魏凱，羅忠,3*，孫永航，王宇

燃?xì)廨啓C(jī)帶閥片引射混合器內(nèi)流特性分析

魏凱1,2，羅忠1,2,3*，孫永航1,2，王宇1,2

（1．東北大學(xué)機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院，遼寧省 沈陽市 110819；2．東北大學(xué)佛山研究生院，廣東省佛山市 528312；3．東北大學(xué)航空動(dòng)力裝備振動(dòng)及控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧省 沈陽市 110819）

引射混合器對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)的降溫降噪具有決定性作用，與傳統(tǒng)的引射混合器相比，帶有閥片結(jié)構(gòu)的引射混合器性能較好。為了充分探究其內(nèi)流特性，進(jìn)而為優(yōu)化設(shè)計(jì)提供依據(jù)，在有無閥片的引射混合器構(gòu)型下，基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)數(shù)值模擬，對(duì)比分析了其引射比、出口平均溫度、出口最高溫度、出口平均速度等表征引射性能的參數(shù)；針對(duì)帶有閥片的引射混合器，分析了不同閥片開度下的引射性能。結(jié)果表明：帶有閥片結(jié)構(gòu)的引射混合器的混合性能顯著提高，在閥片開度為45°時(shí)，其引射性能最佳。

燃?xì)廨啓C(jī)；引射混合器；引射性能；閥片開度

0 引言

燃?xì)廨啓C(jī)工作時(shí)，燃燒室、壓氣機(jī)等所對(duì)應(yīng)的機(jī)匣裝置會(huì)產(chǎn)生過高的溫度，這將會(huì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)上的電氣控制元器件和其他附件正常工作，并會(huì)對(duì)工作人員的安全產(chǎn)生很大的威脅，因此，燃?xì)廨啓C(jī)的冷卻是電器元件正常運(yùn)行和工作人員安全操作的重要條件[1]。

引射器是一種利用高速高能流引射另一股低速低能流，進(jìn)而混合，使主流降溫降噪的裝置[2]。學(xué)者們已廣泛研究了引射器的結(jié)構(gòu)和進(jìn)出口的參數(shù)對(duì)引射性能的影響，包括主次流進(jìn)口壓力比、進(jìn)出口的面積比(area ratio，AR)，擴(kuò)張段、混合段的長度以及混合管的彎曲角度等。Keenan等[3-4]建議，對(duì)于AR為256的引射器，采用長度比(length ratios，LRs)為7～8的混合管道來實(shí)現(xiàn)良好的泵送性能。Liao等[5]建立了適用于引射器設(shè)計(jì)和分析的一維解析模型，新模型擴(kuò)展了現(xiàn)有模型未解決的問題，并能有效地分析非設(shè)計(jì)工況，如發(fā)生在初級(jí)流中的沖擊。Bottenheim等[6]于2004年通過實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)與數(shù)值方法對(duì)一種新型排氣管道的性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)其管道流動(dòng)損失極為嚴(yán)重。Maqsood等[7]對(duì)圓截面的彎管混合管排氣引射器進(jìn)行實(shí)驗(yàn)與數(shù)值研究，充分探討了混合管的彎曲程度和進(jìn)氣口旋流角度對(duì)引射性能的影響。Kim等[8]通過分析引射器的性能來預(yù)測(cè)主次流間的壓力比變化。Opgenorth等[9]通過實(shí)驗(yàn)和仿真分析研究了在次流進(jìn)口面積不變的條件下，次流進(jìn)口的形狀對(duì)二次流量比和噴管壓力比的影響，結(jié)果表明，含有3個(gè)波瓣的次流進(jìn)口具有最佳的引射性能。Namet-Allah等[10]對(duì)多級(jí)帶有吸入式擴(kuò)壓器的氣–氣引射器在低馬赫數(shù)情況下進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，研究了噴嘴長度對(duì)引射性能的影響。潘丞雄等[11]采用受限式和敞開式2種進(jìn)口方式，對(duì)雙級(jí)波瓣引射混合器的引射性能進(jìn)行數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明敞開式進(jìn)口性能最佳。劉培啟等[12]通過計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)方法對(duì)引射器的噴嘴間距、混合室直徑及擴(kuò)壓式長度等關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，結(jié)果發(fā)現(xiàn)引射器的等熵效率提高了約13%。葉宇琛[13]研究了直升機(jī)排氣引射器配合角度對(duì)引射性能的影響，結(jié)果表明：引射比隨排氣管上下配合角度的增大而增加，隨排氣管航向前后配合角度的增大先增加后減小。趙芳等[14]提出了一種產(chǎn)生高溫燃?xì)獾娜細(xì)獍l(fā)生器與引射器對(duì)接的方案并進(jìn)行了試驗(yàn)，結(jié)果表明，引射燃?xì)鉁囟纫欢ǚ秶鷥?nèi)的變化基本不影響引射器工作時(shí)的性能。

