拐角擴張比與導流片安裝角對BHAW 風洞流場品質影響的數值研究

劉沛清，陳 閱，張 瑾，屈秋林

(1.北京航空航天大學 航空氣動聲學工業和信息化部重點實驗室，北京 100191；2.北京航空航天大學 航空科學與工程學院，北京 100191；3.北京航空航天大學 中法工程師學院/國際通用工程學院，北京 100191)

0 引言

氣動聲學風洞是試驗研究氣動噪聲機理及應用問題的關鍵設備[1-2]，北京航空航天大學（以下簡稱北航）建設的部件級研究型風洞（low-turbulent and aeroacoustic wind tunnel of Beihang Universiy,簡稱BHAW 風洞）是一座全聲襯、大型低速-低湍流度-低噪聲氣動聲學風洞[3-5]，試驗段為開閉口兩用。其中，閉口試驗段在設計風速100 m/s 下的試驗段湍流度為0.05%，開口試驗段在設計風速80 m/s下的遠場噪聲總聲壓級不大于75 dBA。BHAW 風洞遵循低噪聲風洞設計理念，為了盡可能降低風扇段入口速度且不引起流場畸變，風洞第一拐角采用了擴張型拐角，其他拐角采用等截面拐角。在回流式風洞中，風洞拐角段是改變氣流方向的關鍵部件，常見的有：等截面拐角、收縮拐角、擴張拐角等[6-12]。1932 年Krober[6]首次提出了擴展型拐角概念，目的是減小大型風洞回路擴散段的占用空間。2004 年Lindgren 等[13]對四個拐角段擴張比均為1.3 的KTH風洞進行流場評估，首次提出風扇前的擴張型拐角能增大風扇半徑、減小風扇轉速或槳尖速度，從而能降低風扇的氣動噪聲。2017年Reinke[14]通過改變3.8 m × 5 m 風洞拐角入口截面尺寸從而改變擴張比，實現了擴張比為1 和2.3 的拐角段的試驗測量，發現在2.3 擴張比下，導流片之間的擴張角增大，可能會使導流片之間流動發生分離，導致導流片尾跡區不均性明顯增大。

相對于等截面拐角段，經過擴張型拐角段、繞過拐角導流片的氣流不僅要克服轉彎需要的離心慣性力，而且要克服因拐角截面擴展引起的逆壓梯度。在設計中，如果拐角擴張比過小，起不到擴展作用；如果拐角擴張比過大，逆壓梯度過大，繞過導流片的流場邊界層增厚，使得壓力損失增大，流場容易產生分離，流場不均勻性增強[15]。1991 年Sahlin 等利用改進的方法設計出了SA070.61 翼型等截面拐角導流片，導流片的相對厚度為7%，間距弦長比為61%，進氣角為15°，在弦長雷諾數為4 × 104時，該導流片阻力損失僅為0.09[16]。由此證實導流片是提高速度分布均勻度，改善風洞拐角段流場品質的關鍵整流部件。因此，合理優化設計風洞拐角段擴張比、導流片外形和布局，對低湍流度-低噪聲風洞尤為重要。

在回流風洞設計之初，大量學者在對導流片的研究中發現，導流片安裝角對拐角流場均勻性有重要影響[17]，并開展了單一擴張比下的拐角段條件下的導流片安裝角優化研究。2001 年張震宇等[18]采用正交設計的原則，對兩種外形的導流片的安裝角和安裝稠度進行了優化計算和試驗測量。2010 年周剛等[19]采用k-ωRNG 湍流模型，計算證明了兩種非等間距導流片在-4°和+4°攻角的情況下對流場影響較小。胡彭俊等[20]和王毅剛等[21]對風洞等截面拐角導流片的數量和安裝角進行優化，確定了導流片的最佳安裝角。

拐角擴張比的變化會改變拐角段流場結構[16]，導致拐角導流片的最佳安裝角也會隨著擴張比的改變而改變。目前針對這方面的研究不多，對其變化規律的認知不夠，因此，針對不同擴張比的拐角段，研究導流片安裝角對流場的影響十分必要。

