基于節(jié)流閥模型的變循環(huán)壓縮系統(tǒng)模式轉(zhuǎn)換過程數(shù)值模擬方法研究

王昊, 梁熙文, 馬慶華, 王掩剛

(西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院, 陜西 西安 710072)

變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)(variable cycle engine,VCE)采用幾何形狀、尺寸和相對(duì)位置可變的部件,改變其熱力循環(huán)參數(shù)(如空氣流量、涵道比、增壓比和渦輪前燃?xì)鉁囟鹊?,使其在不同飛行條件下有優(yōu)良的性能[1-2]。變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)綜合了渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)在亞音區(qū)的低油耗優(yōu)勢(shì),和渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)在超音區(qū)的高推進(jìn)性能的優(yōu)點(diǎn)。其中,雙涵道變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)(double bypass engine,DBE)作為VCE的典型代表,得到了較多關(guān)注和研究[3]。

國(guó)外對(duì)于雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)以及變幾何部件的優(yōu)化實(shí)驗(yàn)上做出了大量工作[4-5]。從20世紀(jì)70年代開始,在美國(guó)超聲速巡航研究(supersonic cruise aircraft research,SCR)[6]計(jì)劃支持下,通用電氣公司(GE)對(duì)變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了多代設(shè)計(jì),提出了雙涵道變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的概念,即GE21變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)。1976年美國(guó)空軍針對(duì)雙涵道變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮系統(tǒng),在GE21發(fā)動(dòng)機(jī)上運(yùn)用模式選擇閥門(mode selector valve,MSV)進(jìn)行單-雙涵道工作模式轉(zhuǎn)換，并提出核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇級(jí)結(jié)構(gòu)(core drive fan stage,CDFS)。1978年到1979年美國(guó)海軍和NASA先后驗(yàn)證了前、后可變面積涵道引射器(variable area bypass injector,VABI)技術(shù),并對(duì)模式轉(zhuǎn)換過程的部件匹配方式進(jìn)行了優(yōu)化[7]。20世紀(jì)末期,GE公司在GE21的基礎(chǔ)上發(fā)展了F120發(fā)動(dòng)機(jī)，它是世界上第一種經(jīng)飛行驗(yàn)證的雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)[8]。近年來,國(guó)內(nèi)對(duì)于變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的研究逐漸重視,主要針對(duì)雙涵道變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)的穩(wěn)態(tài)、過渡態(tài)性能以及部件匹配上研究較為深入[9-10]。

變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮系統(tǒng)較常規(guī)發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮系統(tǒng)氣動(dòng)布局更加復(fù)雜,通過MSV和VABI等變幾何部件的組合調(diào)節(jié)實(shí)現(xiàn)不同工作模式間的轉(zhuǎn)換。在VCE模式轉(zhuǎn)換過程中,部件間匹配關(guān)系大幅變化,氣動(dòng)耦合強(qiáng),匹配難度大,調(diào)節(jié)規(guī)律確定困難。因此,充分認(rèn)識(shí)VCE模式轉(zhuǎn)換過程中壓縮系統(tǒng)各部件的氣動(dòng)特性及流場(chǎng)變化規(guī)律,并對(duì)風(fēng)扇/涵道間的流動(dòng)進(jìn)行合理組織是保證VCE壓縮系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的關(guān)鍵。在變循環(huán)壓縮系統(tǒng)研究方面,韓佳等[11]提出簡(jiǎn)化CDFS的幾何模型,結(jié)合特征面馬赫數(shù)對(duì)涵道流路進(jìn)行優(yōu)化,得到了雙涵道在不同模式下的匹配與損失關(guān)系。張?chǎng)蔚萚12-13]研究不同 CDFS 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其氣動(dòng)性能的影響,并對(duì)其轉(zhuǎn)靜子的匹配進(jìn)行探索。針對(duì)模式轉(zhuǎn)換過程中壓縮系統(tǒng)氣動(dòng)性能的動(dòng)態(tài)變化,劉佳鑫等[14]對(duì)MSV采用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)進(jìn)行網(wǎng)格劃分,模擬得到MSV開啟和關(guān)閉2個(gè)過程下的流場(chǎng)特征和分流環(huán)附近氣動(dòng)參數(shù)變化的規(guī)律,并發(fā)現(xiàn)閥門開關(guān)速率對(duì)流場(chǎng)變化存在滯后性的影響。劉寶杰等[15]以一體化通流計(jì)算程序?yàn)榛A(chǔ),得到基準(zhǔn)匹配狀態(tài)時(shí)第一外涵節(jié)流和第二外涵節(jié)流時(shí)的匹配關(guān)系以及各壓縮部件的特性變化。進(jìn)一步研究了MSV開啟時(shí),壓縮系統(tǒng)受倒流影響時(shí)風(fēng)扇、CDFS和高壓壓氣機(jī)的工作點(diǎn)變化規(guī)律,并對(duì)第二外涵道發(fā)生倒流的原因和影響因素進(jìn)行了研究[16]。目前,國(guó)內(nèi)針對(duì)變循環(huán)壓縮系統(tǒng)在不同工作模式下的氣動(dòng)特性變化和部件匹配規(guī)律的認(rèn)識(shí)還有待進(jìn)一步深入。

