崔金輝，孫 丹，韓 磊，丁冠東

(1.中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng)110015；2.中國(guó)航空發(fā)動(dòng)機(jī)集團(tuán)有限公司，北京100097)

1 引言

偏流板是航空母艦甲板上的一種保護(hù)裝置，具有耐高溫、耐磨擦和耐腐蝕的特點(diǎn)，其主要作用是在艦載機(jī)起飛時(shí)保護(hù)尾噴流方向上的其他設(shè)備、飛機(jī)和人員不受高溫氣流的危害。飛機(jī)起飛前，偏流板豎起并與航空母艦甲板成一定角度，使發(fā)動(dòng)機(jī)噴流偏折到上方或偏流板兩側(cè)，于是高溫噴氣流會(huì)在飛機(jī)與偏流板之間形成一個(gè)較大區(qū)域的溫度場(chǎng)。部分高溫氣流受外界風(fēng)的影響或偏流板的反射，會(huì)擴(kuò)散到發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口位置并在發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口形成嚴(yán)重的溫度畸變，若畸變程度超出發(fā)動(dòng)機(jī)承受能力將誘發(fā)發(fā)動(dòng)機(jī)喘振。因此，有必要開(kāi)展發(fā)動(dòng)機(jī)與偏流板之間的適配性研究，獲得不同發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)、不同偏流板使用條件下發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口溫升，為發(fā)動(dòng)機(jī)在航空母艦上的使用提供指導(dǎo)意見(jiàn)，同時(shí)也能夠?yàn)榻档桶l(fā)動(dòng)機(jī)喘振故障率、改善進(jìn)氣溫度畸變提供參考。

國(guó)內(nèi)外針對(duì)偏流板均開(kāi)展過(guò)一些研究，但考慮的影響因素不夠全面——根據(jù)公開(kāi)文獻(xiàn)，主要是未能考慮發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)對(duì)進(jìn)口溫升的影響。如，郭濤[1]通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算了偏流板與周?chē)踩珔^(qū)域的關(guān)系，并根據(jù)對(duì)周?chē)h(huán)境的影響得出了最佳傾角及最佳距離；Gehring[2]通過(guò)開(kāi)展偏流板內(nèi)部通道腐蝕性研究，對(duì)Mark 7偏流板的設(shè)計(jì)和腐蝕防護(hù)進(jìn)行了評(píng)估；張群峰等[3]通過(guò)數(shù)值計(jì)算，得出了不同環(huán)境風(fēng)速和偏流板傾角下回流對(duì)進(jìn)氣道溫升的影響；畢玉泉等[4]利用解析方法建立偏流板的角位移、角速度和角加速度數(shù)學(xué)模型，完成了偏流板機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)學(xué)仿真；馬彩東等[5]通過(guò)仿真計(jì)算手段，分析了不同偏流板偏轉(zhuǎn)角對(duì)周?chē)鲌?chǎng)的影響，得出了4個(gè)不同偏轉(zhuǎn)角下周?chē)O(shè)備的保護(hù)程度；Moskowitz[6]通過(guò)開(kāi)展艦機(jī)適配研究，評(píng)估了在海洋環(huán)境下偏流板上金屬防滑涂層的適應(yīng)能力；徐凱[7]利用仿真計(jì)算手段，比較了偏流板與發(fā)動(dòng)機(jī)的距離、偏流板角度對(duì)適配性的影響，對(duì)偏流板進(jìn)行了綜合最優(yōu)選擇。

鑒于對(duì)偏流板研究所考慮因素不夠全面這一現(xiàn)狀，本文主要借助計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法開(kāi)展發(fā)動(dòng)機(jī)與偏流板的適配性研究，重點(diǎn)研究偏流板角度、發(fā)動(dòng)機(jī)與偏流板距離、發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口溫升的影響，以期為發(fā)動(dòng)機(jī)在航空母艦上的安全應(yīng)用及發(fā)動(dòng)機(jī)與偏流板之間的匹配提供指導(dǎo)。