本文基于BHAW 風洞，數值研究了拐角段不同擴張比條件下的不同導流片安裝角對拐角段流場品質的影響，并給出了拐角段擴張比與導流片安裝角的最佳搭配，以滿足風洞整體流場品質的設計需求。

1 數值方法

1.1 數值計算原理

湍流模型根據微分方程的個數分為零、一和兩方程模式，不同模式的適用范圍不同[22]。其中兩方程模式中的k-ωSST 模型對于強逆壓梯度下的流動求解更有優勢。本文研究的擴張拐角流動本質上是逆壓梯度彎曲管道內部的流動，因此數值計算采用k-ωSST 湍流模型。k-ωSST 湍流模型是Menter[23]對標準k-ω模型進行修正后得到的，這個模型提出了一種分區的思想（在近壁面使用k-ω模型，在遠離壁面的區域使用k-ε模型），克服了標準k-ω模型對來流參數較為敏感的缺點。k-ωSST 湍流模型可以表達為[23]：

式中：σk、σω分別代表k、ω的湍流普朗特數；μ表示動力黏度。用 ?代表式（1）和式（2）中的任何一個常數（σk,σω,β,β*,γ ），則 ?可以通過式（3）計算獲得：

渦黏性系數為：

式中：α1=0.31；渦量絕對值 Ω=|?U/?y|。

函數F2定義為：

1.2 計算模型

以BHAW 風洞第一拐角段為例，拐角段擴張比定義為拐角段出口截面積與入口截面積的比值。對于等高度的擴張拐角段，擴張比E的計算公式為[10]：

式中：Win為拐角段入口寬度；Wout為拐角段出口寬度。

圖1 為北航4 m × 3 m 航空氣動聲學風洞第一拐角段計算模型示意圖和拐角示意圖（全模）。計算模型在高度方向取風洞高度的1/2，第一拐角入流段接第一擴散段，出口段接長度為24.800 m 的等截面管道。

由于第一拐角段位于第一擴散段下游，為了使各擴張比拐角段的入口氣流狀態保持一致，本文通過改變拐角段出口寬度Wout來改變擴張比（見表1）。同時，通過采用不同數量的導流片來改善導流片間距和流場結構。設計取導流片弦長c=1 912 mm，導流片間距為d=560 mm，即兩個導流片安裝基點距離。導流片分布稠度（即弦長間距比）σ=c/d=3.57[10，18]。

表1 數值計算選取的擴張比Table 1 Expansion ratios adopted in numerical simulations

選取42°～51°十個不同導流片安裝角，數值研究導流片安裝角對流場的影響。定義導流片弦長方向與拐角入口的管道軸線方向之間的夾角為導流片安裝角η，如圖2 所示。調整導流片安裝角的基點位置，取在導流片中弧線中點。本文采用ICEM 軟件對拐角段進行六面體結構網格劃分，導流片周向采用O 型網格。圖3 為拐角段整體網格與局部網格示意圖，圖中數字表示特定方向網格節點個數。總體網格數量為1 600 萬，取管道的水平對稱面為計算時的對稱面。

1.3 數值驗證

采用商用軟件Fluent 進行數值計算，計算條件設置見表2。

表2 計算條件設置Table 2 Simulation condition settings

為驗證計算方法的準確性，選取文獻[16]中的拐角導流片試驗模型進行驗證。驗證模型和計算網格如圖4 所示。

圖4 驗證模型示意圖Fig.4 Sketch of the validation model

分別驗證了拐角出口截面總壓系數分布、圖4 中3 號導流片表面壓力系數分布以及拐角總壓損失系數，驗證結果如圖5、圖6 和表3 所示。表面壓力系數分布基本吻合，總壓損失系數相對誤差為7.1%。

表3 總壓損失系數結果驗證Table 3 Verification of total pressure loss coefficient

圖5 拐角出口截面總壓系數分布圖Fig.5 Distribution of the total pressure coefficient at the corner outlet