對(duì)于在VCE壓縮系統(tǒng)模式轉(zhuǎn)換過程的CFD(computational fluid dynamics)仿真,考慮到模式選擇閥門、涵道引射器等部件幾何結(jié)構(gòu)和運(yùn)動(dòng)規(guī)律的復(fù)雜性,采用傳統(tǒng)的針對(duì)運(yùn)動(dòng)對(duì)象的全三維建模方法(如動(dòng)網(wǎng)格或嵌套網(wǎng)格技術(shù))對(duì)于準(zhǔn)確而高效地獲得流場(chǎng)動(dòng)態(tài)結(jié)果存在諸多困難。一方面,計(jì)算過程中復(fù)雜三維結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格生成耗費(fèi)額外的時(shí)間成本和計(jì)算資源,另一方面動(dòng)網(wǎng)格抑或嵌套網(wǎng)格技術(shù)易出現(xiàn)網(wǎng)格質(zhì)量惡化和產(chǎn)生負(fù)體積等問題,降低計(jì)算的魯棒性。因此,有必要發(fā)展更加高效穩(wěn)健的變循環(huán)壓縮系統(tǒng)模式轉(zhuǎn)換過程三維流場(chǎng)動(dòng)態(tài)仿真手段。

節(jié)流閥模型作為一種能夠描述閥門節(jié)流特性的低階數(shù)學(xué)模型,代替全三維建模方法對(duì)MSV和VABI進(jìn)行建模,并與風(fēng)扇及涵道系統(tǒng)三維模型相耦合，應(yīng)用于模式轉(zhuǎn)換動(dòng)態(tài)仿真。節(jié)流閥模型最初由Cumpsty[17]提出,其通過節(jié)流閥系數(shù)將經(jīng)過閥門氣流的流量(或動(dòng)壓)與壓降相關(guān)聯(lián),可以描述在給定節(jié)流條件(閥門開度)下閥門的壓降-流量變化關(guān)系。

本文為了發(fā)展更加高效穩(wěn)健的VCE壓縮系統(tǒng)模式轉(zhuǎn)換動(dòng)態(tài)過程數(shù)值仿真方法,基于節(jié)流閥理論建立了模式選擇閥門節(jié)流特性數(shù)學(xué)模型,并將該模型應(yīng)用于某雙涵道變循環(huán)風(fēng)扇,與風(fēng)扇全三維建模相耦合形成了全三維/低階混合計(jì)算模型。通過與閥門全三維建模結(jié)果對(duì)比,驗(yàn)證了該節(jié)流閥計(jì)算模型的精度和有效性。進(jìn)一步基于此方法對(duì)該變循環(huán)風(fēng)扇單-雙涵道模式轉(zhuǎn)換過程氣動(dòng)特性變化進(jìn)行了準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)分析。

1 研究對(duì)象

雙涵道變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖1所示，結(jié)構(gòu)包括旋轉(zhuǎn)部件:風(fēng)扇、核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇級(jí)(CDFS)和高壓壓氣機(jī);可變幾何部件:模式選擇閥門(MSV)、涵道引射器(VABI);第一外涵與第二外涵組成的雙涵道結(jié)構(gòu)。

圖1 變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮系統(tǒng)[18]

模式選擇閥門MSV是模式轉(zhuǎn)換過程流量調(diào)節(jié)的關(guān)鍵部件,通過閥門的開關(guān)控制流入第二外涵道和核心機(jī)的流量。在模式選擇閥門開關(guān)過程中,不同時(shí)刻閥門開度的變化導(dǎo)致閥門節(jié)流特性的改變，決定著涵道間的流量匹配關(guān)系。因此,可以利用節(jié)流閥理論,建立能夠描述模式選擇閥門節(jié)流特性的數(shù)學(xué)模型。在模式轉(zhuǎn)換過程流場(chǎng)數(shù)值模擬中利用閥門節(jié)流特性的數(shù)學(xué)模型代替閥門全三維建模,能夠提高計(jì)算的效率和魯棒性。