2 計(jì)算模型

2.1 發(fā)動(dòng)機(jī)選型

計(jì)算所采用的發(fā)動(dòng)機(jī)模型為F-35C艦載戰(zhàn)斗機(jī)的發(fā)動(dòng)機(jī)F135-PW-400[8]。選用該機(jī)型作為計(jì)算對(duì)象主要是因?yàn)镕135-PW-400發(fā)動(dòng)機(jī)各項(xiàng)參數(shù)便于查閱，并且是單臺(tái)配裝，采用常規(guī)推進(jìn)方式，便于建模和計(jì)算。

2.2 偏流板構(gòu)型

計(jì)算所采用的偏流板為MK7鋁合金偏流板，不考慮偏流板厚度和表面涂層影響。偏流板高4.2 m，長(zhǎng)10.8 m；偏流板與甲板表面的夾角即板位角θ可調(diào)，調(diào)節(jié)范圍為0°～90°，如圖1所示。偏流板底部邊緣(甲板固定鉸鏈處)與發(fā)動(dòng)機(jī)出口面在甲板上的投影之間的距離L，定義為偏流板與發(fā)動(dòng)機(jī)的距離。

2.3 計(jì)算模型與區(qū)域邊界設(shè)置

圖1 飛機(jī)與偏流板位置Fig.1 Location of aircraft and JBD

由于三維流場(chǎng)關(guān)于飛機(jī)機(jī)體對(duì)稱(chēng)面呈現(xiàn)左右對(duì)稱(chēng)，因此將整個(gè)計(jì)算模型簡(jiǎn)化后只計(jì)算流場(chǎng)的一半即可。流場(chǎng)計(jì)算區(qū)域的對(duì)稱(chēng)面如圖2所示，發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口面在甲板水平方向上的投影位置設(shè)為水平方向0坐標(biāo)，遠(yuǎn)場(chǎng)邊界沿甲板水平方向的取值范圍為-10.0～22.4 m，偏流板固定鉸鏈在甲板上的位置坐標(biāo)為6.5 m。尾噴流流場(chǎng)計(jì)算不考慮發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部構(gòu)型和工作原理，僅需給出發(fā)動(dòng)機(jī)噴管的邊界條件即可。

發(fā)動(dòng)機(jī)噴管進(jìn)口采用質(zhì)量流量進(jìn)口條件，給定流量和總溫，用以區(qū)別不同發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)；來(lái)流邊界條件設(shè)置為壓力遠(yuǎn)場(chǎng)；發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口設(shè)置為壓力出口條件；甲板設(shè)置為壁面邊界條件；計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格全部采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。

3 計(jì)算方法及驗(yàn)證

3.1 流場(chǎng)計(jì)算

流場(chǎng)采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)軟件Fluent[9]計(jì)算。計(jì)算時(shí)，假定尾噴流為定常、理想的可壓縮氣體，使用密度基耦合算法求解器，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε兩方程模型，控制方程采用二階迎風(fēng)模式離散。

3.2 計(jì)算方法驗(yàn)證

為驗(yàn)證尾噴流流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，對(duì)文獻(xiàn)[10]中在低落壓比下進(jìn)行試驗(yàn)的噴管流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值仿真，并將仿真結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)得數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。仿真計(jì)算時(shí)所采用的總溫總壓邊界條件與試驗(yàn)的一致，落壓比取4.0。圖3為沿噴流方向靜壓 ps(已通過(guò)進(jìn)口壁面處總壓 pt做無(wú)量綱化處理)計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，可見(jiàn)仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

圖3 噴流方向靜壓分布Fig.3 Distribution of static pressure along the jet flow

4 計(jì)算結(jié)果與分析

主要計(jì)算不同的發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)、板位角、偏流板與發(fā)動(dòng)機(jī)距離對(duì)流場(chǎng)和發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口溫升的影響。計(jì)算過(guò)程中，只改變其中一種影響因素，其他兩種影響因素不變。進(jìn)口溫升ΔT定義式[11]為：

式中：Tin表示發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口平均溫度；Tamb表示環(huán)境大氣溫度，文中取288 K。