圖6 導流片表面壓力系數分布圖Fig.6 Pressure coefficient distribution on the guide vane surface

為排除網格數量對計算結果的影響，對網格進行無關性驗證，分別采用1 000 萬、1 600 萬和2 200 萬網格量進行了數值計算。對比監測面中心線的合速度U和水平速度偏角αi分布（如圖7 所示），發現1 600 萬網格量已經可以滿足計算精度要求。因此本文后續計算采用1 600 萬網格進行。

圖7 監測面中心線上的氣動分布Fig.7 Aerodynamic distribution on the centerline of the monitoring surface

2 拐角流場特性計算結果分析

2.1 拐角擴張比和導流片安裝角對管道流場影響

本節詳細分析了拐角擴張比和導流片安裝角對拐角管道流場的影響，其中拐角段入口和出口平面的位置如圖1 所示。

2.1.1 相同拐角擴張比下導流片安裝角對流場的影響

數值研究了擴張比為1.17 的拐角段在不同導流片安裝角下的拐角水平對稱面速度云圖（見圖8）和拐角出/入口中心線速度分布（見圖9）。圖8 中黑色箭頭表示氣流方向，下圖為上圖紅色框中內容的局部放大圖。研究發現，隨著安裝角增大，拐角入口管道內側速度減小、外側速度增大。結合速度云圖發現：氣流有向管道外側偏轉的趨勢；拐角出口速度分布受到導流片安裝角的影響較大，拐角出口內側速度振幅絕對平均值明顯增大，出口外側氣流速度減小，氣流在拐角出口向管道內側偏轉；另一方面基于雙圓弧導流片的結構特點分析，導流片之間的通道形成擴張型通道，隨著導流片安裝角增大，擴張角逐漸減小，導流片通道之間的最窄處（頭部）的間距增大、尾部間距減小，進入通道的速度變小，而且從出口速度型分布可以明顯看出，主流區域的速度波動振幅減小、波動間距減小，流出導流片通道的速度（波峰）明顯增大。

圖9 拐角擴張比為1.17 的拐角速度分布Fig.9 Corner velocity distribution with a corner expansion ratio of 1.17

圖10 為拐角擴張比為1.17 時導流片在42°和51°安裝角下的壓力系數分布。基于上述導流片結構分析，小安裝角下導流片之間的通道最窄處間距較小，所以可以看到42°安裝角下導流片之間的負壓區域大于51°安裝角的負壓區域。

圖10 擴張比1.17 拐角的對稱面壓力系數云圖Fig.10 Pressure coefficient contours in symmetry planes with a corner expansion ratio of 1.17

從流場結果可以看出，隨著安裝角增大，導流片通道的擴張角減小，通道間的速度和壓強分布更均勻，氣流通過導流片時更平順。但是另一方面，過大的導流片安裝角會使得氣流通過拐角后向管道內側偏轉、出口管道速度均勻性下降，所以合理地設計導流片的安裝角變得十分重要。

2.1.2 相同導流片安裝角下拐角擴張比對流場的影響

數值研究了導流片安裝角為45°時、不同拐角擴張比下拐角對稱面速度云圖（圖11）和拐角出/入口中心線速度分布（圖12）。可以看出，當安裝角相同時，隨著擴張比的增大，由于出口截面面積增大，出口主流區域速度振幅絕對平均值減小，但速度波動幅值增大，速度均勻性下降。

圖12 安裝角為45°對稱面入口截面和出口截面的速度分布Fig.12 Velocity distributions in symmetric planes at different expansion ratios when the installation angle of guide vanes is 45°

2.2 不同擴張比和不同來流速度下導流片安裝角對總壓損失的影響

風洞拐角段是改變氣流方向、減小流動分離、降低能量損失、提高風洞運行效率的重要部件。壓力損失性能是拐角流場評估的重要指標之一。因此，通過總壓損失、摩擦損失和局部損失，詳細分析不同擴張比下、導流片安裝角對拐角段流場特性的影響。

