張際超，余 陵，蔡文祥，卓長(zhǎng)飛

(南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094)

為了使武器隱身性能更好，成本更低，適用范圍更廣，飛行器將向小型化發(fā)展。微型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)作為小型巡航導(dǎo)彈和無(wú)人機(jī)可選動(dòng)力裝置之一，倍受各國(guó)關(guān)注［1］。微型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)的啟動(dòng)是發(fā)動(dòng)機(jī)整個(gè)工作過(guò)程的重要組成部分。

微型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)的啟動(dòng)是指由零轉(zhuǎn)速或者空中風(fēng)車轉(zhuǎn)速到慢車狀態(tài)的過(guò)程。啟動(dòng)方式有火藥啟動(dòng)、電機(jī)啟動(dòng)等［2］。劉建國(guó)［3］提出了一種新型啟動(dòng)方案，在渦輪盤(pán)端面加裝端齒，通過(guò)火藥啟動(dòng)器產(chǎn)生的燃?xì)庵苯記_擊端齒進(jìn)而驅(qū)動(dòng)渦輪。未發(fā)現(xiàn)針對(duì)該沖擊流場(chǎng)進(jìn)行分析的文獻(xiàn)，本文將首次對(duì)此類問(wèn)題進(jìn)行研究?？碌偎埂烟毓驹O(shè)計(jì)的發(fā)動(dòng)機(jī)，燃?xì)獍l(fā)生器布置在中心錐內(nèi)，燃?xì)饨?jīng)外接管道流出，直接沖擊渦輪;普拉特·惠特尼集團(tuán)公司則將火藥啟動(dòng)系統(tǒng)外殼設(shè)計(jì)成噴管中心錐，燃?xì)饨?jīng)位于渦輪后部的4 個(gè)超音速噴嘴沖擊渦輪［4］?；趧⒔▏?guó)提出的方案，本文采取將固體推進(jìn)劑燃?xì)獍l(fā)生器置于微型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)的中心錐內(nèi)的結(jié)構(gòu)布置方式;分別選取雙石-2 推進(jìn)劑;以及某低燃速低燃溫雙基推進(jìn)劑(該推進(jìn)劑為針對(duì)秦能等［5］的研究成果，選取其中序號(hào)為5D的雙基推進(jìn)劑配方);并通過(guò)從燃燒室末端引出的兩個(gè)成循環(huán)對(duì)稱分布的斜切噴管，噴出燃?xì)?，沖擊渦輪端齒，完成啟動(dòng)。本文采取的方案，優(yōu)點(diǎn)在于可以使得結(jié)構(gòu)更加緊湊;燃?xì)鉀_擊渦輪盤(pán)端面的端齒，避免燃?xì)鈱?duì)渦輪葉片的直接沖刷和燒蝕。轉(zhuǎn)子的啟動(dòng)加速，實(shí)質(zhì)為角加速度不斷改變、角速度不斷增加的運(yùn)動(dòng)。取足夠小的微元時(shí)間，可認(rèn)為轉(zhuǎn)子勻速轉(zhuǎn)動(dòng)，本文即針對(duì)5 000 rev/min 進(jìn)行研究。為了了解啟動(dòng)器的啟動(dòng)性能，需要得到轉(zhuǎn)子所受到的驅(qū)動(dòng)扭矩大小。所以應(yīng)當(dāng)?shù)玫睫D(zhuǎn)子在不同轉(zhuǎn)速、不同位置的驅(qū)動(dòng)扭矩的大小，接著通過(guò)回歸分析方法［6］，得到完整的啟動(dòng)器的驅(qū)動(dòng)力矩-時(shí)間關(guān)系。

本文針對(duì)沖擊射流對(duì)渦輪端齒的作用，采用CFX 軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，將整個(gè)流體域分為了包含盤(pán)面的旋轉(zhuǎn)域以及其他靜止不動(dòng)的外場(chǎng)域，通過(guò)動(dòng)靜交界面對(duì)兩個(gè)流體區(qū)域進(jìn)行連接。分析了盤(pán)面以5 000 rev/min 轉(zhuǎn)動(dòng)，邊界不斷變化的瞬態(tài)沖擊流場(chǎng);得到了由沖擊載荷所引起的扭矩隨轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)的變化規(guī)律，以及扭矩的大小;針對(duì)其中一個(gè)位置的流場(chǎng)，分析了流場(chǎng)中的激波結(jié)構(gòu)。