4.1 發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)的影響

噴管進(jìn)口流量和總溫決定發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)大小。F135發(fā)動(dòng)機(jī)噴管進(jìn)口最大流量W7=139 kg/s，噴管進(jìn)口最大總溫T7=2 050 K。通過(guò)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行節(jié)流共給出7種推力狀態(tài)，W7和T7具體參數(shù)設(shè)置見(jiàn)表1。設(shè)定θ=45°，L=1.8 m，不計(jì)外界風(fēng)的影響。

表1 不同推力狀態(tài)參數(shù)設(shè)置Table 1 Parameters in different thrust states

7種推力狀態(tài)下，甲板表面總溫沿水平方向的分布及發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口溫升分別如圖4、表2所示。從圖表中可得出：

(1)對(duì)于任一發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)，從偏流板底邊位置(約6.5 m)開(kāi)始沿水平負(fù)方向到發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口位置(0 m)，甲板表面總溫?zé)o明顯變化且溫度已達(dá)到最大值；繼續(xù)沿負(fù)方向延伸到計(jì)算區(qū)域最左側(cè)(-10.0 m)溫度逐漸下降，但下降趨勢(shì)并不完全相同，對(duì)于狀態(tài)1～狀態(tài)4溫度下降梯度小，狀態(tài)5～狀態(tài)7溫度下降趨勢(shì)較明顯，未到區(qū)域最左側(cè)溫度已降到環(huán)境溫度。這說(shuō)明偏流板將高溫燃?xì)庹鄯担诩装迳戏叫纬梢粋€(gè)高溫溫度場(chǎng)，且發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)不同溫度場(chǎng)衰減程度不同，發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)越高，尾噴流被偏流板折返后向發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口方向擴(kuò)散的區(qū)域越大。

圖4 不同推力狀態(tài)下甲板表面總溫沿水平方向的分布Fig.4 Distribution of total temperature on deck plane along horizontal direction in different thrust states

表2 不同推力狀態(tài)下的進(jìn)口溫升Table 2 ΔTin different thrust states

(2) 發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口位置(0 m)，狀態(tài)1～狀態(tài)7對(duì)應(yīng)的溫度逐漸減小，說(shuō)明發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口溫升起到?jīng)Q定性作用。

(3)隨著發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)的降低，進(jìn)口溫升逐漸減小，因此可根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際能夠承受的進(jìn)口溫升確定發(fā)動(dòng)機(jī)的工作狀態(tài)。

4.2 板位角的影響

在保持發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)不變的情況下對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。W7=90 kg/s，T7=1 300 K，L=1.8 m，θ分別為 30°、40°、45°、50°、55°、60°、65°、70°。經(jīng)計(jì)算得到圖5所示的甲板表面總溫分布結(jié)果和表3所示的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口溫升。從圖表中可得出：

(1)隨著θ的增大，發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口位置(0 m)對(duì)應(yīng)的甲板表面總溫逐漸增大。當(dāng)θ=30°時(shí)總溫為1 230 K，當(dāng)θ≥40°時(shí)總溫為1 300 K且隨著θ的增大總溫不再變化，說(shuō)明發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口位置溫度場(chǎng)的形成與θ有關(guān)。

(2)隨著θ的增大，高溫溫度場(chǎng)所能達(dá)到的區(qū)域變大，即高溫區(qū)沿甲板表面向發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口方向延伸得更遠(yuǎn)。當(dāng)θ＜50°時(shí)，甲板表面溫度在發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口前2.0～3.0 m可以逐漸衰減到環(huán)境溫度；但是當(dāng)θ＞55°時(shí)，即使在計(jì)算區(qū)域最左側(cè)甲板表面溫度也不能降為環(huán)境溫度。

圖5 不同板位角下甲板表面總溫沿水平方向的分布Fig.5 Distribution of total temperature on deck plane along horizontal direction in differentθ

表3 不同板位角下的進(jìn)口溫升Table 3 ΔTin differentθ

(3)隨著θ的增大，偏流板后方高溫區(qū)面積越來(lái)越小，即安全區(qū)域面積越來(lái)越大。當(dāng)θ=30°時(shí)，偏流板后方11.0 m處溫度才降為環(huán)境溫度；但當(dāng)θ=45°時(shí)，在偏流板后方3.5 m處溫度已降為環(huán)境溫度。

