中介机匣可调放气活门数值研究

韦 禹， 羌晓青， 董 威,3， 欧阳华,3

(1.上海交通大学机械与动力工程学院， 上海 200240； 2.上海交通大学航空航天学院， 上海 200240； 3.燃气轮机与民用航空发动机教育部工程研究中心， 上海 200240)

基于目前双转子系统的发动机结构，连接低压部分和高压部分的S形连接段多称为过渡段，其中连接增压级和高压级的过渡段又称为压气机中介机匣(intermediate casing duct,ICD)，简称中介机匣。中介机匣的性能决定了上游增压级和下游高压级之间的配合情况，直接影响发动机的工作稳定性。为了追求更高的经济效益需要减轻发动机的重量和增加涵道比，因此中介机匣向着更为紧凑和更大高度落差的方向发展，导致了其中的分离流动、总压畸变的加剧，这势必对中介机匣的性能提出了更高的要求。

可调放气活门(variable bleed valve,VBV)是中介机匣上承担放气功能的部件。在飞机的起飞、降落等慢车阶段，中介机匣工作在非设计点下，此时由于增压级和高压级之间流量的不匹配，需要可调放气活门进行放气，避免增压级进入喘振，从而拓宽发动机稳定工作的范围。同时可调放气活门还承担着向外涵道排出异物、避免核心机受到异物冲击的责任。

早在20世纪90年代初期，Britchford等[1-2]对中介机匣内的详细流场进行了试验测量和数值对比。之后，为了减少中介机匣轴向长度和抑制流动分离，对于中介机匣的研究主要集中在两个方面：一方面是原理探索，如几何因素和流动因素对中介机匣内的流动的影响：诸如下游流道形状[3]、支板形状[4-5]、过渡段轴向长度[6]、分流环[7]、流道粗糙度[8]、上游尾迹、总压畸变、进气口马赫数[9-11]等；另一方面是应用层面，如流动控制或优化结构以降低过渡段的总压损失或预测流场以实现控制：例如通过抽吸控制进口条件、附面层厚度，抑制分离流动[12-13]、利用涡流发生器控制流动、选取特征参数进行流道优化[14]、考虑上游叶片排进行一体化优化设计[15]、非轴对称支板优化[16-17]、利用Gappy POD(proper orthogonal decomposition)预测稳态出口流场[18]等。

从上述中外对中介机匣的研究进展来看，目前绝大部分研究在没有放气的设计工况下进行，对可调放气活门的研究主要停留在故障分析和控制原理上，且分析手段大多采用“黑匣子”的方法[19-20]，还没有公开文献研究可调放气活门放气特性以及活门打开与否对中介机匣性能和流场的影响。为此，利用数值方法，通过改变活门开度和进口工况，深入研究可调放气活门的放气特性，并探讨其对中介机匣出口总压畸变的影响，以期充实中介机匣研究，为中介机匣的工程设计和改型提供技术支撑。

1 数值计算方法

采用ANSYS CFX 18.2求解三维RANS(Reynolds averaged Navier-Stokes)方程，利用ICEM模块生成全四面体非结构化网格，湍流模型选取标准k-ε，在计算域入口给定总压、总温和来流方向，设定湍流强度为中等，在计算域的两个出口分别给定静压，所有固体壁面采用绝热无滑移条件。

本文中计算域如图1所示，采用单通道计算，两个支板之间的角度为30°，按照放气活门全闭、半开和全开三种情况分别进行网格划分。

图1 中介机匣及可调放气活门计算域Fig.1 ICD and VBV calculation domain

为了配合标准k-ε模型中壁面函数的使用，在网格划分添加边界层时控制第一层网格尺度，使得壁面y+最大值不超过60。为了研究计算结果对网格的依赖性，共生成了5套网格方案，网格数量分别为103万、265万、331万、560万和982万，通过对计算结果的分析，综合考虑计算精度和速度，最终选取331万网格方案进行下一步的详细研究，该网格如图2所示。

图2 网格拓扑结构Fig.2 Grid topology structure

2 结果分析

2.1 放气特性

如前所述，可调放气活门存在的主要目的就是为了解决非设计工况下上游增压级和下游高压压气机级之间流量不匹配的问题。因此，本节首先对可调放气活门的放气特性进行研究。

如图3所示，当活门开度不变时，随着进口总压的增加，相对放气量基本保持不变；相对放气量与活门开度大小不成比例变化。这个分布说明，在进口气流动量足够大时，进口压力主导流动，可调放气活门探入内涵道中的迎风面积直接决定了相对放气量的多少，与进口工况的变化无关，而放气活门探入内涵的面积与活门打开角度是非线性相关的，所以表现出来的相对放气量增长关系也是非线性的。