1 物理模型與工作原理

1.1 物理模型

啟動(dòng)裝置組件包括燃?xì)獍l(fā)生器筒體、引管、斜切噴管等;轉(zhuǎn)子的組件包括渦輪、螺母、軸承、軸、壓氣機(jī)等。圖1 為物理模型示意圖。

圖1 物理模型

圖2為氣斗結(jié)構(gòu)圖，氣斗指的是由端齒面、周向斜面、端面、徑向斜面、齒頂面這5 個(gè)面組成的面組;盤(pán)面指的是由總共10 個(gè)氣斗組成的面組。

圖2 氣斗

盤(pán)面最大外圓半徑為21 mm;斜切噴管入口直徑為5 mm;喉部直徑2 mm;擴(kuò)張比為2。噴管擴(kuò)張段之后接等截面斜切長(zhǎng)尾管;斜切噴管軸線與引管中心軸線所夾銳角為65°;噴管斜切面到渦輪凸臺(tái)距離為4 mm。

1.2 工作原理

啟動(dòng)裝置中的固體推進(jìn)劑被點(diǎn)燃，產(chǎn)生高溫高壓的燃?xì)夥謩e經(jīng)過(guò)兩個(gè)引管進(jìn)入斜切噴管，在斜切噴管中燃?xì)馀蛎浖铀贈(zèng)_擊到氣斗諸面上。只考慮燃?xì)馑哂械膭?dòng)能，粗略采用動(dòng)量定理，得到單個(gè)斜切噴管射流沖擊到端齒面上的氣動(dòng)力方程

2 流場(chǎng)計(jì)算模型與計(jì)算方法

2.1 流場(chǎng)計(jì)算模型

圖3 所示為斜切噴管內(nèi)流場(chǎng)計(jì)算模型，本著循序漸進(jìn)的原則，首先對(duì)其進(jìn)行計(jì)算，意圖獲得噴管性能參數(shù)。

針對(duì)圖4 所示全流場(chǎng)計(jì)算模型，模型由外場(chǎng)域與旋轉(zhuǎn)域組成，兩者之間由動(dòng)靜交界面連接;圖4 中給出了坐標(biāo)系;沿順時(shí)針?lè)较驅(qū)? ～10 號(hào)氣斗進(jìn)行標(biāo)號(hào)(圖4 中僅給出氣斗1、2、3 的位置);不考慮微型渦噴尾噴管對(duì)來(lái)自盤(pán)面氣流的限制作用。

圖3 斜切噴管內(nèi)流場(chǎng)計(jì)算模型

圖4 全流場(chǎng)計(jì)算模型

針對(duì)上述兩模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格，并對(duì)近壁面處加密。得到如圖5、圖6 網(wǎng)格示意圖。其中斜切噴管內(nèi)流場(chǎng)計(jì)算模型共劃分15 萬(wàn)網(wǎng)格;全流場(chǎng)計(jì)算模型分別采用120 萬(wàn)以及190 萬(wàn)網(wǎng)格。對(duì)全流場(chǎng)模型不同網(wǎng)格數(shù)的模型進(jìn)行準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)試算，結(jié)果顯示:兩者出口質(zhì)量流率、渦輪盤(pán)總扭矩、軸向載荷等差異均在1%左右，故選用120 萬(wàn)網(wǎng)格。

圖5 斜切噴管內(nèi)流場(chǎng)計(jì)算模型網(wǎng)格

圖6 全流場(chǎng)計(jì)算模型網(wǎng)格

2.2 邊界條件

采用雙石-2 推進(jìn)劑與某低燃速低燃溫雙基推進(jìn)劑;圓柱形推進(jìn)劑內(nèi)外孔同時(shí)燃燒;基于內(nèi)彈道的計(jì)算結(jié)果，得到單個(gè)引管入口的氣動(dòng)參數(shù)，如表1 所示。因?yàn)閮扇肟诘目倻夭煌史謩e稱為高溫入口與低溫入口;兩入口總壓基本相等;其中質(zhì)量流率由斜切噴管內(nèi)流場(chǎng)計(jì)算得到。表2 為全流場(chǎng)四次計(jì)算中的邊界條件設(shè)置。