2 節(jié)流閥模型建立

本部分采用節(jié)流閥理論對(duì)模式選擇閥門的節(jié)流特性建立計(jì)算模型。節(jié)流閥模型描述了不同閥門開度或流量下,閥門節(jié)流過程的壓降特性,如(1)式所示

(1)

式中:p1為閥門前靜壓;p2為閥門后靜壓;ρ為閥門前氣流密度;v為閥門前氣流速度;k為節(jié)流閥系數(shù),表征了節(jié)流強(qiáng)度的大小。該節(jié)流閥模型描述了閥門前后壓差與閥門動(dòng)壓的線性關(guān)系。

2.1 閥門流場(chǎng)數(shù)值模擬

為了建立節(jié)流閥模型,需要獲得模式選擇閥門的節(jié)流特性。閥門開度定義為S=S1/S0,其中S1為閥門在流動(dòng)方向上的打開面積,S0為閥門在流動(dòng)方向上的總面積(見圖2)。通過建立直管道模式選擇閥門模型,并對(duì)該模型流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬,基于流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果獲得不同開度及不同流量下的閥門壓降特性,進(jìn)一步通過擬合可獲得節(jié)流閥系數(shù)k與閥門開度S的關(guān)系。定義閥門與管壁之間的角度為閥門角度α,閥門全開時(shí)α等于0°,閥門全關(guān)時(shí)為閥門最大角度αmax?？紤]到在實(shí)際的變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)中閥門的最大角度αmax可能有不同的取值,為了保證節(jié)流閥模型的普適性,節(jié)流閥模型的建立考慮了3種不同閥門最大角度αmax=15°,30°和40°。對(duì)于每一種閥門最大角度,分別考慮了閥門開度S為0.72,0.46,0.34,0.22,0.10,0.04的6種情況。

圖2 直管道閥門模型示意圖

直管道閥門計(jì)算模型采用ICEM CFD進(jìn)行非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分,壁面附面層區(qū)域生成六棱柱網(wǎng)格,壁面第一層網(wǎng)格尺度保證y+<1。當(dāng)閥門開度較小時(shí),閥門喉部附近流場(chǎng)變化劇烈,此時(shí)對(duì)閥門喉部區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行局部加密,總網(wǎng)格量約為25萬。使用ANSYS CFX對(duì)閥門流場(chǎng)進(jìn)行定常數(shù)值模擬,湍流模型選用Spalart-Allmaras,采用一階迎風(fēng)格式進(jìn)行差分,工質(zhì)選用理想氣體,進(jìn)口給定總溫總壓,壁面為絕熱、無滑移邊界條件。通過改變出口背壓獲得任一閥門開度下不同流量工況的計(jì)算結(jié)果。

2.2 節(jié)流閥系數(shù)k標(biāo)定

圖3展示了閥門開度S=0.47時(shí),不同閥門運(yùn)動(dòng)范圍αmax下閥門流場(chǎng)的壓力云圖及流線圖。通過壓力云圖可以看出,在閥門前流場(chǎng)壓力分布均勻,在經(jīng)過閥片時(shí),壓力逐漸減小在喉部處三者壓力數(shù)值幾乎一致。氣流通過閥門之后相比閥門前壓力降低,對(duì)于同一閥門開度,3種閥門最大角度下閥門前后壓降幾乎一致。通過流線圖看出,氣流在閥門喉部位置之前流動(dòng)均勻,在閥門后形成一個(gè)較大的回流區(qū),3種情況回流區(qū)尺度幾乎一致。經(jīng)過回流區(qū)后,流體得到充分發(fā)展,此時(shí)速度和壓力分布較為均勻。

圖3 閥門開度S=0.47時(shí)不同閥門運(yùn)動(dòng)范圍αmax的閥門流場(chǎng)(壓力云圖與流線圖)

從閥門上游得到p1和下游流動(dòng)充分發(fā)展的截面得到p2,如圖3所示。分別提取2個(gè)截面上的平均靜壓值,獲得閥門的壓降Δp;同時(shí),在閥門上游截面提取截面平均密度和速度,計(jì)算得到動(dòng)壓。進(jìn)而,可以獲得不同閥門開度下閥門的節(jié)流特性——即壓降與動(dòng)壓的關(guān)系曲線,如圖4所示。

