徑向進氣裝置內孔板流動規律研究

肖競雄，張品

(1. 南京航空航天大學 能源與動力學院，江蘇 南京 210016；2. 中國人民解放軍總參謀部第六十研究所，江蘇 南京 210016)

0 引言

隨著航空發動機的發展，現在已經不再一味地追求高性能，研究進氣畸變對發動機造成影響的重要性也越發凸顯出來[1]。在發動機進氣總壓畸變容限能力評定實驗中，關鍵措施之一是用特定形式的模擬器構造出符合飛行狀態要求的AIP界面畸變指數、低壓區范圍以及總壓畸變圖譜。只有準確獲取以上3個因素，才能正確建立畸變指數與穩定裕度之間的關系，定量估計發動機的剩余喘振裕度，實現對發動機穩定性的評定，所以模擬器對畸變構造的精度決定性地影響著發動機穩定性的評定結果[2-4]。

孔板是流體機械中一種常見的結構，可安裝于航空發動機試驗臺進氣裝置內，以模擬特定的畸變流場，其周圍產生的繞流與流道內其他流動特征相互作用，對流動結構及流動損失形成影響[5]。孔板繞流的特征類似于鈍體繞流，MUKHOPADHYAY A等[6]針對通道內鈍體繞流，通過數值流場可視化對該現象的細節進行了模擬，發現鈍體后渦脫落引起流場的周期性變化。M. R. Mankbadi等[7]通過數值模擬分析了外流情況下鈍體的分離流動，捕捉到方柱周圍湍流特征的各種復雜的流動現象，如高度不穩定的旋渦結構，近壁區回流和尾流湍流。流道的孔板繞流存在一定的流動損失。張海濤等[8]基于大渦模型分別從不同角度對大雷諾數下的方柱繞流問題進行數值模擬研究，分析了方柱繞流過程的流場情況及重要流體動力參數(包含阻力系數情況)。YANG S Q等[9]通過理論分析，對鈍體繞流阻力與尾跡區之間的關系作出了初步的理論探討。

為了更精確且高效地設計此類孔板，應獲取在進氣裝置內結構件影響下孔板繞流機理，本文采用數值模擬的方法研究了渦軸發動機徑向進氣裝置內孔板繞流的流動損失及對氣動參數的影響規律。

1 計算方法

本文所研究的計算模型為某渦軸發動機徑向進氣裝置，圖1所示為CFD計算模型與網格。外界氣流從周向環面進入，在流道內平滑過渡轉向90°變為軸向，進入發動機。流道的上下壁面靠支板連接支撐固定，原始造型為5塊周向均布間隔72°的支板，支板為對稱翼型造型，前后緣均為圓弧型以減小流動損失，進氣裝置進口唇口外徑D1=350mm，出口外徑D2=120mm，內徑D3=48mm，唇口通道高H=56mm。為保證進口氣流的均勻性，在唇口向外做了一定的延伸，延伸段長L=70mm。

圖1 計算模型與網格

采用商業軟件ANSYS ICEM劃分全局結構網格，總網格數120萬，計算模型為k-ε，對壁面網格進行加密，保證y+值滿足湍流模型要求。計算采用ANSYS CFX，以渦軸發動機地面試車的標況條件作為邊界條件，給定進口總溫T*=288.15K、總壓P*=101 325Pa，出口給定不同流量來調節徑向進氣裝置使得處于正常工作狀態，AIP界面Ma在0.5～0.65之間，工質為理想氣體，進氣裝置的壁面、孔板以及支板均為絕熱、無滑移壁面。

2 結果與分析

2.1 無進口弧形板進氣裝置內的流場分析

首先計算的為無進口弧形板進氣裝置。通過計算，圖2為AIP界面馬赫數Ma=0.53時的流場馬赫數分布圖，圖2(a)為子午面馬赫數分布，圖2(b)為流向沿程馬赫數分布。從圖2(a)可以看出，流體在流道開始轉彎后有一個內壁面指向外壁面的速度梯度。這是因為由于流道的彎曲，流線會發生彎曲，流體在向心力的作用下，內壁的壓力高于外壁的壓力，在壓差的驅動下從內壁到外壁形成一個加速過程，而支板的存在對這個過程形成阻礙使得此加速效果受到削弱。圖2(b)中，支板表面為曲壁，在流體通過時靠近壁面處由于黏性影響動能損失較大，可發現支板后出現一個速度虧損，在沿程分布上就可以發現在支板后有一個尾跡區，隨著流動的發展，該尾跡區和主流融合消失。

圖2 徑向進氣裝置Ma=0.53流場馬赫數分布

2.2 孔板周向尺寸的變化對流動影響的分析

為了研究孔板周向尺寸對于徑向進氣裝置流場的影響規律，在計算中加入了圓弧形板，板的位置緊貼進氣裝置唇口，離支板前緣的徑向距離為45mm。計算了3種尺寸弧形板的方案，分別對應了板的周向角度為60°、120°、180°，造型如圖3所示。