图3 VBV流量特性Fig.3 VBV flow characteristics

确定相对放气量的变化规律后，还需要掌握外涵道本身的流量特性，以此来确定外涵道的流量，从而找到增压级和高压级的共同工作点。如图4所示，ψ为外涵道的流量变数，反映外涵道的流动状态，其定义如式(1)所示。

(1)

图4 外涵道流量变数Fig.4 External bypass flow variable

从图4中曲线分布可以发现，随着进口总压的增加，外涵道的流量变数在确定的活门开度下近似呈线性变化。

设计时，活门开度规律同时受到放气量和内涵出口总压畸变指数的制约，因此需要找到一个合理的开度区间，使其满足慢车状态下放气需求的同时尽可能降低对内涵出口流场品质的影响。在设计初期，必然会面临放气量能否满足放气需求的问题。即某一放气量下是否使得增压级工作点远离了喘振边界，拥有足够的喘振裕度，与此同时，高压级因为放气导致的流量下降使得工作点靠近喘振边界，此时高压级是否仍然保有足够的喘振裕度需要重点关注。

基于图3和图4对放气特性和外涵道流量特性的分析研究，可以为可调放气活门的初期设计提供一个基本的思路。不妨假设增压级和高压级处于某个流量不匹配的非设计工况下，此时增压级的工作点过于靠近喘振边界，那么此时应该打开放气活门，从而增大增压级的换算流量使其远离失速危险区域。当放气活门打开到一定程度时，在原增压级压比的基础上根据外涵道流动状态和进口无量纲总压呈近似线性关系的原则可以很方便地确定外涵道的流量。因为相对放气量基本恒定，则此时可以确定新的增压级流量，在增压级等转速线上根据修正的流量可以找到对应的增压级压比，由此可以确定修正后的外涵道流量。通过反复迭代，使增压级流量和外涵道流量相互匹配，并确定当前活门开度下增压级和高压级同时具有足够的喘振裕度，最终可以确定两者的共同工作点。

2.2 总压畸变

可调放气活门打开时，除了对活门附近流动有干扰，还会直接影响内涵出口的流场品质，进而影响到高压级的工作，因此有必要引入内涵出的总压畸变指标来衡量其影响程度。

总压畸变直接关系到压气机的稳定性和安全性，会导致效率降低、工作线左移同时喘振裕度明显下降，稳定边界流量增加，更极易导致发动机失速、喘振等不稳定工作现象甚至空中停车[21-25]。同时，总压畸变带来的复杂气体动力会给工作条件恶劣的高压级带来灾难性后果[26]。压气机一旦进喘，会导致叶片的剧烈振动，压气机的各项性能指标都会断崖下降[27]。

基于上述判断，本节通过数值方法，重点讨论引入可调放气活门后中介机匣内涵出口的总压畸变情况，从源头分析总压畸变的产生和发展过程。

图5展示了相同进口工况下的内涵出口截面的无量纲总压Pt,norm分布，无量纲总压的定义为

(2)

图5 内涵出口无量纲总压分布Fig.5 Dimensionless total pressure distribution at inner outlet

图5由左往右分别展示了可调放气活门处于全关、半开和全开三种状态下内涵出口的总压分布。由图5可见，活门全关状态下，内涵道出口的总压分布较为均匀，只有在轮毂-支板角区处出现了两个低压区，并且，该低压区随着活门开度增大基本保持不变；当活门处于半开状态时，机匣处出现3个明显的低压区，但该低压区的影响区域较小；当活门完全打开后，机匣处的3个低压区各自向主流区域扩散，加剧了内涵出口的总压畸变。

为了探究总压畸变的产生和发展历程，从涡量角度进行分析。图6对比了活门半开和全开时的可调放气活门中截面处的无量纲涡量云图，涡轴方向为法向。无量纲涡量参数定义为

(3)

式(3)中：选取进口截面的周长l作为特征长度；质量流量平均的速度U作为无量纲参数。

图6 可调放气活门中截面涡量云图Fig.6 Vortex cloud of VBV at middle section

由图6可见，当活门处于半开状态时，可以观察到活门底部偏向支板处存在一对较弱的涡结构。对照图5可以发现，该涡结构导致机匣-支板处形成两个低压区。当活门完全打开后，两侧的涡结构强度增加，内涵出口的总压畸变程度随之增加。同时，放气活门的底部出现一对新的对转涡，该涡结构与主流掺混后对内涵出口机匣中心处带来了较为明显的总压畸变，如图7所示。

