變循環發動機模式轉換對壓縮部件的影響

陳 雷，潘若癡，楊 琳，史文斌，國 睿

（中國航發沈陽發動機研究所，沈陽110015）

0 引言

變循環發動機（Variable Cycle Engine，VCE）兼具持續高馬赫數飛行時的高單位推力和長航程低馬赫數巡航時的低耗油率的技術特點。變循環發動機處于單外涵工作模式時，模式選擇閥關閉，發動機涵道比減小，推力增大，此時發動機性能與渦噴發動機的接近，用于實現爬升、加速和超聲速巡航；當變循環發動機處于雙外涵工作模式時，模式選擇閥打開，發動機涵道比增大，以降低耗油率和噪聲，此時發動機性能與渦扇發動機的接近，適用于起飛和亞聲速巡航[1]。但是，在變循環發動機由單外涵模式轉換至雙外涵模式的過程中，由于下游壓力高，在模式轉換時模式選擇閥易發生回流，影響壓縮部件的性能和穩定性[2-3]。

國外對變循環發動機的研究始于20世紀60年代，美國GE 公司一直處于領先地位。1976～1981 年，GE公司在NASA 先進超聲速巡航飛行器研究計劃的支持下，以YJ101發動機為平臺開展了變循環發動機技術驗證，驗證平臺在單/雙外涵模式下均達到了設計狀態，并先后開展了可變幾何調節規律優化、模式轉換和起動性能等相關研究[2-3]。此后，通過GE21/23技術驗證機、F120 發動機科研試飛以及可控壓比發動機的研制逐步深化變循環技術驗證及應用[4-6]，目前，GE 公司正在開展自適應發動機的研制。近幾年，中國也開展了大量變循環發動機模式轉換的研究工作。周紅等[7]通過建立變循環發動機仿真模型，分析了涵道引射器的調節方式對不同工作模式及轉換過渡態總體性能和整機穩定性的影響；王嘉瞳等[8]利用CFD評估了前涵道引射器損失對變循環發動機穩定性的影響；劉洪波等[9]研究了變循環發動機總體結構方案和模式轉換機構的可行性；駱廣琦等[10]建立了1 個雙外涵變循環發動機總體性能計算模型，開展了組合變幾何調節的相關研究；劉增文等[11]發展了雙外涵變循環發動機性能數值模擬程序，計算了高度、速度和節流特性，數值驗證了變循環發動機的優勢；蘇桂英[12]、陳仲光等[13]探索了基于常規渦扇發動機實現變循環功能的技術路徑，并初步研究了可調部件/機構對變循環發動機總體性能的影響。

綜上所述，國內外有關變循環發動機模式轉換的研究多集中在發動機總體性能、結構以及控制方面，缺乏模式轉換過程中氣體流動特征以及對壓縮部件影響方面的研究。本文在某變循環發動機的基礎上，針對發動機實際調試過程，建立了不同模式選擇閥角度的壓縮系統模型，對變循環發動機模式轉換過程進行了數值仿真，詳細分析了不同狀態的外涵流動特征，定量評估了回流對風扇工作點和核心機驅動風扇級（Core Driven Fan Stage，CDFS）進口場的影響。

1 研究對象和數值仿真方法

1.1 研究對象

本文數值仿真的研究對象為某變循環發動機壓縮部件，計算域由3 級風扇、模式選擇閥、前涵道引射器和外涵道組成，如圖1 所示。為了研究模式轉換過程的影響，建立了3 個不同模式選擇閥角度的壓縮系統模型，模擬變循環發動機由單外涵工作模式逐漸轉換至雙外涵工作模式的過程，模式選擇閥角度定義如圖2 所示，選取的模式選擇閥仿真角度α見表1。其中，0°代表單外涵模式，角度太大會引入較大誤差，因此最大角度選取14°。

圖1 計算域

圖2 模式選擇閥角度

表1 計算模型的模式選擇閥角度

1.2 數值仿真方法

采用商用軟件開展風扇、帶模式選擇閥的中介機匣、前涵道引射器以及外涵道的聯合數值仿真，計算網格如圖3 所示。葉片通道采用O 型結構化網格，其他區域采用H 型網格，總網格節點約350 萬（風扇280 萬、外涵及前涵道引射器70 萬），網格節點總數和模板經過試驗數據校核，3維計算湍流模型選擇Spalart-Allmaras模型。

在模式轉換過程中，前涵道引射器進口邊界條件按發動機總體專業匹配的CDFS 性能給定，在轉換過程中假設不采取其他調節措施，假設風扇出口和前涵道引射器進口邊界條件不變，以分離出模式選擇閥單因素的影響機理。模式選擇閥上下游交界面采用完全非匹配周期邊界，風扇和前涵道引射器進口給定總溫、總壓、速度方向，風扇內涵和外涵出口為靜壓邊界，以調節風扇壓比和前涵道引射器流量。