圖3 周向角度不同弧形板的造型

表1為不同尺寸板的AIP界面流場參數。從表1中能看出在保證流量一致的前提下，加入弧形板后對于流場的影響還是很明顯的，AIP界面馬赫數Ma隨著板弧度的增大而增大，最多比原型增加了25%，總壓恢復系數σ隨著板弧度的增大而減小，最多比原型降低了4%，畸變指數DC60隨著板弧度的增大而增加，最多比原型減小了2 900%。

表1 不同尺寸板對應AIP界面流場參數

圖4所示為無擋板的初始造型方案和3種不同周向角度弧形板方案下的流線分布與AIP界面總壓恢復系數σ分布。可以看出，在無板阻擋時，流體自唇口均勻進氣，來流與支板的攻角為0°，附面層分離小，在AIP界面時尾跡區已經幾乎和主流完全摻混，僅在外壁面與支板相對應的近壁區還能觀察到細微總壓損失。采用方案1后，流體受到弧形板的阻擋被迫從板的兩側繞流。板的左邊沿距離支板較近，在支板和弧形板之間形成了一個通道，相當于流通面積突縮。孔板后靜壓較低，在壓力梯度的作用下大量流體被加速吸入此通道內并與周圍流體劇烈摻混，同時由于板和支板的阻擋作用迫使流體轉彎，此處支板右側與來流攻角增大。支板右表面發生嚴重附面層分離，流動中出現了旋渦，流動阻力增大。所以能明顯看出此處支板的尾跡區對AIP界面的總壓損失影響增大，而且主要集中在支板的右側。采用方案2后，支板的弧形板的左邊沿與支板相對位置不變，右邊沿逆時針延伸60°。此時由于弧形板范圍擴大，板后的靜壓更小，與邊沿處的壓力梯度更大，抽吸效應更加明顯，能看到弧形板左右兩邊沿的繞流流體被吸入到板后，左邊沿與支板形成的流道比右邊沿與支板形成的流道更窄，因此，氣流被加速得更快。在兩支板之間，被吸入形成的二次流與主流劇烈摻混，形成大量混亂的旋渦，加劇了流動損失，同時，在兩個支板的共同作用下，低壓區一分為二，變成了一大一小兩個，范圍較小的低壓區的總壓恢復系數最低值更低。采用方案3后，支板弧形板的左邊沿與支板相對位置仍然不變，右邊沿逆時針再延伸60°。在弧形板范圍內包含了3塊支板，3塊支板兩兩之間仍然是強摻混區，低壓區的大小進一步擴大，總壓恢復系數最小值進一步降低，并且低壓區的周向位置向著弧形板中心區域靠攏，此時也相當于進口面積縮小了一半，流體在通道內被加速得更快，因此支板尾跡區的范圍和損失也增加了，在圖中AIP界面能看到剩下兩塊沒有包容在弧形板內支板的明顯的總壓損失尾跡增大。

圖4 周向度數不同弧形板流線與AIP界面總壓恢復系數分布

2.3 弧形板堵塞率改變對流動影響的分析

本小節主要研究在弧形板上開孔的孔大小對于流場的影響，在180°弧形板上均勻排布5個等直徑的孔，孔心之間間隔30°，定義堵塞率Pb為進口孔板面積和進口面積的比。

計算4種模型對應堵塞率，分別是Pb=49%、47%、45%、42%。造型方案如圖5所示。

圖5 不同堵塞率孔板造型

表2為不同堵塞度板的AIP界面流場參數，在弧形板上打孔以后對于AIP界面馬赫數Ma、總壓恢復系數σ、畸變指數DC60都有影響， 其中，堵塞率從49%下降到42%，AIP界面馬赫數Ma隨著堵塞率的降低而減小，最多減小14%；總壓恢復系數隨著堵塞率減小而增加，最多增加2%；畸變指數隨著堵塞率減小而增加，最多增大63%。