在目前廣泛研究的燃?xì)廨啓C(jī)和航空發(fā)動(dòng)機(jī)的引射混合器構(gòu)型中，主次流混合起始點(diǎn)是在主流的末端，而主流通道在整個(gè)引射混合器中占很大比例，致使混合不充分。對(duì)于帶有閥片結(jié)構(gòu)的引射混合器，其獨(dú)特的構(gòu)型可使主次流提前混合，與傳統(tǒng)型相比，增強(qiáng)了混合的均勻性。因此，為了充分探究在閥片結(jié)構(gòu)下的內(nèi)流特性，本文分析了傳統(tǒng)型與帶閥片的引射混合器的性能差異，討論了閥片開度對(duì)帶有閥片的引射混合器的性能影響，以期為引射混合器的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 工作原理與控制方程

1.1 引射混合器引射機(jī)理

引射混合器內(nèi)的流體流動(dòng)過程如圖1所示，高速的主流流體從噴嘴噴出后形成射流，由于射流與周圍流體間存在速度差，因此射流周圍原本靜止的流體在高速射流的卷吸下隨射流一起流向下游，從而在混合管入口附近形成一個(gè)低壓區(qū)域，使得引射流體被一同抽吸入混合器。主流與引射流兩者之間的交界面(射流界面)是流速不連續(xù)的間斷面，這種間斷面是不穩(wěn)定的，因此在射流邊界上存在強(qiáng)烈的主次流脈動(dòng)摻混及紊流現(xiàn)象。由于低速次流不斷摻混入主流，射流的斷面面積和質(zhì)量流量沿程擴(kuò)大，但速度將逐漸減小，最終射流將與次流完全摻混形成混合流。

圖1 典型引射器工作原理

1.2 流體動(dòng)力學(xué)方程

對(duì)于引射混合器的內(nèi)流場(chǎng)，其需要滿足各物理場(chǎng)守恒定律，如質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒及能量守恒等[15]。雖然各守恒方程包含了不同個(gè)數(shù)的變量，但都反映了物理量在單位時(shí)間、單位體積內(nèi)的守恒特性。令為通用變量，則控制方程可表示為

式中：?()/?為瞬態(tài)項(xiàng)，其中為氣體密度；div()為對(duì)流項(xiàng)，其中為動(dòng)力黏度；div(grad)為擴(kuò)散項(xiàng)，其中為擴(kuò)散系數(shù)；為源項(xiàng)。

由于在引射混合器中氣體的流動(dòng)是2種存在速度差流體之間的互相混合，而且是不穩(wěn)定的，因此運(yùn)動(dòng)需考慮湍流模型。選用標(biāo)準(zhǔn)的-模型，其湍流能與耗散率的控制方程為：

式中：為流體的動(dòng)力黏度；為湍流能；為湍流耗散率；為湍流黏度；u為速度矢量的分量；G為由平均速度梯度引起的湍動(dòng)能產(chǎn)生；參數(shù)1=1.44，2=1.92，=1.0，s=1.3。

2 計(jì)算模型與數(shù)值方法

2.1 計(jì)算模型

在傳統(tǒng)的引射混合器模型中，在主流出口前，主次流不進(jìn)行摻混，如圖2所示。帶有閥片的構(gòu)型如圖3所示，引射混合器的閥片位于排氣筒前端，周向均勻布置8個(gè)，打開時(shí)與軸線成45°，在排氣筒內(nèi)部形成8個(gè)波瓣，引射一部分低溫氣流。