圖4 不同運(yùn)動(dòng)范圍αmax及閥門開度S下模式選擇閥門節(jié)流特性線

從圖4中可以看出,在相同的閥門開度下,不同閥門運(yùn)動(dòng)范圍情況下的壓降-動(dòng)壓特性線幾乎重合,因此閥門的節(jié)流特性只與閥門開度有關(guān),而與閥門角度無關(guān)。另外,可以看出隨著流量的增加,壓差與動(dòng)壓首先呈線性關(guān)系。當(dāng)流量達(dá)到某一臨界值時(shí),隨著壓降進(jìn)一步提高,流量和動(dòng)壓不再繼續(xù)增大,此時(shí)閥門喉部處于臨界狀態(tài),流量達(dá)到最大值。此后,閥門壓降與動(dòng)壓呈非線性關(guān)系。經(jīng)過計(jì)算驗(yàn)證可知,模式選擇閥門在開閉過程中實(shí)際運(yùn)行條件幾乎均處于壓降-動(dòng)壓線性關(guān)系的區(qū)域,因此可以用該節(jié)流閥模型對(duì)模式選擇閥門的節(jié)流特性進(jìn)行建模。

針對(duì)閥門壓降-動(dòng)壓特性圖上的線性區(qū)域,分別對(duì)不同閥門開度下的壓降特性曲線進(jìn)行線性擬合,所得到的斜率即為當(dāng)前閥門開度下的節(jié)流閥系數(shù),節(jié)流閥系數(shù)k與6個(gè)閥門開度的對(duì)應(yīng)關(guān)系如表1所示。對(duì)上述6個(gè)離散特性點(diǎn)進(jìn)行進(jìn)一步的擬合(見圖5),獲得節(jié)流閥系數(shù)k隨閥門開度S的連續(xù)變化函數(shù)。

圖5 節(jié)流閥系數(shù)k隨閥門開度S變化關(guān)系擬合

表1 節(jié)流閥系數(shù)變化圖

節(jié)流閥系數(shù)隨閥門開度變化的函數(shù)表達(dá)式為

k=3 579e-35.28S+193.2e-8.703S-1.2S+1.17

(2)

將(2)式代入到節(jié)流閥模型表達(dá)式(1)中,即得到了能夠描述不同閥門開度下閥門節(jié)流特性的數(shù)學(xué)模型。注意到閥門的節(jié)流特性只與閥門開度有關(guān),而與閥門角度無關(guān),因此該節(jié)流閥模型對(duì)于不同運(yùn)動(dòng)角度范圍的模式選擇閥門具有普適性。

3 數(shù)值方法

本文以某兩級(jí)半風(fēng)扇為研究對(duì)象,建立了包含中介機(jī)匣及雙涵道結(jié)構(gòu)的計(jì)算模型,如圖6所示(為了方便后文進(jìn)行分析,選取P1～P6和Q1～Q4共計(jì)10個(gè)特征截面)。在該計(jì)算模型的基礎(chǔ)上,進(jìn)行了3組計(jì)算:①常規(guī)風(fēng)扇結(jié)構(gòu)計(jì)算:計(jì)算域出口取在B-B截面,對(duì)風(fēng)扇的常規(guī)特性進(jìn)行計(jì)算;②基于MSV三維建模的模式轉(zhuǎn)換過程計(jì)算:計(jì)算域出口取在C-C截面,在B-B截面的外涵道進(jìn)口,建立MSV的三維模型,以風(fēng)扇設(shè)計(jì)狀態(tài)點(diǎn)為模式轉(zhuǎn)換過程起始點(diǎn),通過改變閥門的角度模擬MSV的關(guān)閉過程;③基于節(jié)流閥模型的模式轉(zhuǎn)換過程計(jì)算:與②的區(qū)別為不對(duì)MSV進(jìn)行三維建模,取而代之的是在外涵出口給定節(jié)流閥模型的特征邊界,通過改變節(jié)流閥系數(shù)模擬MSV的關(guān)閉過程。