拐角段總壓損失系數K和總壓恢復系數 ξ的定義分別為：

式中：P0,in為 拐角入口截面總壓；P0,out為拐角出口截面總壓；vin為拐角入口截面的平均速度。

2.2.1 相同擴張比下，各安裝角下不同來流速度的影響

圖13 給出了風洞設計擴張度E=1.167 4 時，拐角導流片在不同來流風速v條件下的流場特性。可見，在不同安裝角下，拐角段的總壓損失系數變化趨勢一致，均為隨著來流速度的增加而減小。下文固定來流速度為4 m × 3 m 氣動聲學風洞的設計開口段風速80 m/s，進一步展開分析。

圖13 總壓損失系數隨速度的變化曲線Fig.13 Variations of total pressure loss coefficients with inflow velocity

2.2.2 相同來流速度下，各安裝角在不同擴張比下的影響

圖14 為不同擴張比下、拐角段總壓損失系數和總壓恢復系數隨導流片安裝角變化的曲線。從圖中可以看到，在不同拐角擴張比下，隨著安裝角增大，拐角段總壓損失系數均呈現先減小后增大的趨勢。當安裝角小于47°時，拐角擴張比越大，對應的總壓損失系數越大，這是因為隨著擴張比增大，拐角出口主流區域速度均值減小，氣流在更大的逆壓梯度中流動，邊界層增厚，壓力損失增大。

圖14 不同擴張角和不同安裝角下總壓分布Fig.14 Total pressure under different expansion ratios and installation angles

當安裝角小于 47°，擴張比為 1 和 1.05 拐角總壓損失系數小于 0.2。當安裝角大于 47°，擴張比為 1 和1.05 的拐角總壓損失系數隨著安裝角增大而迅速增大，說明此時的流動狀態發生了顯著的變化。以擴張比為1 的工況為例進行分析。圖15 為擴張比為1 的拐角水平截面上的速度分布云圖。從圖中可以看到：48°安裝角時，拐角段出口氣流向內側偏斜，下游管道外側低速區域加大；50°安裝角時，拐角出口管道外側上壁面倒圓角的位置出現分離，從而造成大的壓力損失。對于擴張比為 1.1 的拐角，各導流片安裝角下總壓損失在 0.19～0.3 之間；對于擴張比為1.15、1.17（BHAW 風洞第一拐角擴張比）、1.2 的拐角，各導流片安裝角下總壓損失在 0.22～0.35之間；對于擴張比為 1.25、1.3 的拐角，42°小安裝角下，總壓損失在0.4～0.47 之間，其他安裝角下，總壓損失在 0.3～0.4之間。

圖15 擴張比為1 的水平截面的速度云圖Fig.15 Velocity contours in a horizontal plane with an expansion ratio of 1.0

2.3 摩擦損失與局部損失影響規律

拐角段的總壓損失可以分為摩擦損失和局部損失[25]，定義如式（10）。其中，摩擦損失指流體克服壁面摩擦阻力和流層之間的內摩擦阻力做功引起的機械能損失；局部損失指的是流體繞過管壁發生突變的區域使流動發生分離，引起的內摩擦阻力做功而損失的機械能[26]。

式中：Kf為摩擦損失系數；Kp為 局部損失系數；d為管道直徑；ρ為流體密度；V為管道速度；L為管道長度；λ為無量綱系數，一般與流動雷諾數和管道相對粗糙度相關；ζ與流動區域的形狀和流動分離相關。

2.3.1 各導流片摩擦損失系數分析

氣流在流經拐角時，拐角內、外側流動存在一定的差異。導流片的摩擦損失系數Kf為每個導流片表面摩擦損失壓差與拐角入口動壓比值，可以反映出拐角段內部的流動特點。

圖16 給出了導流片編號示意圖。圖17 給出了不同擴張比下各拐角導流片的摩擦損失系數。從圖17中可以看出，除個別情況外（E=1，α=46、47、48°），其他情況下從拐角最外側導流片到最內側的導流片，導流片上的摩擦損失均先增加后減小。在流體密度、管道粗糙度和來流速度不變的情況下，摩擦損失的大小主要取決于速度的大小。結合圖8 速度云圖發現，氣流經過拐角導流后，在管道中間氣流速度高、在兩側氣流速度低，所以位于主流速度區域的導流片摩擦損失大，并且沿拐角由外側向內側方向，摩擦損失總趨勢是先增大后減小。