圖2 傳統(tǒng)引射混合器構(gòu)型

圖3 帶閥片引射混合器構(gòu)型

2.2 數(shù)值方法

本文基于Fluent進(jìn)行引射混合器內(nèi)流場(chǎng)的CFD數(shù)值模擬，分析有無閥片的引射混合器性能的差異性，并討論不同閥片開度對(duì)引射混合器性能的影響。引射性能的表征參數(shù)主要包括引射比、出口平均溫度、出口最高溫度、出口平均速度。受引射混合器各部件位姿的影響，閥片開度范圍為0°～45°，如圖4所示。

在劃分網(wǎng)格時(shí)，由于在打開閥片的附近存在主次流摻混，流場(chǎng)比較復(fù)雜，因此，為了保證仿真的精度，在閥片附近作球形加密，如圖5所示。具體為：在8個(gè)閥門的表面分別建立8個(gè)局部坐標(biāo)系，在尺寸設(shè)置時(shí)選擇Sphere of influence(球面)加密方法，利用選取的8個(gè)局部坐標(biāo)系作為網(wǎng)格加密的球心，在紅色球狀與藍(lán)色實(shí)體相交的區(qū)域進(jìn)行加密，生成網(wǎng)格。截取對(duì)稱面后，球形加密后的效果如圖6所示，可以看出，在以閥片為中心的球形區(qū)域網(wǎng)格較密。

圖4 引射混合器不同閥片開度

圖5 球形加密區(qū)域

圖6 球形加密后網(wǎng)格示意圖

2.3 仿真方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證CFD仿真分析方法的正確性[16]，將仿真結(jié)果與文獻(xiàn)[17]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比。在LRs為2、AR為1.95的工況下，出口的徑向速度比分布如圖7所示，其中：/p為出口某點(diǎn)速度與主流速度之比；/為出口某點(diǎn)到圓心的距離與出口半徑之比。仿真分析選用Standard-湍流模型及標(biāo)準(zhǔn)的壁面函數(shù)，從圖7可以看出，其實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與CFD仿真結(jié)果吻合良好，平均誤差為3.41%，證明了本文仿真方法的正確性。

圖7 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與CFD仿真結(jié)果對(duì)比

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 有無閥片對(duì)引射性能的影響

表1列出了引射混合器在有無閥片2種結(jié)構(gòu)下的主要引射性能?？梢钥闯觯c傳統(tǒng)引射器相比，在有閥片的結(jié)構(gòu)下，其引射性能提高了約3倍，出口最高溫度與出口平均溫度均降低，而出口平均速度略有提高。這是由于在帶有閥片的結(jié)構(gòu)下，主流進(jìn)口前端的二次流通道處產(chǎn)生壓差，主次流第一次混合，從而可以卷吸更多的低溫次流，使引射比增加；隨著大量低溫氣體的吸入，出口的溫度也隨之降低，但總氣體的速度增加。

表1 引射混合器有無閥片性能對(duì)比

引射混合器在有無閥片2種結(jié)構(gòu)下的對(duì)稱面溫度分布如圖8所示，可以看出，與無閥片的結(jié)構(gòu)相比，在有閥片的結(jié)構(gòu)下，其溫度混合較均勻，主次流混合的效果明顯提高。這是由于閥片與二次流通道的存在使次流可以通過二次流通道被吸入排氣筒內(nèi)，提前與高溫燃?xì)饣旌?，從而使均勻度增加?/p>

圖8 有無閥片下對(duì)稱面溫度分布

3.2 閥片開度對(duì)引射性能的影響

圖9為閥片開度對(duì)引射比的影響曲線，可以看出，隨著閥片開度逐漸增大，引射比是逐漸增加的，閥片開度每增加10°，引射比平均增加約4.73%。這是由于當(dāng)閥片開度逐漸增加時(shí)，主次流間通道的有效面積逐漸增大，在二次流通道附近流速不連續(xù)的間斷面隨之增大，這種間斷面是不穩(wěn)定的，因此在射流邊界上存在強(qiáng)烈的主次流脈動(dòng)摻混及紊流現(xiàn)象，在主流進(jìn)口附近會(huì)抽引更多的二次流。