圖6 雙涵道變循環(huán)風(fēng)扇計(jì)算模型子午面

對(duì)3種計(jì)算模型均采用單通道計(jì)算方案。采用NUMECA-Autogrid 5對(duì)常規(guī)風(fēng)扇結(jié)構(gòu)和基于節(jié)流閥模型的計(jì)算模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。對(duì)于基于閥門三維建模的計(jì)算模型,對(duì)包含MSV、分流環(huán)及雙涵道結(jié)構(gòu)的計(jì)算域采用ICEM劃分非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,風(fēng)扇及中介機(jī)匣部分依然采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。常規(guī)風(fēng)扇結(jié)構(gòu)計(jì)算域網(wǎng)格總數(shù)為230萬;采用三維MSV結(jié)構(gòu)的計(jì)算域(以下簡(jiǎn)稱“三維MSV模型”)網(wǎng)格總數(shù)為380萬;采用節(jié)流閥模型的計(jì)算域(以下簡(jiǎn)稱“節(jié)流閥模型”)網(wǎng)格總數(shù)為400萬。計(jì)算網(wǎng)格的部分細(xì)節(jié)如圖7所示。

圖7 風(fēng)扇部件網(wǎng)格圖及模式選擇閥局部細(xì)節(jié)圖

3種計(jì)算模型均采用ANSYS CFX作為求解器進(jìn)行定常數(shù)值模擬,選擇方程Spalart-Allmaras作為湍流模型,采用一階迎風(fēng)格式進(jìn)行差分,物理時(shí)間步長(zhǎng)給定葉片通過周期的1/10。進(jìn)口邊界條件給定總溫和總壓,壁面條件為絕熱無滑移光滑壁面。常規(guī)風(fēng)扇結(jié)構(gòu)計(jì)算模型通過在出口邊界給定靜壓進(jìn)行節(jié)流。對(duì)于模式轉(zhuǎn)換過程的模擬,三維MSV結(jié)構(gòu)計(jì)算模型和節(jié)流閥計(jì)算模型均先在閥門全開條件下,通過給定外涵出口和內(nèi)涵出口的背壓得到風(fēng)扇的設(shè)計(jì)點(diǎn)工況。然后,分別通過三維MSV模型和節(jié)流閥模型對(duì)外涵道進(jìn)行節(jié)流,獲得模式轉(zhuǎn)換過程的流場(chǎng)變化結(jié)果,模式轉(zhuǎn)換過程終點(diǎn)為閥門全關(guān)狀態(tài)。

4 計(jì)算結(jié)果與分析

為了驗(yàn)證基于節(jié)流閥模型的變循環(huán)壓縮系統(tǒng)模式轉(zhuǎn)換過程計(jì)算模型的準(zhǔn)確性,以MSV三維建模計(jì)算得到模式轉(zhuǎn)換過程氣動(dòng)特性為基準(zhǔn),從變閥門開度、變涵道比和分流環(huán)上下游流場(chǎng)徑向分布3個(gè)角度對(duì)基于節(jié)流閥模型得到的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行誤差分析。在此基礎(chǔ)上,基于節(jié)流閥模型的計(jì)算結(jié)果對(duì)風(fēng)扇模式轉(zhuǎn)換過程氣動(dòng)特性變化規(guī)律進(jìn)行準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)分析。

4.1 變閥門開度驗(yàn)證

相同閥門開度下風(fēng)扇部件的總體性能如圖8所示。在預(yù)測(cè)總體壓比性能時(shí),隨著閥門逐漸關(guān)閉誤差增大,閥門接近關(guān)死時(shí)最大絕對(duì)誤差和最大相對(duì)誤差分別為0.071%和1.93%,在整個(gè)模式轉(zhuǎn)換過程范圍內(nèi),平均絕對(duì)誤差不超過0.039,平均相對(duì)誤差不超過1.09%。預(yù)測(cè)風(fēng)扇部件整體效率特性時(shí),節(jié)流閥模型的計(jì)算誤差在閥門關(guān)閉過程中變化很小,在整個(gè)模式轉(zhuǎn)換過程范圍內(nèi),在閥門開度為0.32時(shí)有最大絕對(duì)誤差為0.007 9和相對(duì)誤差為0.94%,整個(gè)模式轉(zhuǎn)換過程中平均絕對(duì)誤差約為0.004 7,平均相對(duì)誤差為0.56%。

