徐 夏，常國強(qiáng)，牛延林

(南京模擬技術(shù)研究所，江蘇 南京 210018)

0 引言

近年來，國內(nèi)外軍民用無人機(jī)、高速靶機(jī)等小型飛行器技術(shù)研究和應(yīng)用得到迅速發(fā)展，受到航空產(chǎn)業(yè)普遍重視。作為其動(dòng)力裝置，小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)因其尺寸小、流量小和高能量密度等特點(diǎn)，在行業(yè)內(nèi)也得到了廣泛重視和大力發(fā)展。發(fā)動(dòng)機(jī)的工作穩(wěn)定性直接關(guān)系著裝機(jī)對象的技術(shù)指標(biāo)達(dá)成。而發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口流場畸變是影響發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定性的一個(gè)主導(dǎo)降穩(wěn)因子，當(dāng)進(jìn)口流場壓力發(fā)生畸變時(shí)，氣流流動(dòng)條件發(fā)生變化，引起氣流分離，降低壓氣機(jī)穩(wěn)定工作裕度、增壓比和效率，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工作范圍變小。李振西等[1-3]開展了進(jìn)氣道/發(fā)動(dòng)機(jī)相容性和評估方法的研究，表明發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道/發(fā)動(dòng)機(jī)相容性是評價(jià)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的關(guān)鍵內(nèi)容。因此，渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)研制過程中的進(jìn)口總壓畸變評定尤其重要。

國外學(xué)者早在20世紀(jì)80年代末就已開始研究。Bion J R[4]對進(jìn)氣道出口流場畸變問題進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)壓力不均勻度和總壓脈動(dòng)畸變的研究，對總壓脈動(dòng)畸變度選用脈動(dòng)強(qiáng)度或紊流度來衡量。Mace J等[5-7]進(jìn)行了基于試驗(yàn)的統(tǒng)計(jì)及預(yù)測方法、基于計(jì)算流體力學(xué)(CFD)的計(jì)算合成方法研究。隨著研究工作的不斷深入，國內(nèi)學(xué)者也開展了大量研究。李文蘭等[8]在發(fā)動(dòng)機(jī)地面試車臺(tái)上利用三種畸變模擬網(wǎng)模擬畸變，達(dá)到了較高精度；陸傳華等[9]針對某渦噴(渦扇)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了抗畸變流場模擬試驗(yàn)研究，給出了流場計(jì)算方法；桑增產(chǎn)等[10]針對雙轉(zhuǎn)子渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)研究了可移動(dòng)插板式畸變發(fā)生器對氣動(dòng)穩(wěn)定性的影響，試驗(yàn)確定了畸變系數(shù)；馬明明等[11]研究了擾流板對畸變的影響；趙運(yùn)生[12]以某渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)開展了全飛行包線范圍的氣動(dòng)穩(wěn)定性綜合評估；田寧等[13]論證了數(shù)值計(jì)算作為一種指導(dǎo)和驗(yàn)收手段在工程應(yīng)用中的重要作用；王勤等[14-16]總結(jié)了試驗(yàn)研究方法、畸變試驗(yàn)動(dòng)態(tài)流程數(shù)據(jù)的處理分析方法、不同插板位置對畸變影響。國內(nèi)外學(xué)者針對發(fā)動(dòng)機(jī)總壓畸變進(jìn)行了大量理論和試驗(yàn)研究，獲得了較為豐富的研究成果。但研究主要集中在大型發(fā)動(dòng)機(jī)，未考慮微小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣流量較小、結(jié)構(gòu)尺寸小等特點(diǎn)，能否同樣適用于微小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)的總壓畸變評估評價(jià)方法尚不明確。

本文基于某微小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)平臺(tái)，開展進(jìn)氣畸變壓力場測試，并將試驗(yàn)結(jié)果與同等工況的數(shù)值仿真結(jié)果進(jìn)行對照，評估了該微小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)畸變測量方法的結(jié)果準(zhǔn)確性，確定了測試方法的可行性。同時(shí)，通過數(shù)值仿真方法研究微小型發(fā)動(dòng)機(jī)尺寸效應(yīng)所帶來的二次畸變影響，為后續(xù)微小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)抗畸變能力測試分析提供理論參考。