圖9 閥片開度對(duì)引射比的影響

閥片開度對(duì)出口平均溫度和平均速度的影響曲線分別如圖10、11所示。可以看出，隨著閥片開度逐漸增加，出口平均溫度逐漸降低，出口平均速度逐漸增加，閥片開度每增加10°，出口平均溫度降低7.65℃，出口平均速度增加1.09m/s。這是由于隨著閥片開度的增加，被引射的低溫次流流量越來越大，而主流流量不變，其總體流量與流速是逐漸增加的。

圖10 閥門開度對(duì)出口平均溫度的影響

圖11 閥門開度對(duì)出口平均速度的影響

圖12為出口最高溫度隨閥片開度的變化曲線，可以看出，隨著閥片開度逐漸增加，出口最高溫度越來越低。這是由于當(dāng)閥片開度逐漸增加時(shí)，通過次流通道進(jìn)入排氣筒的低溫被引射氣流增多，兩股氣流的混合度提高。

圖12 閥門開度對(duì)出口最高溫度的影響

4 結(jié)論

帶有閥片的引射混合器在原有構(gòu)型的基礎(chǔ)上，在排氣筒前端增加8個(gè)閥片，以增強(qiáng)其主次流混合的強(qiáng)度。對(duì)比分析了有無閥片的引射混合器的性能，并分析討論了閥片開度對(duì)引射性能的影響，得到以下結(jié)論：

1）相比于傳統(tǒng)的引射混合器，帶有閥片結(jié)構(gòu)的引射混合器引射比會(huì)大大提高，并且出口平均溫度明顯降低，出口平均速度略有提高，但相比于出口平均速度的增加值，其引射比和出口溫度的降低值是較大的，因此，帶有閥片的引射混合器的整體性能較傳統(tǒng)構(gòu)型是提升的。

2）在閥片開度對(duì)引射性能的影響中，隨著閥片開度從0°增加到45°，引射比和出口平均速度呈上升趨勢(shì)，出口平均溫度和出口最高溫度呈下降趨勢(shì)，其整體的引射性能是提高的。因此，在閥片開度為45°時(shí)引射性能最佳，為引射混合器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供了依據(jù)。

[1] 陽仕柏，劉艷明，葉傳新，等．船舶燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)排氣引射器流動(dòng)機(jī)理數(shù)值研究[C]//2019全國工業(yè)流體力學(xué)會(huì)議論文集．北京，2019：85-90．

YANG S B，LIU Y M，YE C X．Numerical study on flow mechanism of exhaust ejector in marine gas turbine intake system[C]//2019 Proceedings of the National Conference on Industrial Fluid Dynamics．Beijing，2019：85-90．

[2] 張燚.波瓣噴管引射機(jī)理及應(yīng)用研究[D]．哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)，2013．

ZHANG Y．Research on the mechanism and application of lobed nozzle[D]．Harbin：Harbin Engineering University，2013．

[3] KEENAN J H，NEUMANN E P．A simple air ejector[J]．Journal of Applied Mechanics，1942，9(2)：75-81．

[4] KEENAN J H，NEUMANN E P，LUSTWERK F．An investigation of ejector design by analysis and experiment[J]．Journal of Applied Mechanics，1950，17：299-309．

[5] LIAO C，BEST F．Comprehensive gas ejector model [J]．Journal of Thermophysics and Heat Transfer，2010，24(3)：516-523．

[6] BOTTENHEIM D S，BIRK A M，POIRIER D J．Performance of a longitudinal circular-to-slot gas turbine exhaust duct with a 90 degree bent[C]// Proceedings of ASME Tubo Expo 2004：Power for Land，Sea，and Air．June 14-17，2004，Vienna，Austria．2004：163-170．

[7] MAQSOOD A，BIRK A M．Experimental and CFD study of exhaust ejectors with bent mixing tubes[C]// Proceedings of ASME Tubo Expo 2005：Power for Land，Sea，and Air．June 6-9，2005，Reno，Nevada．2005：155-165．

[8] KIM S，KWON S．Experimental determination of geometric parameters for an annular injection type supersonic ejector[J]．Journal of Fluids Engineering，2006，128(6)：1164-1171．

[9] OPGENORTH M J，SEDERSTROM D，MCDERMOTT W，et al．Maximizing pressure recovery using lobed nozzles in a supersonic ejector[J]．Applied Thermal Engineering，2012，37：396-402．