圖8 模式轉(zhuǎn)換過程風(fēng)扇整機(jī)特性隨閥門開度變化

為進(jìn)一步驗(yàn)證節(jié)流閥模型對(duì)于各級(jí)轉(zhuǎn)子部件性能預(yù)測(cè)的可靠性,選取兩級(jí)轉(zhuǎn)子壓比和效率特性進(jìn)行對(duì)比,如圖9所示。從壓比特性圖中可以看出,兩級(jí)轉(zhuǎn)子壓比特性的最大相對(duì)誤差為1.66%和2.37%,平均相對(duì)誤差為0.75%和0.65%;在效率特性中最大相對(duì)誤差為0.75%和1.33%,平均相對(duì)誤差為0.25%和0.62%。

圖9 模式轉(zhuǎn)換過程風(fēng)扇各級(jí)特性隨閥門開度變化

4.2 變涵道比驗(yàn)證

對(duì)于變循環(huán)壓縮系統(tǒng),涵道比是表征壓縮系統(tǒng)運(yùn)行工作狀態(tài)及部件匹配的關(guān)鍵參數(shù),因此還需要利用MSV三維建模計(jì)算結(jié)果,在相同的涵道比條件下,對(duì)基于節(jié)流閥模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

相同涵道比下的風(fēng)扇壓比和效率特性曲線如圖10所示。預(yù)測(cè)總體壓比性能時(shí),隨著閥門逐漸關(guān)閉誤差逐漸增大,在閥門接近關(guān)死時(shí)壓比絕對(duì)誤差最大,為0.05,此時(shí)相對(duì)誤差為1.36%,在整個(gè)模式轉(zhuǎn)換過程中,平均絕對(duì)誤差不超過0.022,平均相對(duì)誤差不超過0.616%。預(yù)測(cè)風(fēng)扇部件效率特性時(shí),最大絕對(duì)誤差為0.006,此時(shí)相對(duì)誤差為0.73%,平均絕對(duì)誤差約為0.003 6,平均相對(duì)誤差為0.425%,在涵道比相同時(shí)2種總體性能計(jì)算方法有相同的變化趨勢(shì)。

圖10 模式轉(zhuǎn)換過程風(fēng)扇整機(jī)特性隨涵道比變化

各級(jí)轉(zhuǎn)子在相同涵道比時(shí)的壓比和效率特性如圖11所示。從圖中可以看出兩級(jí)轉(zhuǎn)子壓比特性的最大相對(duì)誤差為0.72%和1.86%,平均相對(duì)誤差為0.502%和0.26%;在效率特性圖中最大相對(duì)誤差為0.399%和1.05%,平均相對(duì)誤差為0.19%和0.386%。

圖11 模式轉(zhuǎn)換過程風(fēng)扇各級(jí)特性隨涵道比變化

基于以上變閥門開度對(duì)比和變涵道比對(duì)比結(jié)果綜合分析得出:基于節(jié)流閥模型計(jì)算方法能夠較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)變循環(huán)壓縮系統(tǒng)模式轉(zhuǎn)換過程風(fēng)扇部件氣動(dòng)特性變化規(guī)律,并且在等涵道比條件下的預(yù)測(cè)結(jié)果有更小的誤差,使得節(jié)流閥模型在用于變循環(huán)壓縮系統(tǒng)部件匹配分析時(shí)有更強(qiáng)的適用性。關(guān)于該計(jì)算模型誤差產(chǎn)生的原因?qū)⒃谙挛闹芯唧w分析。

4.3 分流環(huán)附近流場(chǎng)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證基于節(jié)流閥模型的計(jì)算結(jié)果對(duì)分流環(huán)附近流動(dòng)匹配和分流環(huán)上下游流場(chǎng)分布的預(yù)測(cè)精度,選取如圖6所示P1～P6共6個(gè)軸向截面(3個(gè)位于分流環(huán)上游中介機(jī)匣部分,3個(gè)位于分流環(huán)下游內(nèi)涵道部分)。在不同的涵道比下得到6個(gè)截面的馬赫數(shù)徑向分布,對(duì)節(jié)流閥模型和三維MSV建模計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

如圖12所示,對(duì)于分流環(huán)上游3個(gè)軸向截面位置的馬赫數(shù)徑向分布,節(jié)流閥模型和三維MSV結(jié)構(gòu)的計(jì)算結(jié)果在不同的涵道比下都吻合較好。而對(duì)于分流環(huán)下游3個(gè)軸向截面位置的馬赫數(shù)徑向分布,在較大涵道比(0.34)下節(jié)流閥模型和三維MSV模型計(jì)算結(jié)果吻合較好。當(dāng)涵道比很小(0.02)即閥門接近關(guān)死時(shí),節(jié)流閥模型計(jì)算得到的內(nèi)涵馬赫數(shù)在頂部區(qū)域顯著低于三維MSV模型的計(jì)算結(jié)果。