斜切噴管內(nèi)外壁、燃燒室底部、螺母、盤(pán)面為壁面，設(shè)置為絕熱、無(wú)粘。高溫、低溫全流場(chǎng)計(jì)算中:轉(zhuǎn)速設(shè)置為5 000 rev/min;持續(xù)時(shí)間為0.003 6 s;時(shí)間步長(zhǎng)3.75e-5 s;開(kāi)放式出口位置為如圖4 所示的外圓柱面;全流場(chǎng)的初值計(jì)算時(shí)，交界面采用Frozen Rotor;隨后非定常計(jì)算時(shí)交界面采用 Transient Rotor Stator 。

2.3 計(jì)算方法

流場(chǎng)計(jì)算均采用SST 湍流模型;基于有限體積法對(duì)非定常雷諾平均的Navier-Stokes 方程進(jìn)行離散;對(duì)時(shí)間導(dǎo)數(shù)項(xiàng)的離散采用二階向后歐拉差分;對(duì)流項(xiàng)采用高分辨率格式。

表1 高溫與低溫入口

表2 計(jì)算域邊界條件

3 斜切噴管內(nèi)流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果與分析

表3 給出了斜切噴管的性能參數(shù)。高溫、低溫斜切管內(nèi)流場(chǎng)計(jì)算采用基本相等的入口總壓，主要區(qū)別在于入口燃?xì)鉁囟鹊母叩汀３隹谄骄R赫數(shù)、壓比、推力等基本相等，說(shuō)明這些參數(shù)主要是由斜切噴管的結(jié)構(gòu)尺寸以及入口總壓決定;在喉部達(dá)到臨界狀態(tài)的情況下，低溫斜切噴管內(nèi)流場(chǎng)計(jì)算中的燃?xì)鉁囟容^低，所以其出口質(zhì)量流率更大;排氣速度正比于燃燒室的燃?xì)鉁囟?，溫度越高排氣速度越高，溫度? 266.4 K 降低47.5%達(dá)到1 190 K 時(shí)，出口平均速度降低了27.3%;由于未切長(zhǎng)尾管壁對(duì)氣流流動(dòng)的約束以及管內(nèi)斜激波的作用，推力矢量方向偏離斜切噴管中心軸，偏向已切除管壁一側(cè)。

表3 斜切噴管性能參數(shù)

4 全流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果與分析

4.1 沖擊載荷所引起的盤(pán)面扭矩變化規(guī)律

圖7 ～圖10 給出了氣斗1 ～5，選取其中不同面，組成的部分，受到射流沖擊所引起的扭矩隨盤(pán)面轉(zhuǎn)動(dòng)的變化規(guī)律。本節(jié)將會(huì)討論扭矩曲線的周期性、曲線移動(dòng)的重合性以及增減性，作為討論流場(chǎng)激波結(jié)構(gòu)、流動(dòng)狀態(tài)以及啟動(dòng)器啟動(dòng)性能的基礎(chǔ)。圖4 給出了氣斗1、2、3 的位置，初步猜測(cè)，隨著盤(pán)面的轉(zhuǎn)動(dòng)，氣斗1 至5 將會(huì)受到來(lái)自斜切噴管1 的射流沖擊。接下來(lái)首先給出圖7 ～圖10 并作簡(jiǎn)要介紹，之后綜合起來(lái)研究扭矩的變化規(guī)律。

圖7 所示，為低溫全流場(chǎng)計(jì)算中氣斗2、3、4 的端齒面與周向斜面扭矩圖。橫軸:觀察圖4 所示全流場(chǎng)計(jì)算模型，從z軸正方向看向z 軸負(fù)方向，盤(pán)面沿順時(shí)針?lè)较蜣D(zhuǎn)過(guò)的角度φ;圖4 所在位置即為起始角度0°;因?yàn)楸P(pán)面以5 000 rev/min 勻速轉(zhuǎn)動(dòng)，所以φ =30 000 t;應(yīng)當(dāng)注意到，在任意一個(gè)時(shí)間點(diǎn)，對(duì)應(yīng)唯一一個(gè)從0°轉(zhuǎn)到當(dāng)前位置的角度?？v軸:例如M4_dc表示端齒面4 的扭矩，從z 軸正方向看向z 軸負(fù)方向，沿順時(shí)針?lè)较蚺ぞ厝≌?M4_zx表示周向斜面4 的扭矩。

