郭弈 李松松

無(wú)人直升機(jī)動(dòng)力艙通風(fēng)冷卻系統(tǒng)通常采用排氣引射器作為動(dòng)力源，將周圍環(huán)境冷空氣抽吸到動(dòng)力艙內(nèi)以帶走發(fā)動(dòng)機(jī)、附件等散發(fā)的熱量。在無(wú)人直升機(jī)排氣系統(tǒng)設(shè)計(jì)中，混合間隙是影響排氣引射性能的重要因素，排氣引射器引射流體主要依靠自由混合層發(fā)展所引起流動(dòng)的卷吸作用，而混合間隙是直接控制自由混合層發(fā)展的尺度，因此混合間隙對(duì)排氣系統(tǒng)設(shè)計(jì)至關(guān)重要。某些型號(hào)無(wú)人直升機(jī)的排氣系統(tǒng)，受到發(fā)動(dòng)機(jī)排氣管形狀及安裝位置限制等因素，主噴管和排氣管間隙并不一定為均勻間隙。本文針對(duì)無(wú)人直升機(jī)混合管局部混合間隙變化而引起的超溫問(wèn)題，通過(guò)計(jì)算分析，研究在不同的局部混合間隙下，流體自由混合層在混合管出口壁面的附著情況，得到局部混合間隙對(duì)無(wú)人直升機(jī)排氣引射性能的影響規(guī)律，設(shè)計(jì)出排氣系統(tǒng)最佳局部混合間隙，保證動(dòng)力艙通風(fēng)冷卻的效果。

計(jì)算模型和方法

本文針對(duì)無(wú)人直升機(jī)的混合管局部混合間隙，對(duì)混合管、發(fā)動(dòng)機(jī)、動(dòng)力艙及全機(jī)身進(jìn)行一體化建模，如圖1所示。模型坐標(biāo)系與無(wú)人直升機(jī)坐標(biāo)系一致，航向?yàn)樨?fù)X方向。計(jì)算時(shí)不考慮外界氣流的影響，外流場(chǎng)計(jì)算域以無(wú)人直升機(jī)動(dòng)力艙為中心進(jìn)行建模，外流場(chǎng)計(jì)算域尺寸為15m×10m×17m。

動(dòng)力艙內(nèi)部發(fā)動(dòng)機(jī)建模時(shí)需進(jìn)行簡(jiǎn)化，主要考慮發(fā)動(dòng)機(jī)本體及其附件，忽略管路、電纜等對(duì)動(dòng)力艙通風(fēng)冷卻的影響，并認(rèn)為動(dòng)力艙壁面不存在縫隙。排氣管及混合管結(jié)構(gòu)如圖2所示，排氣管構(gòu)型不變，改變混合管底部的結(jié)構(gòu)，進(jìn)而改變混合管局部混合間隙。

在計(jì)算過(guò)程中，考慮到動(dòng)力艙的復(fù)雜型面結(jié)構(gòu)，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，并在發(fā)動(dòng)機(jī)排氣管出口、進(jìn)氣格柵入口局部加密。無(wú)人直升機(jī)處于懸停狀態(tài)，排氣管進(jìn)口采用質(zhì)量流量進(jìn)口邊界條件，流量為2.021kg/s，溫度為970K；外流場(chǎng)區(qū)域設(shè)為壓力出口邊界條件，溫度為環(huán)境溫度323K，壓力為101325Pa。計(jì)算中采用Standard k-ε湍流模型；動(dòng)量控制方程采用一階迎風(fēng)格式、能量控制方程采用二階迎風(fēng)格式，壓力和速度耦合采用SIMPLEC算法。在三位直角坐標(biāo)系中，其通用形式如下：

計(jì)算方案

為研究局部混合間隙對(duì)無(wú)人直升機(jī)排氣引射性能的影響規(guī)律，本文通過(guò)改變混合管的局部混合間隙，如圖3所示。開(kāi)展了一系列數(shù)值計(jì)算，表1給出了不同局部混合間隙的計(jì)算方案。

計(jì)算結(jié)果與分析

各方案動(dòng)力艙內(nèi)流線分布圖如圖4所示。從進(jìn)氣格柵進(jìn)入動(dòng)力艙的氣流分為3股：第一股氣流從格柵中部進(jìn)入動(dòng)力艙后，順著格柵傾斜的方向到動(dòng)力艙平臺(tái)，而后沿著發(fā)動(dòng)機(jī)表面環(huán)繞向前流動(dòng)，最后通過(guò)混合管流出動(dòng)力艙；第二股氣流從格柵左邊緣進(jìn)入動(dòng)力艙后，達(dá)到動(dòng)力平臺(tái)后，向后流動(dòng)，隨后流到進(jìn)氣道頂部后，與第一股氣流匯聚，環(huán)繞發(fā)動(dòng)機(jī)表面向前流動(dòng)；第三股氣流從進(jìn)氣格柵右邊緣流入動(dòng)力艙，到達(dá)動(dòng)力平臺(tái)后，向前流動(dòng)，之后從后墻折返由混合管流出動(dòng)力艙。

各方案動(dòng)力艙內(nèi)溫度分布圖如圖5所示?；旌瞎芫植炕旌祥g隙變化，會(huì)影響動(dòng)力艙內(nèi)發(fā)動(dòng)機(jī)各附件表面最高溫度，如表2所示。表2中方案1和方案3的N2轉(zhuǎn)速傳感器處于超溫狀態(tài)，方案2的通風(fēng)冷卻效果最優(yōu)。

引射比與混合管局部混合間隙之間的變化關(guān)系如圖6所示。從圖中可知，在確定的發(fā)動(dòng)機(jī)排氣管構(gòu)型下，引射比隨混合管局部混合間隙的增大而先增大后減小，結(jié)合表2中各方案的通風(fēng)冷卻效果，方案2的引射比最佳。

結(jié)論

本文針對(duì)無(wú)人直升機(jī)的混合管局部混合間隙進(jìn)行了混合管、發(fā)動(dòng)機(jī)、動(dòng)力艙及全機(jī)身的一體化建模及仿真計(jì)算，研究了無(wú)人直升機(jī)混合管局部混合間隙對(duì)排氣引射性能的影響，通過(guò)分析，可得到以下結(jié)論：

（1）在確定的發(fā)動(dòng)機(jī)排氣管構(gòu)型下，引射比隨混合管局部混合間隙的增大而先增大后減小。

（2）本文計(jì)算分析得到的規(guī)律，可為無(wú)人直升機(jī)混合管局部混合間隙的設(shè)計(jì)提供參考。