圖12 分流環(huán)上下游不同軸向位置馬赫數(shù)徑向分布

圖13給出了部分涵道比下中介機(jī)匣及雙涵道部分子午面的流線和馬赫數(shù)分布。可以看出,在較大涵道比下,整體上節(jié)流閥模型與三維MSV結(jié)構(gòu)的計(jì)算結(jié)果對(duì)中介機(jī)匣及分流環(huán)附近的流場(chǎng)分布預(yù)測(cè)基本一致,在B-B截面存在MSV關(guān)閉引起的局部節(jié)流作用會(huì)與分流環(huán)的分流作用的相互耦合,共同影響分流環(huán)附近流場(chǎng)。在閥門接近全關(guān)即極小涵道比(0.02)時(shí),基于節(jié)流閥模型的計(jì)算結(jié)果高估了流體繞流過分流環(huán)前緣后形成的分離區(qū),造成了在內(nèi)涵道靠近分流環(huán)頂部的馬赫數(shù)低于三維MSV結(jié)構(gòu)計(jì)算結(jié)果。

圖13 不同涵道比下中介機(jī)匣及雙涵道部分子午面流線及馬赫數(shù)分布

綜合3種驗(yàn)證結(jié)果分析,誤差產(chǎn)生的可能原因主要有兩方面：①為了保證數(shù)值計(jì)算的穩(wěn)定性,節(jié)流閥模型出口邊界設(shè)置于外涵道經(jīng)過一段等截面穩(wěn)定段下游的位置。由于節(jié)流閥壓降特征出口邊界位置(C-C截面)與真實(shí)MSV部件位置(B-B截面)存在差異,真實(shí)MSV在B-B截面節(jié)流作用會(huì)與分流環(huán)的分流作用相互耦合,共同影響分流環(huán)和MSV附近的局部流場(chǎng)。2個(gè)部件共同作用時(shí)的等效節(jié)流特性可能與MSV在C-C截面單獨(dú)作用時(shí)的節(jié)流特性存在一定差異,這是導(dǎo)致相同開度下節(jié)流閥模型與三維MSV建模預(yù)測(cè)結(jié)果存在偏差的原因之一。尤其是在閥門關(guān)閉到接近關(guān)死狀態(tài)時(shí),節(jié)流程度和分流環(huán)前緣攻角更大,節(jié)流效應(yīng)和分流效應(yīng)耦合作用更強(qiáng),可能會(huì)導(dǎo)致誤差放大；②隨著閥門的逐漸關(guān)閉,真實(shí)MSV部件對(duì)附近的流體具有一定的導(dǎo)流作用,而節(jié)流閥計(jì)算模型因?yàn)槿∠苏鎸?shí)的閥門結(jié)構(gòu),忽略了這種閥門的導(dǎo)流作用,導(dǎo)致節(jié)流閥模型計(jì)算結(jié)果中分流環(huán)上游的流體發(fā)生了更強(qiáng)的折轉(zhuǎn)。這種導(dǎo)流作用在閥門開度較大時(shí)不顯著,隨著閥門關(guān)閉程度越大,導(dǎo)流作用逐漸增強(qiáng),也會(huì)導(dǎo)致閥門開度較小時(shí)誤差較顯著。

4.4 模式轉(zhuǎn)換風(fēng)扇部件氣動(dòng)特性

圖14給出了常規(guī)風(fēng)扇結(jié)構(gòu)模型計(jì)算得到的風(fēng)扇氣動(dòng)特性線,以及基于節(jié)流閥模型和三維MSV建模得到的風(fēng)扇模式轉(zhuǎn)換過程氣動(dòng)特性線。圖中點(diǎn)A為模式轉(zhuǎn)換過程起始點(diǎn)(即風(fēng)扇設(shè)計(jì)點(diǎn)),B,C,D為過渡工況點(diǎn),E為閥門近似關(guān)閉點(diǎn),6個(gè)特征工況點(diǎn)分別對(duì)應(yīng)開度S為1.0,0.6,0.4,0.2,0.06。

