高空高速設(shè)計(jì)工況下外涵機(jī)匣性能進(jìn)行數(shù)值評(píng)估,評(píng)估結(jié)果如表5所示。

由表5可知，中介機(jī)匣分流環(huán)原設(shè)計(jì)方案(0°)和下偏4°設(shè)計(jì)方案在高空設(shè)計(jì)工況下對(duì)外涵性能影響較小,外涵總壓恢復(fù)系數(shù)計(jì)算結(jié)果均在0.96以上,下偏4°較原設(shè)計(jì)方案(0°)略有提升(+0.5%)。

表5 典型高空高速工況點(diǎn)評(píng)估結(jié)果

3 結(jié)論

通過外涵性能分析研究,中介機(jī)匣上凸型分流環(huán)尾緣下偏優(yōu)化方案使得外涵總壓恢復(fù)系數(shù)在中間設(shè)計(jì)點(diǎn)至少提高1%左右,達(dá)到95%,并且使得典型亞音速巡航電和典型高空高速點(diǎn)總壓恢復(fù)系數(shù)提升0.5%左右,超過了95.5%。外涵損失的減少,增大了風(fēng)扇裕度并且提升了發(fā)動(dòng)機(jī)加力性能。綜上所述,上凸型的分流環(huán)尾緣下偏結(jié)構(gòu),具有良好的迎風(fēng)特性以及極低的突擴(kuò)損失,改善了外涵道進(jìn)口段的流動(dòng),進(jìn)而降低了外涵道總體損失,提高了外涵道出口總壓。