(4)隨著θ的增大，進(jìn)口溫升逐漸增大，說(shuō)明θ對(duì)進(jìn)口溫升有較大影響。雖然θ的增大擴(kuò)大了安全區(qū)域面積，但也會(huì)引起進(jìn)口溫升的快速增大，更容易誘發(fā)溫度畸變。從計(jì)算結(jié)果看，θ＞45°時(shí)偏流板后方安全區(qū)域的面積不再明顯變化，因此在實(shí)際使用過(guò)程需綜合考慮溫度畸變和安全區(qū)域的關(guān)系，進(jìn)而選擇θ大小。對(duì)于文中算例，θ在40°～45°之間較為合適。

4.3 偏流板與發(fā)動(dòng)機(jī)距離的影響

在保持發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)和板位角不變的情況下對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。W7=70 kg/s，T7=700 K，θ=45°，L 分別為1.8、3.0、4.0、5.0、6.0 m。經(jīng)計(jì)算得到圖6所示的甲板表面總溫分布結(jié)果和表4所示的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口溫升。從圖表中可得出：

(1)隨著L的增大，發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口位置(0 m)氣流溫度降低。當(dāng)L=1.8 m時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口位置最高溫度為699 K；當(dāng)L=5.0 m時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口位置最高溫度降為300 K，稍微大于環(huán)境溫度。因此，L對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口位置溫度場(chǎng)的影響明顯。

圖6 不同偏流板與發(fā)動(dòng)機(jī)距離下甲板表面總溫沿水平方向的分布Fig.6 Distribution of total temperature on deck plane along horizontal direction in differentL

表4 不同偏流板與發(fā)動(dòng)機(jī)距離下的進(jìn)口溫升Table 4 ΔTin differentL

(2)隨著L的增大，進(jìn)口溫升越來(lái)越小，當(dāng)L=6.0 m時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口溫升僅為2 K。這主要是由于L增大使得高溫尾噴流不足以返回到發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口位置，說(shuō)明增加L可以減小發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口溫升，改善溫度畸變。

當(dāng)然，由于艦面空間有限，受起飛跑道長(zhǎng)度、艦面剎車(chē)裝置、偏流板后方等候起飛飛機(jī)的限制，偏流板與發(fā)動(dòng)機(jī)距離不可任意增加，該距離增大會(huì)縮短跑道長(zhǎng)度，同時(shí)也會(huì)使偏流板對(duì)艦面設(shè)備的保護(hù)作用減弱。

5 結(jié)論

發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)、偏流板板位角、發(fā)動(dòng)機(jī)與偏流板距離，都會(huì)影響尾流溫度場(chǎng)分布和進(jìn)口溫升大小，通過(guò)分析得出以下主要結(jié)論：

(1)隨著發(fā)動(dòng)機(jī)推力狀態(tài)的降低，發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口溫升逐漸減小，因此降低推力狀態(tài)有利于改善溫度畸變，但推力的降低程度需考慮起飛推力的限制。

(2)偏流板板位角增大擴(kuò)大了偏流板后方安全區(qū)域面積，但也會(huì)引起發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口溫升快速增大，更容易誘發(fā)溫度畸變，在實(shí)際使用過(guò)程需結(jié)合航空母艦甲板表面各個(gè)系統(tǒng)的安全需求和發(fā)動(dòng)機(jī)抗畸變能力確定板位角。

(3)偏流板與發(fā)動(dòng)機(jī)距離的增大，能夠很大程度上減小進(jìn)口溫升，但受艦面多種因素制約，距離設(shè)定需結(jié)合其他因素才能做出判斷。

(4)艦載機(jī)起飛時(shí)所面臨的主要問(wèn)題是進(jìn)氣溫度/壓力組合畸變對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定性的影響，進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)與偏流板適配性研究時(shí)必須考慮進(jìn)氣畸變影響，這也對(duì)后續(xù)工作中改善發(fā)動(dòng)機(jī)抗溫度畸變能力提出了更高的要求。