圖3 計算網格

2 數值仿真結果及分析

2.1 外涵流動特征

模型A對應模式轉換前單外涵工作狀態，模型B對應模式轉換過程中模式選擇閥打開至7°時的工作狀態，模型C 對應模式轉換過程中模式選擇閥打開至14°時的工作狀態。

模型A（單外涵工作模式）的外涵靜壓及流線如圖4 所示。從圖中可見，此時，前涵道引射器主流區氣流沿內壁面流動，受主流和壁面的剪切作用，在前涵道引射器出口附近產生旋渦，加上氣流突擴的作用，會造成一定的總壓損失，從而影響整機性能，因此有必要對前涵道引射器流路進行優化。另外，除前涵道引射器出口主流區外，外涵道其他區域流動速度很低，數值仿真結果顯示，模式選擇閥前后氣流靜壓比達到1.5（模式選擇閥后方靜壓高），此時模式選擇閥一旦打開，外涵氣流必然從閥片與分流環之間的縫隙回流至內涵，從而對風扇和CDFS產生影響。

圖4 模型A的靜壓及流線

模型B 的靜壓及流線如圖5 所示。從圖中可見，模式選擇閥打開后，外涵氣流發生回流，前涵道引射器出口主流區向上偏折，兩側形成旋渦，模式選擇閥與外壁面角區也出現旋渦，與模型A 相比，旋渦的尺度和強度都有所增大，總壓損失增大。受風扇主流的擠壓，回流緊貼分流環流動，由于繞流速度較高，在分流環下方發生小范圍氣流分離，隨后進入CDFS。

模型C 的靜壓及流線如圖6 所示。從圖中可見，隨著模式選擇閥角度增大，回流流量繼續增大，前涵道引射器主流區繼續向上偏折，旋渦尺度和強度繼續增大，分流環下方的流動分離加劇。

圖5 模型B的靜壓及流線

圖6 模型C的靜壓及流線

隨著模式選擇閥逐漸打開，外涵總壓損失和回流流量不斷增大。外涵總壓恢復系數如圖7 所示。從圖中可見，模式選擇閥關閉（α=0°）時外涵總壓恢復系數較高，達到0.995，模式選擇閥打開至α=14°時，外涵總壓恢復系數降至0.96，將會對整機性能產生影響。回流流量比例如圖8 所示。從圖中可見，模式選擇閥打開至α=14°時，回流流量占前涵道引射器流量和風扇流量的比例分別達到75.6%和15.7%。

圖7 外涵總壓恢復系數

圖8 回流流量比例

2.2 對壓縮部件的影響

2.2.1 對風扇工作點的影響

在外涵設計反壓下，隨著模式選擇閥逐漸打開，回流流量不斷增加，分流環下方的流動分離也不斷加劇，回流對風扇出口的節流作用如圖9 所示。從圖中可見，回流占據了一定的通道面積，相當于關閉風扇出口節氣門，使風扇出口靜壓不斷升高，風扇出口靜壓徑向分布如圖10 所示。從圖中可見，各模型風扇出口（近3 級靜子出口）靜壓徑向分布趨勢基本一致，說明回流未對風扇徑向負荷分配產生影響。

圖9 回流對風扇出口的節流作用

圖10 風扇出口靜壓徑向分布

在設計反壓下風扇工作點的變化如圖11 所示。從圖中可見，隨著風扇出口反壓逐漸升高，風扇工作點壓比不斷增大，剩余喘振裕度越來越小，嚴重影響風扇工作的穩定性。α=0～7°時，風扇工作點壓比變化平緩，一方面因為此時回流速度接近聲速，回流流量隨模式選擇閥角度變化較小；另一方面因分流環下方的分離區較小，回流占據的通道高度較小。α＞7°后，回流流量和分流環下方氣流分離區都有所增大，回流占據的通道高度大幅增加，使風扇工作點壓比增大更快。α=14°時風扇工作點已經接近喘振邊界。

圖11 設計反壓下風扇工作點的變化

2.2.2 對CDFS進口流場的影響

回流使CDFS 進口流場發生了顯著變化，如圖12所示。從圖中可見，模式選擇閥打開至α=7°時，其與分流環之間縫隙較小，回流流量不大，對CDFS 進口流場影響較小，但已經呈現出各參數的變化趨勢。模式選擇閥打開至α=14°時，回流流量顯著增加，CDFS進口流場變化劇烈：首先，由于回流氣體總溫和總壓較高（經過CDFS 增壓），與風扇出口主流區摻混后，氣流溫度、壓力和流動速度都有所增加；其次，回流氣體在繞過分流環頭部時發生氣流分離，使總壓在70%葉高以上產生嚴重虧損，導致CDFS 進口出現溫度、壓力徑向畸變，風扇出口預旋、回流氣流分離和與主流區的摻混共同導致CDFS 進口產生旋流畸變；最后，溫度變化導致CDFS 換算轉速變化，與進氣畸變共同作用，都會對CDFS流場和性能產生不利影響。