圖7 端齒面與周向斜面扭矩

圖8為氣斗1 至5 在高、低溫全流場(chǎng)計(jì)算中的扭矩圖?？v軸:例如Mdw_4表示低溫入口條件下，4 號(hào)氣斗的總扭矩(任意角度Mdw_4=M4_dc+M4_zx，忽略齒頂面、徑向斜面、端面上產(chǎn)生的扭矩，因?yàn)樯鲜? 個(gè)曲面，產(chǎn)生扭矩主要依靠氣流與面間的黏性摩擦力，大小非常小);Mgw_4表示高溫入口條件下，4 號(hào)氣斗的總扭矩。

圖8 單氣斗扭矩

圖9所示為高、低溫全流場(chǎng)計(jì)算中組合氣斗與盤(pán)面扭矩圖?？v軸:例如在任意角度下Mdw_345=Mdw_3+Mdw_4+Mdw_5，Mdw_345表示低溫入口條件下3、4、5 氣斗扭矩之和;Mdw_pm表示整個(gè)盤(pán)面的總扭矩大小的一半。

圖9 組合氣斗與盤(pán)面扭矩

圖10(a)、(b)分別表示低溫入口條件下氣斗1、5 表面平均壓力。縱軸:pdc、pzx、pdm、pjx、pcdm依次是端齒、周向斜面、端面、徑向斜面、齒頂面的表面平均壓力。

圖10 氣斗表面壓力

觀察圖8、圖9 高溫與低溫入口條件下計(jì)算所得曲線完全重合。所以在物理模型幾何尺寸確定的情況下，沖擊載荷大小主要由轉(zhuǎn)速、所在角度、入口總壓決定。從噴管出口噴出的相同質(zhì)量的燃?xì)?，高溫入口條件下燃?xì)獾淖龉δ芰Ω鼜?qiáng);在推進(jìn)劑低燃燒溫度的基礎(chǔ)上，提高燃燒溫度，可以減少推進(jìn)劑的消耗量，但會(huì)使得渦輪承受更大的瞬態(tài)熱載荷。

由于高溫與低溫入口條件下的扭矩曲線完全重合，所以以下僅觀察圖7 至圖10 在低溫入口條件下的扭矩曲線。由0 至60°，圖10(a)氣斗1 表面的壓力下降并趨近于一個(gè)大氣壓，與此同時(shí)圖8 的Mdw_1也逐漸趨近于0，說(shuō)明氣斗1 逐漸離開(kāi)射流影響范圍;60°至108°，圖10(a)氣斗1 表面壓力保持一個(gè)大氣壓，與此同時(shí)圖8，Mdw_1=0，說(shuō)明氣斗1 沒(méi)有受到氣流沖擊，在大氣壓影響范圍;60° ～96°，圖10(b)總體上氣斗5 表面壓力保持在一個(gè)大氣壓左右，與此同時(shí)在這段區(qū)間內(nèi)圖8 的Mdw_5=0;從96°開(kāi)始，圖10(b)氣斗5 表面壓力開(kāi)始升高，圖8Mdw_5由0 開(kāi)始增大，表明氣斗5 進(jìn)入了射流影響范圍。

大氣壓影響范圍的存在，說(shuō)明單個(gè)氣斗在結(jié)束一個(gè)斜切噴管的沖擊過(guò)后需要轉(zhuǎn)過(guò)一定角度才能受到另一個(gè)斜切噴管的作用，即單個(gè)氣斗不可能同時(shí)受到來(lái)自兩個(gè)斜切噴管的沖擊射流。因?yàn)?60°內(nèi)分布了兩個(gè)斜切噴管，所以得到一個(gè)普遍規(guī)律:一個(gè)氣斗擁有5 個(gè)面，任選一個(gè)氣斗，任選5 個(gè)面中任意個(gè)面的組合，該組合所受沖擊載荷的變化周期為轉(zhuǎn)180°所用的時(shí)間，這段時(shí)間可以分為大氣壓影響范圍和射流影響范圍兩個(gè)區(qū)間;所以圖7 中，例如曲線M4_dc與M4_zx的變化周期均180°;圖8 中，例如曲線Mdw_4周期為180°。盤(pán)面總共有10 個(gè)氣斗，因?yàn)楸P(pán)面勻速轉(zhuǎn)動(dòng)，那么全流場(chǎng)的邊界形狀的變化周期為轉(zhuǎn)36°;所以當(dāng)前全流場(chǎng)的形狀與再轉(zhuǎn)36°以后的全流場(chǎng)的形狀一樣。所以如圖9 曲線Mdw_pm的變化周期為36°，且在這個(gè)周期內(nèi)，盤(pán)面一直處在射流沖擊的作用下。