图7 可调放气活门全开时涡量沿程发展Fig.7 Vortex develops along the path with VBV being fully open

当活门全开时，从图7中可以观察到，进入中介机匣时较为均匀的流体，在遇到放气活门后，由于活门的阻滞作用形成了上文所述的两种涡结构，在向下游发展过程中这两种涡结构和主流相互作用，演变成了更为复杂的涡结构，从而使得内涵出口的机匣处产生了非常明显的总压畸变。

从图8的支板和轮毂的极限流线图中可以明显地看出，轮毂处的附面层由进口到出口在横向压力梯度的作用下向两侧偏移，在轮毂-支板角区促使低能流体团积聚。这导致了活门三种开度下轮毂-角区出都存在着低压区，且该低压区受活门开度的影响较小。

图8 活门全开时支板和轮毂处极限流线Fig.8 Limiting streamline at strut and hub with VBV being fully open

为了进一步阐明涡结构的发展过程，图9给出了轮毂和机匣中分面处的静压分布，其中静压系数Cp定义为

(4)

图9 不同活门开度下轮毂和机匣静压分布Fig.9 Pressure distribution in the hub and casing with different opening of VBV

式(4)中：下标s表示当地静压，ref表示进口截面，0表示总压。

如图9所示，中介机匣轮毂的后半段存在着较强的逆压梯度，低能流体团受到逆压梯度和黏性的双重作用，动能迅速耗散；同时，下游流体的回流进一步挤压限制了上游流体的活动空间，导致角区分离流动的发生，并发展成如图7所示的轮毂处的涡结构。从图9中还可以看出，活门3种开度状态下，机匣和轮毂处的静压系数分布在后半段的趋势基本相同，因此这3种状态下轮毂处都存在类似的低压区。从逆压梯度量级上来看，活门全关时最大，活门打开后逆压梯度有所减小，一定程度上减弱了轮毂处的流动分离趋势。但是从前半部分的静压系数分布来看，活门的引入使得轮毂处的静压出现小幅波动，流动体现出较明显的不稳定性，同时逆压梯度影响的区域明显前移。

图10为处于不同开度下的放气活门中截面中截内的径向静压分布，以机匣到轮毂中截进行单位化。从图10中可以看出，当活门全开时，活门后方激烈的管道扩张造成中截面内径向静压分布与全闭和半开状态下的趋势完全不同，其压力梯度不是由机匣指向轮毂，而是由流道中部分别指向机匣和轮毂。这就导致了活门全开状态下，气流在绕过活门后，因为径向压力梯度和弯管本身曲率带来离心力的影响，产生了径向的剪切力，使得本就因为活门阻碍形成的大量低能流体向机匣处迁移，在活门底部形成一对旋向相反的涡结构。同时，由图8可知，活门全开时，近机匣处在活门后依然保持逆压梯度，这正是活门底部的涡结构带来的恶劣影响，为低能流体的产生和积聚创造了有利条件，导致了活门全开状态下内涵道流场品质的迅速恶化。

图10 可调放气活门处径向静压分布Fig.10 Radial pressure distribution at VBV

由于可调放气活门在周向上并没有完全占据整个内涵流道，因此活门侧壁-机匣-支板形成的狭小区域使得低能流体在此堆积。观察图9中的静压分布，不难发现由机匣指向轮毂的压力梯度，会迫使堆积的低能流体离开壁面，形成沿侧壁一直发展的涡结构。并且，该涡结构离开活门后受中介机匣后半段扩压过程的作用，影响区域逐渐向机匣的两个角区扩张，并在支板出口的机匣处诱导了流动分离，如图8支板尾缘上侧所示。该涡结构的强度以及影响范围和活门打开程度呈现正相关趋势。

3 结论

通过改变可调放气活门开度和进口工况，对中介机匣的放气特性和内涵出口的总压畸变进行了数值研究，得出如下主要结论：

(1)放气活门在一定开度下的相对放气量基本保持恒定，与进口工况变化无关，相对放气量与活门开度呈非线性关系，外涵道的流量变数和进口工况可以认为呈近似线性关系；因此可以根据上述特性对可调放气活门进行初步设计。

(2)放气活门的引入会破坏内涵道的流动结构，在活门侧壁形成一对新的涡结构，该涡结构较为稳定，会在内涵出口的机匣角区处诱导出流动分离。放气活门开度的增大会使得侧壁诱导的涡结构影响范围增大。

(3)放气活门的开度足够大时，会改变活门处径向静压系数的分布趋势，在活门底部形成一对旋向相反的涡结构，这对涡很快会随着流动与主流掺混融合，在内涵出口的机匣顶部中心区域形成较为明显的总压畸变。因此，为了避免内涵道流场出现更严重的恶化，在满足放气量的前提下，应该合理控制放气活门的开度。