圖12 CDFS進口流場

采用俄羅斯的畸變定義方法對模型B、C的CDFS進口溫度、壓力畸變進行了定量分析[14]，分析結果見表2。從表中可見，在設計反壓下，模式選擇閥打開至 α=14°時，CDFS 進口壓力徑向畸變指數 ΔσˉP、溫度徑向畸變指數ΔTˉ2分別達到15%、3.6%，采用文獻[15]的方法對CDFS 進口旋流畸變進行評估，此時CDFS進口90%葉高以上渦角β最大達到9°。渦角變量定義如圖13所示，其表達式為

式中：Uθ為旋流切向速度分量；Ux為旋流軸向速度分量。

表2 模型B、C的CDFS進口畸變

2.3 回流調節方法

2.3.1 回流裕度分析

綜上所述，在變循環發動機工作模式轉換過程中，如果發生回流，將嚴重影響壓縮部件工作的性能和穩定性。模式選擇閥發生回流的根本原因在于前涵道引射器出口摻混位置靜壓和外涵下游反壓較高，而風扇出口壓力較低。其中，外涵反壓影響最大，不同外涵反壓和模式選擇閥角度下風扇工作點的變化如圖14 所示。從圖中可見，隨著外涵反壓的降低，風扇工作點隨之下降，外涵反壓降至臨界反壓（模式選擇閥流量為0 kg/s）時，回流消失，風扇工作點回到設計點。模式選擇閥角度越大，外涵反壓變化對風扇工作點的影響越大。但是，不同模式選擇閥角度的臨界反壓是相同的，只要外涵反壓降至臨界反壓以下，各模式選擇閥角度回流均消失。

圖14 不同外涵反壓和模式選擇閥角度下風扇工作點的變化

引入回流裕度Rm的概念進一步分析

式中：Ps22為CDFS 進口靜壓；Ps148為前涵道引射器出口摻混位置靜壓。在模式選擇閥打開過程中，只要保證回流裕度為正值，就可以避免發生回流[2]。Ps22和Ps148的位置如圖15所示。

按式（2）計算了回流裕度，計算分析結果如圖16所示。從圖中可見，外涵反壓對回流流量和風扇工作點壓比的影響趨勢基本一致。隨著外涵反壓的降低，回流流量逐漸減小，至臨界反壓時回流流量消失。在各模式選擇閥角度下，回流裕度隨外涵反壓的變化曲線基本重合，呈線性變化趨勢，隨著外涵反壓的降低，回流裕度持續升高。當回流裕度大于-0.05 時，在各模式選擇閥角度下回流消失（回流流量為正值時表示發生回流）。

圖15 靜壓Ps22、Ps148的位置

圖16 回流裕度計算分析結果

2.3.2 改進措施驗證

根據回流裕度影響因素分析結果，可以考慮從以下幾個方面進行優化。

（1）開展前涵道引射器及外涵流路優化設計，以提高前涵道引射器出口流速，降低摻混位置靜壓ps148。

（2）在變循環發動機工作模式轉換之前打開后涵道引射器和噴口，相當于本算例中降低外涵出口反壓，可以顯著降低ps148，改善回流裕度。

（3）根據文獻[2]，在模式轉換過程中再配合調節前涵道引射器和CDFS 進口可調葉片，能夠進一步提高回流裕度，從而逐步平穩地完成變循環發動機的模式轉換。

在模型B 的基礎上，以改變邊界條件的形式對改進措施進行數值驗證。采取降低外涵反壓的措施后，回流裕度由-0.50 提高至-0.01，在此基礎上，向關閉方向調節CDFS 進口可調葉片角度10°，關閉20%前涵道引射器面積，共同使ps22升高、ps148降低，回流裕度進一步提升至0.05，改善回流裕度措施的效果如圖17所示。降低外涵反壓后靜壓及流線如圖18 所示。從圖中可見，外涵反壓降至臨界反壓后，回流消失，風扇外涵氣流正常向下游流動。

圖17 模型B改善回流裕度措施的實施效果

3 結論

本文開展了變循環發動機模式轉換過程中多個工作狀態的壓縮部件聯合數值仿真研究，得到的主要結論如下：

（1）在變循環發動機由單外涵工作模式向雙外涵工作模式轉換時，如果不預先采取其他調節措施，由于外涵壓力高于內涵壓力，模式選擇閥打開后會發生回流，回流緊貼分流環進入CDFS 并在分流環下方發生分離。

（2）回流使風扇工作點升高、剩余喘振裕度降低，模式選擇閥打開至中間角度位置時，風扇進入喘振邊界。回流導致CDFS 進口產生徑向溫度、壓力畸變，同時在尖部區域產生一定程度的旋流畸變，對CDFS的性能和穩定性產生不利影響。

（3）在工作模式轉換過程中，預先開大后涵道引射器和噴口的面積，同時關小前涵道引射器面積和CDFS可調葉片角度，回流裕度由-0.50提高到0.05，回流消失，保證了變循環發動機實現穩定工作模式轉換。

圖18 模型B降低外涵反壓后的靜壓及流線

致謝

感謝趙勇研究員在論文撰寫中給予的幫助！