圖7 中，由全流場(chǎng)形狀變化的周期性，可知曲線M4_dc向橫軸負(fù)方向移動(dòng)36°與M3_dc重合;同理圖8 中，曲線Mdw_5向橫軸負(fù)方向移動(dòng)36°與Mdw_4重合;圖9，Mdw_345向橫軸負(fù)方向移動(dòng)36°與Mdw_234重合。其他的曲線具有類似的性質(zhì)。

圖8 中，60° ～96°范圍內(nèi)，在不是非常嚴(yán)格的情況下，有且只有Mdw_2、Mdw_3、Mdw_4不為0;并且根據(jù)圖8、圖10，氣斗1 ～60°進(jìn)入大氣壓影響范圍，氣斗5 在96°剛剛離開(kāi)大氣影響范圍;在圖9 中，60° ～96°范圍內(nèi)，Mdw_pm=Mdw_234，說(shuō)明在這一范圍內(nèi)，只有氣斗2、3、4 受斜切噴管1 的射流沖擊;同理，96°到132°為氣斗3、4、5，以此類推。

所以只需要描述60°到96°范圍內(nèi)氣斗2、3、4 的扭矩，便可得知盤(pán)面在這個(gè)周期內(nèi)扭矩變化的機(jī)理。根據(jù)上述的曲線移動(dòng)的重合性，可以得知，圖8，96° ～132°區(qū)間內(nèi)的Mdw_4向橫軸負(fù)方向移動(dòng)36°便與60° ～96°區(qū)間內(nèi)的Mdw_3重合;圖8，132° ～168°區(qū)間內(nèi)的Mdw_4向橫軸負(fù)方向移動(dòng)72 度便于60° ～96°區(qū)間內(nèi)的Mdw_2重合，說(shuō)明單個(gè)氣斗從進(jìn)入射流影響范圍到離開(kāi)總共要轉(zhuǎn)108°。

從圖8 可以看出Mdw_4曲線的增減區(qū)間和最值、極值。在60°取得最小值0;隨后扭矩增大，在101.8°取得最大扭矩0.235 N·m;之后持續(xù)減小，最終在168°扭矩變?yōu)?;所以對(duì)氣斗4 來(lái)說(shuō)，射流影響范圍是它從60° ～168°之間。圖9，Mdw_pm曲線呈現(xiàn)周期性震蕩波動(dòng)，最大扭矩0.277 N·m;最小扭矩0.227 N·m。

圖11 所示，針對(duì)3 個(gè)角度位置，具體分析氣斗2、3、4 表面壓力分布的情況;由圖9 可知以下3 個(gè)角度分別位于曲線Mdw_pm增減區(qū)間端點(diǎn)，φ=67.5°時(shí)Mdw_pm處于最大值。

圖11 不同角度盤(pán)面壓力

圖11(a)、(b)、(c)中端齒3，以及圖11(b)、(c)中的端齒4，等壓曲線呈現(xiàn)出一個(gè)個(gè)橢圓形的環(huán)形區(qū)域依次嵌套而成，各個(gè)環(huán)形區(qū)域總體上是呈現(xiàn)出由最大壓力點(diǎn)向四周，壓力遞減的過(guò)程;盤(pán)面由59.625°轉(zhuǎn)到73.125°的過(guò)程中:端齒2 表面壓力逐漸恢復(fù)到大氣壓;端齒3 上，壓力在2.79 MPa到2.97 MPa 范圍內(nèi)的高壓區(qū)域面積逐漸減小，并向靠近軸線的方向移動(dòng);端面3 上壓力逐漸增大;端齒4 上表面壓力及燃?xì)鈿饬髯饔妹娣e也逐漸增大。