[10] NAMET-ALLAH A，BIRK A M．Experimental investigation of the effects of nozzle length on the performance of low mach number air-air ejector with entraining diffuser[C]//Proceedings of ASME Turbo Expo 2013：Turbine Technical Conference and Exposition．June 3-7，2013，San Antonio，Texas，USA．2013：GT2013-94069．

[11] 潘丞雄，張靖周，單勇．雙級(jí)波瓣引射混合器的引射性能[J]．航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2014，29(9)：2174-2180．

PAN C X，ZHANG J Z，SHAN Y．Pumping performance for double-stage lobe mixer/ejector[J]． Journal of Aerospace Power，2014，29(9)：2174-2180．

[12] 劉培啟，王海濤，武錦濤，等．引射器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)及驗(yàn)證[J]．大連理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2017，57(1)：29-36．

LIU P Q，WANG H T，WU J T，et al．Optimum design and verification of ejector’s main structural parameters [J]．Journal of Dalian University of Technology，2017，57(1)：29-36．

[13] 葉宇?。鄙龣C(jī)排氣引射器配合角度對(duì)引射性能的影響[J]．中國科技信息，2020(6)：24-27．

YE Y C．Influence of matching angle of helicopter exhaust ejector on ejector performance[J]．China Science and Technology Information，2020(6)：24-27．

[14] 趙芳，任澤斌，王海鋒，等．高溫燃?xì)庖湎到y(tǒng)對(duì)接試驗(yàn)驗(yàn)證[J]．實(shí)驗(yàn)流體力學(xué)，2020，34(3)：111-116．

ZHAO F，REN Z B，WANG H F，et al．Docking test verification of high temperature gas ejector system [J]．Journal of Experiments in Fluid Mechanics，2020，34(3)：111-116．

[15] 楊文軍，袁惠群，趙天宇．基于Kriging模型的數(shù)據(jù)擬合及多場(chǎng)耦合動(dòng)力學(xué)特性分析[J]．東北大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2016，37(6)：834-838．

YANG W J，YUAN H Q，ZHAO T Y．Multi-field coupling dynamic characteristics and data fitting based on Kriging model[J]．Journal of Northeastern University (Natural Science)，2016，37(6)：834-838．

[16] WU K，JIN Y，KIM H D．Hysteretic behaviors in counter-flow thrust vector control[J]．Journal of Aerospace Engineering，2019，32(4)：04019041．

[17] IM J H，SONG S J．Mixing and entrainment characteristics in circular short ejectors[J]．Journal of Fluids Engineering，2015，137(5)：051103．

Analysis of Internal Flow Characteristics of Gas Turbine Ejector Mixer with Valve Plate

WEI Kai1,2, LUO Zhong1,2,3*, SUN Yonghang1,2, WANG Yu1,2

(1. School of Mechanical Engineering & Automation, Northeastern University, Shenyang 110819, Liaoning Province, China; 2. Foshan Graduate School of Northeastern University, Foshan 528312, Guangdong Province, China; 3. Key Laboratory of Vibration and Control of Aero-Propulsion System (Ministry of Education), Northeastern University, Shenyang 110819, Liaoning Province, China)

The ejector mixer plays a decisive role in the cooling and noise reduction of gas turbine. Compared with the traditional ejector mixer, the ejector mixer with valve plate structure has better performance. In order to fully explore its internal flow characteristics and provide a basis for optimal design, the computational fluid dynamics (CFD) numerical simulation was used to study the ejector configuration with or without valve plate. The ejector performance parameters such as ejector ratio, average outlet temperature, maximum temperature and average outlet velocity were compared and analyzed. The ejector performance with different valve openings was analyzed for the ejector mixer with valve plates. The results show that the mixing performance of the ejector mixer with valve plate structure is significantly improved. The ejection performance is the best when the valve opening is 45°.

gas turbine; ejector mixer; ejection performance; valve plate opening

2021-02-07。

10.12096/j.2096-4528.pgt.21019

TK 47

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(11872148, U1908217)；廣東省基礎(chǔ)與應(yīng)用基礎(chǔ)研究基金聯(lián)合基金項(xiàng)目(2020B1515120015)。

Project Supported by National Natural Science Foundation of China (11872148, U1908217); Joint Foundation of Basic and Applied Basic Research of Guangdong Province (2020B1515120015).

(責(zé)任編輯 尚彩娟)