圖16 導流片編號示意圖Fig.16 Index of guide vanes

圖17 不同擴張比下各拐角導流片上的摩擦損失系數Fig.17 Distributions of friction loss coefficients of corner guide vanes under different expansion ratios

結合速度云圖（圖8、圖11）和導流片摩擦損失曲線（圖17）發現，在各個計算工況下，拐角最內側導流片上的摩擦損失系數最小，且受擴張比的影響小，說明氣流在流經拐角段時，最內側速度最小。并且，當拐角擴張比相同時，隨著安裝角增大，最大摩擦系數對應的導流片逐漸向內側轉移，說明隨著安裝角增大，拐角主流區域向管道內側偏轉，這與之前的流場結果分析一致。

隨著拐角擴張比的增大，在相同安裝角下，各個導流片的摩擦損失隨之減小。這是由于當擴張比增大時，拐角出口截面面積增大，氣流流過拐角的速度降低，從而減小了摩擦損失。

各擴張比下，不同安裝角的摩擦損失曲線均在中間部分相交，這說明導流片安裝角的變化對中間部分導流片（即6～8 號導流片）摩擦損失系數影響較小，也就是導流片安裝角對中部導流片周圍的氣流速度影響較小。

以第6 片導流片為界，導流片摩擦損失隨安裝角的變化趨勢是截然相反的：靠近拐角外側，隨著安裝角增大，導流片摩擦損失增加；靠近拐角內側，隨安裝角增大，導流片摩擦損失減小。這是由于隨著安裝角增大，拐角段主流區域向內側偏轉，拐角內側流經導流片的氣流速度增大，外側流經導流片的氣流速度減小。

2.3.2 拐角整體摩擦損失和局部損失分析

為了進一步確定摩擦損失和局部損失對拐角段總壓損失的貢獻，繪制了摩擦損失和局部損失隨安裝角變化的曲線圖（圖18）。文章中整體摩擦損失系數為各個導流片以及拐角段壁面的摩擦損失之和與拐角入口動壓之比，局部損失系數為總壓損失系數與摩擦損失系數之差。

圖18 不同拐角擴張比和安裝角下損失系數Fig.18 Loss coefficients under different expansion ratios and installation angles

前文的研究中已經發現，在導流片數量一致的前提下，隨著擴張比的增加（例如擴張比為1、1.05 和1.1），由于出口截面面積增大，氣流流過拐角的速度降低，摩擦損失減小。結合圖18 中各導流片的摩擦損失系數發現，當擴張比相同時，隨著導流片安裝角增大，內側導流片摩擦損失系數增大，外側導流片摩擦損失系數減小。擴張比不同，增減量存在區別，從而導致摩擦損失系數隨安裝角變化呈現不同的變化規律。例如在小擴張比（1、1.05 和1.1）下，隨導流片安裝角增大，摩擦系數呈遞增趨勢，也就是內側導流片摩擦損失增量大于外側摩擦損失減小量。

圖18（b）給出了不同拐角擴張比下，局部損失隨導流片安裝角的變化曲線。可以看出，對于擴張比為1 和1.05 的拐角來說，當安裝角大于47°時，拐角出口下游段出現了嚴重的流動分離，所以拐角段的局部損失急劇增加。在通常情況下（即排除劇烈的流動分離），導流片安裝角相同時，擴張比越大，局部損失越大；擴張比相同時，隨著安裝角增大，壓差損失呈現先減小后增大的趨勢。

2.4 出口管道截面流場品質評估

由管道流場分析發現，拐角導流片安裝角的變化不僅僅影響壓力損失，也會影響出口管道流場品質。本節從拐角出口管道內氣流速度相對標準偏差以及氣流方向角兩方面來評估管道內部流場質量。