圖11(b)中，射線1 與射線2 的起點(diǎn)均為最大壓力點(diǎn)，且射線1 與射線2 共線;取射線1 的方向?yàn)檎较?，射線2 的方向?yàn)樨?fù)方向，最大壓力點(diǎn)為0 mm 位置，在該直線上做出壓力隨位置的變化曲線，如圖12 所示的壓力分布曲線。

圖12 壓力分布曲線

從0 mm 位置開(kāi)始，沿著橫軸負(fù)方向，壓力迅速下降，主要是由于大部分氣流沿橫軸正方向流動(dòng);沿著橫軸正方向0.6 ～2.8 mm 范圍內(nèi)壓力降低較小，有兩小段壓力平臺(tái)期;2.8 mm 之后壓力迅速下降。

4.2 沖擊流場(chǎng)激波結(jié)構(gòu)

隨著盤(pán)面的轉(zhuǎn)動(dòng)，不同角度的流場(chǎng)的某些相同的區(qū)域，擁有不同的氣動(dòng)參數(shù)。圖13 ～圖16 均為φ =67.5°角度位置流場(chǎng)，該角度盤(pán)面扭矩最大。

圖13 所示超音速三維馬赫?qǐng)D顯示了流場(chǎng)的全貌，圖中給出了1 ～4.5 馬赫范圍。根據(jù)三維馬赫?qǐng)D，整個(gè)流場(chǎng)可以分為如圖幾個(gè)明顯的流動(dòng)區(qū)域，整個(gè)流場(chǎng)內(nèi)燃?xì)鈿饬鞯牧鲃?dòng)路線是:亞音速氣流由引管進(jìn)入斜切噴管，經(jīng)斜切噴管擴(kuò)張段膨脹加速，離開(kāi)斜切管內(nèi)流場(chǎng);由于是欠膨脹氣流，所以氣流在第一自由射流區(qū)繼續(xù)膨脹加速;氣流接近壁面時(shí)，速度下降，并且改變流動(dòng)方向;氣流離開(kāi)沖擊區(qū)，沿壁面流動(dòng)形成壁面射流;最后氣流離開(kāi)壁面進(jìn)入第二自由射流區(qū)。

圖13 超音速三維馬赫?qǐng)D

圖14 為斜切噴管縱切面馬赫?qǐng)D，圖中給出了激波的位置。

圖14 斜切噴管縱切面馬赫?qǐng)D

以下將從斜切噴管內(nèi)流場(chǎng)、第一自由射流區(qū)、沖擊區(qū)、壁面射流區(qū)、第二自由射流區(qū)5 個(gè)部分并結(jié)合各部分局部圖對(duì)圖14 進(jìn)行解釋說(shuō)明。

斜切噴管內(nèi)流場(chǎng):斜切噴管未切管壁將會(huì)反射來(lái)自管內(nèi)射流邊界的膨脹波，形成壓縮波，由于扇形膨脹區(qū)的擴(kuò)散性質(zhì)，使得壁面發(fā)生的眾多弱壓縮波，聚集成斜激波，氣流向切去管壁的方向發(fā)生偏轉(zhuǎn);該斜激波影響了整個(gè)第一自由射流區(qū)，使得第一自由射流區(qū)出現(xiàn)了兩個(gè)膨脹波區(qū);靠近已切除管壁一側(cè)的氣流沒(méi)有流經(jīng)斜激波，氣流經(jīng)擴(kuò)張段膨脹，由于是欠膨脹氣流，所以在第一自由射流區(qū)繼續(xù)膨脹，形成第一膨脹波區(qū)，氣流作用于端齒4?？拷辞谐鼙谝粋?cè)的氣流經(jīng)過(guò)了斜激波，波后速度減小，壓力增大，但氣流流出噴管進(jìn)入第一自由射流區(qū)后，會(huì)膨脹加速，形成了第二膨脹波區(qū)，作用于端齒3。