表2 不同堵塞度板對應AIP界面流場參數

圖6所示為4種不同孔徑方案下的流線分布與AIP界面總壓恢復系數σ分布。可以看出，方案4時的孔徑較小，通流能力有限，圖上能看到只有少量流線通過5孔，對弧形板后的低速強摻混區的幾乎無影響，AIP界面總壓恢復系數分布也和方案3的類似。在方案5時，孔徑相對于方案4擴大1倍，孔通流面積相當于放大了4倍，在弧形板內外兩側大靜壓差下，流體經過孔時被劇烈加速，每個孔都指向圓心，經過孔流入的高能流體與主流方向一致，相當于5股高速射流進入，直接帶動弧形板右邊沿所對應支板右側的大攻角流體往主流方向偏轉，減小攻角，減小了支板右側的流動分離強度，同時沖擊、帶動弧形板后的雜亂無章的流體。從圖6中可看出經過弧形板邊沿流入被貼著板壁面流動的流體受到孔流體的沖擊已減少很多，且減小了板后流體的旋渦強度。AIP界面的兩個低壓區融為一體，總壓恢復系數最低值上升，低壓區壓力梯度減小。方案6、方案7孔通流面積繼續增大，通流能力進一步增強，從弧形板邊沿進入的繞流流體已不能貼著板壁面流動，直接被孔內大量流體吹除并匯入主流。支板上的氣流攻角繼續減小，流動分離減弱，板后二次流幾乎消失，板后回流、旋渦區明顯減少，流動流場損失減少，在AIP界面的低壓區內壓力梯度進一步減小，流場不均勻度得到明顯改善。

圖6 不同堵塞率孔板流線與AIP界面總壓恢復系數分布

2.4 弧形板孔數的改變對流動影響的分析

本節主要研究了弧形板上不同孔數對于流場的影響。使用180°弧形板來開孔，分別為3孔、5孔、7孔、9孔，孔均勻排布在弧形板上，大小相等，保證所有計算堵塞率一致,Pb=40%。因此孔數越多，相對應的孔直徑越小，造型方案如圖7所示。

圖7 不同開孔數孔板造型

表3為不同孔數板的AIP界面流場參數，能看出在堵塞率一致的前提下，孔數對于AIP界面馬赫數和總壓恢復系數影響都很小，都在千分之一量級，幾乎可忽略不計，孔數主要影響的還是畸變指數DC60，隨著孔數的增加畸變指數DC60增大，孔數從3增加到9，畸變指數最多降低27%。

表3 不同孔數板對應AIP界面流場參數

圖8所示為4種不同孔徑下的流線分布與AIP界面總壓恢復系數σ分布。被弧形板包圍的3塊支板從下至上分別是支板1、支板2、支板3，可以看出，3孔時孔徑最大，大量高能流體從這3孔涌入，兩側弧形板邊沿進入的繞流流體受到兩側孔流體的沖擊快速偏轉匯入主流。由于中間孔與支板2沒有完全對齊，有一定角度的偏轉，中間孔流體進入被支板2分為一大一小兩股，大部分流體都被分流到了支板2和支板3之間。因此在支板2和支板3之間的流體摻混比支板1和支板2之間的更加劇烈，產生了更多的流動損失，反映到AIP界面上，便能觀察支板1和支板2之間的平均總壓恢復系數更高。5孔時，中間孔的流體幾乎都被分流到了支板2的右邊，就變成了支板2和支板3之間有3股射流混合，支板1和支板2之間有2股射流混合，3股射流摻混損失更大，因此在AIP界面上就反映出支板1和支板2之間的平均總壓恢復系數更高。而到了7孔和9孔時，雖然中間孔的射流還是基本流向了支板2的右邊，但是由于孔數的增加，孔不斷往弧形板兩邊沿移動，7孔時支板3所對應的孔已經超過了支板，而且9孔時已經徹底超出支板3，所以在這時支板之間的射流摻混幾乎一樣多。7孔時兩邊各有3股射流混合，9孔時兩邊各有4股射流混合，所以低壓區變得更加均勻，同時也能看出孔數越多，射流越多，在弧形板后也能越快完成氣流的摻混。畸變指數降低的原因在于孔數增加，但AIP界面的平均總壓基本不變，但60°低壓區的平均總壓在更多孔數時混合得更均勻，平均總壓更低，因此DC60值降低。

圖8 不同開孔數孔板流線與AIP界面總壓恢復系數分布

3 結語

本文采用數值計算方法研究了徑向進氣裝置內孔板流動規律，分析了孔板不同開孔數、不同堵塞率的流動規律，通過研究發現：

1) 在不帶孔板時徑向進氣裝置的主要流動損失來源為對稱翼型支板后的尾跡區與主流的摻混以及流道彎曲產生的旋渦。

2) 在加入弧形孔板以后，在板上無孔時，弧形板的周向角度大小對于流場的影響非常明顯，周向畸變指數DC60隨著弧形板角度的增大而減小，總壓恢復系數σ減小；在孔板上孔數不變時，隨著堵塞率Pb的減小，總壓恢復系數σ和畸變指數DC60會上升，AIP界面馬赫數會下降。

3) 在孔板上堵塞率Pb不變而孔數改變時，隨著孔數的增加，AIP界面馬赫數Ma和總壓恢復系數σ都幾乎不受影響，而畸變指數DC60減小，可見影響總壓恢復系數σ的主要參數是流道的堵塞率Pb。