圖14 常規(guī)特性及模式轉(zhuǎn)換過程氣動(dòng)特性線

從整機(jī)及各級(jí)特性線可以看出,在模式轉(zhuǎn)換過程中,變循環(huán)壓縮系統(tǒng)風(fēng)扇特性沿著常規(guī)壓氣機(jī)特性線變化。在模式轉(zhuǎn)換過程剛開始進(jìn)行時(shí),風(fēng)扇第一級(jí)轉(zhuǎn)子壓比和效率并沒有明顯變化,進(jìn)行到C點(diǎn)之后時(shí),才有了較大增幅,存在滯后性;對(duì)于風(fēng)扇第二級(jí),隨著模式選擇閥門的關(guān)閉,壓比和效率均不斷提高,在閥門即將關(guān)閉時(shí),增長(zhǎng)速度減慢。從整體上來說,在模式選擇閥門關(guān)閉的過程中,第二級(jí)風(fēng)扇性能變化更劇烈(從圖9中也可以看出這一點(diǎn)),第一級(jí)風(fēng)扇性能變化存在滯后性,在整個(gè)模式轉(zhuǎn)換過程中風(fēng)扇第二級(jí)壓比提高了9.6%,第一級(jí)壓比提高了4.8%。

另外,從圖中對(duì)比可以看出,該雙涵道變循環(huán)壓縮系統(tǒng)風(fēng)扇部件在模式選擇閥門關(guān)閉的過程中,氣動(dòng)特性線的變化與常規(guī)風(fēng)扇特性線幾乎重合,模式選擇閥門在外涵道的徑向局部節(jié)流效應(yīng)并未對(duì)風(fēng)扇特性產(chǎn)生較大影響。為了解釋這一點(diǎn),以模式轉(zhuǎn)換過程C點(diǎn)為例,選取截面Q1～Q4(如圖6所示),分析這4個(gè)截面的氣動(dòng)參數(shù)徑向分布情況,如圖15所示。

圖15 中介機(jī)匣不同軸向位置氣動(dòng)參數(shù)徑向分布

從圖中可知,從分流環(huán)前緣至上游壓氣機(jī)出口,常規(guī)風(fēng)扇部件和變循環(huán)模式轉(zhuǎn)換過程的氣動(dòng)參數(shù)徑向分布的差異逐漸變小,到第二級(jí)靜子出口區(qū)域二者已沒有太大的差異。可以看出經(jīng)過中介機(jī)匣對(duì)流動(dòng)的整理作用,外涵道局部節(jié)流對(duì)流動(dòng)徑向分布規(guī)律的影響并未傳遞至上游風(fēng)扇部件出口,因此模式轉(zhuǎn)換過程中風(fēng)扇氣動(dòng)特性依然沿著風(fēng)扇的常規(guī)特性線變化。

5 結(jié) 論

1) 節(jié)流閥模型建立了模式選擇閥門開度S與節(jié)流閥系數(shù)k的對(duì)應(yīng)關(guān)系,而且節(jié)流閥系數(shù)與閥片開合角度無關(guān),僅與閥門面積比開度有關(guān),因此該節(jié)流閥模型對(duì)不同運(yùn)動(dòng)角度范圍的模式選擇閥門具有普適性;

2) 基于節(jié)流閥模型的數(shù)值模擬方法對(duì)風(fēng)扇整機(jī)及各級(jí)壓比預(yù)測(cè)誤差不超過1.93%,效率誤差不超過1.05%,均在合理范圍內(nèi),整體吻合良好。節(jié)流閥模型特征邊界與真實(shí)MSV位置存在差異,以及節(jié)流閥模型忽略了真實(shí)MSV對(duì)附近流體的導(dǎo)流作用,是當(dāng)前計(jì)算模型誤差產(chǎn)生的2個(gè)主要原因；

3) 中介機(jī)匣對(duì)流動(dòng)的整理作用使外涵道局部節(jié)流導(dǎo)致的分流環(huán)位置的徑向流動(dòng)分布變化沒有傳遞至上游風(fēng)扇出口,因此在模式轉(zhuǎn)換過程中,該雙涵道壓縮系統(tǒng)的風(fēng)扇部件氣動(dòng)特性依然沿著常規(guī)風(fēng)扇部件特性線移動(dòng);在模式選擇閥門關(guān)閉過程中,風(fēng)扇第一級(jí)在閥門開度大于0.4之前,壓比和效率特性幾乎保持不變,閥門開度小于0.4之后氣動(dòng)性能才發(fā)生明顯變化,對(duì)閥門關(guān)閉的響應(yīng)存在滯后性;第二級(jí)風(fēng)扇性能變化更劇烈,在整個(gè)閥門關(guān)閉過程中都發(fā)生顯著變化。