第一自由射流區(qū):由于斜噴管出口氣流處于欠膨脹狀態(tài)，氣流噴出出口后會(huì)繼續(xù)膨脹加速，在出口附近產(chǎn)生膨脹波，膨脹波遭遇射流邊界后反射，形成由斜激波組成的相交激波，最終氣流沖擊到盤(pán)面，端齒3、4 上產(chǎn)生脫體激波，脫體激波直接影響了第一、第二膨脹波區(qū)。

沖擊區(qū):根據(jù)圖15 流線圖以及圖16 端齒3 速度矢量圖可知，整個(gè)端齒3、端面3 表面基本均處在沖擊區(qū)范圍內(nèi)。

圖15 流線圖

圖16 端齒3 速度矢量圖

如圖15、圖16 還可以發(fā)現(xiàn):沖擊到端面面3 和周向斜面3 上的氣流改變方向繼續(xù)沖擊到端齒面3 上;沖擊到端齒面3 上的氣流還有一部分來(lái)自自由射流的直接沖擊;端齒面3表面的氣流一部分沿著圖11(b)射線1 方向流動(dòng);沖擊到端齒3 上的另一部分氣流跨過(guò)端齒3，流動(dòng)到氣斗2。相對(duì)于氣流射流的規(guī)模，端齒的尺寸較小，此部分流動(dòng)類似于楔形體受沖擊問(wèn)題;端齒3、4 上均產(chǎn)生脫體激波，激波后氣流速度迅速降低到亞音速，氣流方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)，流線圖與速度矢量圖都可看出，氣流流動(dòng)方向以不同的曲率逐漸向外轉(zhuǎn)折，該區(qū)存在很大壓力梯度。

壁面射流區(qū):該區(qū)主要位于氣斗2，不過(guò)氣流的流動(dòng)實(shí)際上還要受到徑向斜面2 的阻擋;沿著主流流動(dòng)方向，氣流膨脹加速，形成了第三膨脹波區(qū);沿著端面2 的法線方向，隨著距離端面2 的距離的增加，氣流速度先增大后減小。

第二自由射流區(qū):最終氣流離開(kāi)壁面射流區(qū)進(jìn)入第二自由射流區(qū)，隨后離開(kāi)開(kāi)放式出口。

5 結(jié)論

本文首次對(duì)射流沖擊渦輪轉(zhuǎn)子端齒的沖擊流場(chǎng)進(jìn)行了研究，探討了研究方法，得出了以下結(jié)論:

1)物理模型幾何尺寸確定的情況下，沖擊載荷的大小主要由轉(zhuǎn)速、所在角度、入口總壓決定，而與入口總溫關(guān)系不大。此結(jié)論可為燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)提供參考。

2)單個(gè)氣斗是受到射流沖擊的基本單元，隨盤(pán)面轉(zhuǎn)動(dòng)，單個(gè)氣斗將經(jīng)歷射流影響范圍-大氣壓影響范圍-射流影響范圍的循環(huán)過(guò)程，一個(gè)周期需要單個(gè)氣斗旋轉(zhuǎn)180°。觀察者隨斜切噴管靜止不動(dòng)，一個(gè)斜切噴管射流的影響范圍是沖擊區(qū)附近的相鄰的3 個(gè)氣斗，由于有兩個(gè)斜切噴管，即任意時(shí)刻總共有6 個(gè)氣斗瞬間處在射流影響范圍，4 個(gè)氣斗處在大氣壓影響范圍。盤(pán)面總扭矩隨時(shí)間成周期性震蕩變化，變化周期為盤(pán)面轉(zhuǎn)36°所用的時(shí)間。在總扭矩變化的特定的周期內(nèi)(以24°為起點(diǎn)，依次每隔36°進(jìn)行劃分，得到24°至60°，60°至96°等等區(qū)間)，有且僅有6個(gè)端齒受到了燃?xì)獬掷m(xù)的沖擊。驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的盤(pán)面總扭矩的大小約為0.5 N·m。此結(jié)論描述了渦輪盤(pán)面受到的沖擊載荷的作用機(jī)制。

3)斜切噴管未切管壁反射出斜激波，造成自由射流區(qū)存在兩個(gè)超音速膨脹波區(qū)。φ=67.5°角度位置流場(chǎng)，在端齒3、4 上方的脫體激波直接分別影響到兩個(gè)超音速膨脹波區(qū)。為了了解不同角度位置，流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的差異，需要進(jìn)行更多的研究。

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