2.4.1 速度均勻性

采用速度相對標準偏差 σ[20]來評判管道截面上的速度均勻性[25]，

式中：vi為監測面上測點的速度值；為監測面上的速度平均值。

圖19 為監測位置和速度測點分布示意圖。其中監測面距離數值計算出口10 m，距離拐角出口14.8 m。

圖20 為不同擴張比下，監測面的速度相對標準偏差隨導流片安裝角的變化曲線。可以看到，對于擴張比為1 和1.05 的拐角，安裝角大于47°時，由于拐角出口管道下游流動產生分離，監測面上的速度分布均勻性隨安裝角增大而迅速變差。對于其他擴張比的拐角，隨著安裝角增大，監測面上的速度均勻性逐漸變差，但變化幅度較小。相同安裝角下，擴張比越大的拐角，其速度分布的均勻性越差。因此在設計擴張拐角時，應該慎重選取拐角的擴張比，以達到流場質量的要求。

2.4.2 出口管道氣流方向一致性評估

調整導流片安裝角的主要目的是使氣流流經拐角后，氣流速度方向平行于管道軸線方向。圖21為不同擴張比下，拐角監測面上的水平速度偏角絕對平均值隨 導流片安裝角的變化曲線。的計算公式為：

圖21 不同拐角擴張比和不同導流片安裝角下監測面的水平速度偏角絕對平均值Fig.21 Absolute mean of the velocity horizontal defelection angle in the monitoring plane under different corner expansion ratios and installation angles of guide vanes

式中：viy為平行于管道軸線（y軸）方向的速度分量；vix為垂直于管道軸線方向（x軸）的速度分量。x、y軸方向如圖19 所示。

從圖21中可見，擴張比為1 和1.05 的拐角，隨著安裝角增大，監測面速度水平偏角絕對平均值隨導流片安裝角的增加而線性增加。拐角擴張比大于1.1 之后，監測面的速度水平偏角絕對平均值隨導流片安裝角的增大而先減小后增大；且存在一個最小值，且拐角擴張比越大，最 小值對應的導流片安裝角 ηmin越大。這說明拐角擴張比越大，則調整氣流方向需要的導流片安裝角越大。

圖22 是擴張比為1.17 的拐角在監測面中心線的合速度U和速度水平偏角分布。可以看出，導流片安裝角偏小時，拐角出口管道內主流區域偏向外側，外側速度高，內側出現低速區，速度水平偏角αi的絕對值大；隨著安裝角的增加，拐角出口管道內主流區域逐漸偏向內側，外側出現低速區，且水平速度偏角的絕對值大；當安裝角達到最小值對應的導流片安裝角 ηmin時，拐角出口下游管道速度型最為均勻，速度方向與管道軸線方向平行。

圖22 擴張比為1.17 的拐角在監測面中心線氣動分布Fig.22 Distributions of the horizontal velocity and its deflection angles on the centerline of the monitoring plane with an expansion ratio of 1.17

2.5 驗證設計安裝角的風洞流場品質

總壓損失系數隨雷諾數變化而變化，雷諾數較小時，圓弧型導流片總損失系數約為0.2[27]。當拐角擴張比為1.17 時，安裝角在44°～48°下總壓損失在0.23～0.25 之間，但監測面的水平速度偏角絕對平均值隨安裝角從0.9°增大到3.4°；當拐角擴張比為1 時，安裝角在42°～45°下總壓損失在0.17～0.21 之間，監測面的水平速度偏角絕對平均值隨安裝角從0.5°增大到1.9°。對于BHAW 風洞，第一拐角擴張比為1.17，第二拐角擴張比為1，在優先考慮總壓損失較小的同時，增加氣流出口均勻性，因此設計安裝角為44°；氣流經過擴張比為1 的第三、第四拐角后流入試驗段，平直的氣流是第三、第四拐角的主要追求目標，所以，第三拐角導流片設計安裝角為43°，第四拐角導流片設計安裝角為42.5°。

全風洞總網格數量為7 800 萬，圖23 給出了網格示意圖，其中風扇段網格總數為1 300 萬。計算采用k-ωSST 湍流模型，風扇部分采用多運動參考系方法（multiple reference frame model,MRF），蜂窩器與阻尼網采用多孔介質邊界條件。

圖23 網格示意圖Fig.23 Computational mesh

圖24 給出了風扇段轉速為124 r/min 和248 r/min工況下，風洞（閉口試驗段）水平對稱面（z=0）速度云圖和流線圖。從圖中可以直觀地看出，氣流在整個風洞管道內是平順而穩定的，無分離區出現。并且，風扇在指定的轉速下，試驗段風速均達到設計目標（分別為40 m/s 和80 m/s）。

為了更加詳細地評估依據導流片安裝角研究結果設計的風洞試驗段流場，圖25 給出了風扇轉速為310 r/min（閉口試驗段最高風速）工況下，試驗段三個截面（1 號～3 號截面，分別距試驗段入口2.59 m、5.18 m、7.76 m）的動壓場系數 μi（下標i表示單個點）分布和速度水平偏角αi（下標i表示單個點）分布。其中動壓場系數 μ計算公式為：

式中：qi為 截面各點的動壓值；為截面中心區域平均動壓（70%高度和70%寬度）。

表4 給出了試驗段三個截面中心區域的最大、最小和平均動壓場系數以及速度水平偏角，其中平均數取加權平均。試驗段的三個截面中心區域動壓場系數最大值 |μi|max為0.20%，根據《低速風洞和高速風洞流場品質要求》[28]，該參數達到先進指標（先進指標為|μi|≤0.2%，合格指標為 |μi|≤0.5%）。各截面中心區域的速度水平偏角平均值=0.006 5°（滿 足≤0.2°），最大值 |αi|max=0.024 3°，也達到了先進指標（先進指標為 |αi|≤0.1°，合格指標為 |αi|≤0.5°）。數值計算結果證明，依據導流片安裝角研究結果設計的風洞，其流場品質可以達到風洞設計的先進指標。

表4 試驗段截面中心區域動壓場系數和速度水平偏角Table 4 Dynamic pressure coefficients and velocity horizontal deflection angles in the center part of the test section

3 結論

BHAW 風洞在第一拐角段布置擴張比為1.17 的擴張拐角，以降低第一等值段和第二拐角段入口速度，實現了降低風扇段進口速度、減小風扇氣動噪聲的目的，同時避免了將擴張拐角直接布置到風扇段入口而導致因風扇入口截面速度分布均勻性差、湍流度高而誘導的噪聲等問題。選取BHAW 風洞第一拐角段為計算模型，進行繞流數值模擬，討論了拐角擴張比和導流片安裝角對管道氣流的影響。研究得到以下結論：

1）對比多個不同拐角擴張比發現，總壓損失系數均隨安裝角增大而先減小后增大，存在極值點；極值點及其對應的導流片安裝角均與拐角擴張比呈正相關。

2）分析不同擴張比下拐角各導流片的摩擦損失，發現，由拐角外側向內側，摩擦損失總趨勢是先增大后減小；此外，各個擴張比下，不同安裝角的摩擦損失曲線均在中間部分相交，這說明導流片安裝角的變化對中間部分導流片（即6～8 號導流片）的流速影響較小；隨著拐角擴張比增大（導流片數量相同的情況下），各導流片摩擦損失均減小。

3）將總壓損失分解為摩擦損失和局部損失，發現，當安裝角相同時（導流片數量相同的情況下），擴張比越大，摩擦損失越小；在不同的擴張比下，摩擦損失隨著安裝角變化呈現不同的規律；局部損失系數隨導流片安裝角增大，呈現先減小后增大的變化規律。

4）評估拐角出口下游管道流場品質發現，拐角擴張比越大，拐角出口管道內氣流均勻性越差，導流片最佳導流效果對應的安裝角越大。

5）綜合考慮總壓損失系數和管道出口氣流偏角兩個主要設計因素，為BHWA 風洞四個拐角設計安裝角，并通過數值模擬全風洞（帶風扇系統）的流場，驗證了依據研究結果設計的BHAW 風洞的流場品質。結果表明，試驗段風速能夠達到氣動設計要求；試驗段的動壓場系數和速度水平偏角分布，均達到風洞設計先進指標。