1 試驗(yàn)方法簡介

1.1 試驗(yàn)裝置及試驗(yàn)方案

根據(jù)航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)要求，在一定進(jìn)氣總壓畸變的條件下發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)能滿足性能指標(biāo)要求和具備較高的工作穩(wěn)定性。為測量某微小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)抗畸變能力，設(shè)計(jì)如圖1所示的測量管段，以該微小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)為氣源，設(shè)置畸變發(fā)生器使來流產(chǎn)生總壓畸變。氣流經(jīng)喇叭口流入進(jìn)氣道，利用靜壓測量座測量進(jìn)氣流量，畸變發(fā)生器在氣流流經(jīng)時(shí)產(chǎn)生總壓畸變，氣流流過測量截面時(shí)采用總壓耙測出總壓圖譜，伴隨著一定總壓畸變的氣流最終流入發(fā)動(dòng)機(jī)。在測量管段畸變發(fā)生器安裝位置放置60°扇形畸變網(wǎng)和60°扇形擾流板(圖2)，兩扇形中心線均與圓形流道截面順時(shí)針方向135°線重合，分別用來產(chǎn)生不同程度的進(jìn)氣總壓畸變。總壓測量耙上測點(diǎn)采用等環(huán)面布置形式，測量截面Ι距離畸變網(wǎng)軸向距離L為1倍進(jìn)氣道內(nèi)徑D1。測量截面上均布8支測壓耙，呈“米”字型分布，如圖3所示，每只耙上穩(wěn)態(tài)總壓測點(diǎn)的相對徑向距離從小到大依次為0.316，0.548，0.707，0.831，0.949。

圖1 畸變測量管段示意圖

圖2 畸變發(fā)生器結(jié)構(gòu)形式示意圖

圖3 畸變測量界面總壓測點(diǎn)分布示意圖

本試驗(yàn)采用周向總壓畸變指數(shù)DC60來表征所產(chǎn)生的畸變值大小，畸變值DC60的計(jì)算公式如式(1)所示：

(1)

1.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

試驗(yàn)測量過程中，將畸變網(wǎng)安裝至測量管段，測得不同工況下進(jìn)氣總壓畸變值，以此來對發(fā)動(dòng)機(jī)抗畸變能力進(jìn)行初步標(biāo)定。在此基礎(chǔ)上，更換畸變發(fā)生器為60°扇形擾流板，大幅度增加其能產(chǎn)生的畸變值，進(jìn)一步探究該發(fā)動(dòng)機(jī)抗畸變能力的極限狀態(tài)。

圖4為不同馬赫數(shù)情況下，兩種畸變發(fā)生器所測得的DC60畸變值。由圖4可知，同等大小的畸變發(fā)生器，板面和網(wǎng)面在測量截面所造成的不均勻的總壓擾動(dòng)存在顯著差異，板面所產(chǎn)生的平均畸變大小約為網(wǎng)面的4～5倍。這主要是由于兩者表面所能產(chǎn)生的實(shí)際堵塞比存在差異，這就導(dǎo)致氣流通過板面和網(wǎng)面的方式不同，氣流只能繞流經(jīng)過擾流板，但能經(jīng)由網(wǎng)面表面的網(wǎng)孔穿過畸變網(wǎng)，繞流和穿過所產(chǎn)生的總壓擾動(dòng)幅度不同，進(jìn)而使得兩者產(chǎn)生的畸變不同。同時(shí)，隨著進(jìn)氣氣流馬赫數(shù)的增大，畸變值雖然存在小幅度波動(dòng)，但整體呈現(xiàn)逐漸下降趨勢。

圖4 試驗(yàn)畸變值隨Ma數(shù)的變化

試驗(yàn)測量時(shí)，由于畸變網(wǎng)所產(chǎn)生的進(jìn)氣畸變相對較小，其測量誤差相對放大。為了試驗(yàn)測量的準(zhǔn)確性，試驗(yàn)結(jié)果處理以擾流板所產(chǎn)生的畸變數(shù)據(jù)為主要分析對象。圖5表征的是畸變發(fā)生器為擾流板時(shí)，不同Ma數(shù)下測量截面總壓恢復(fù)系數(shù)等值線圖。由圖5可知，不同Ma數(shù)工況下，總壓恢復(fù)較弱的區(qū)域均位于60°～150°范圍內(nèi)，該范圍與60°扇形擾流板放置位置大致吻合，這一結(jié)果驗(yàn)證了試驗(yàn)測量準(zhǔn)確性的前提。但對照擾流板具體位置和圖中核心低壓等值線的位置，不難發(fā)現(xiàn)，兩者存在一定角度，這表明進(jìn)氣道測量管段中氣流旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，使得測量截面低壓區(qū)周向偏轉(zhuǎn)了一定角度，并且其偏轉(zhuǎn)方向與壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)方向一致。這是由于亞音速氣流受到壓氣機(jī)壓縮所產(chǎn)生的擾動(dòng)是可往上游傳播的，使得測量截面上氣流的壓力分布和流動(dòng)方向產(chǎn)生了周向的偏轉(zhuǎn)。對比不同Ma數(shù)下測量截面的總壓恢復(fù)系數(shù)等值線的疏密程度可看出，隨著Ma數(shù)增大等值線分布變密，壓力分布梯度愈大，綜合表現(xiàn)為產(chǎn)生的畸變值亦越大，且低壓區(qū)逐漸擴(kuò)大，高壓區(qū)逐步被相鄰等值線“分割”減小。

圖5 擾流板產(chǎn)生的不同Ma數(shù)下總壓恢復(fù)系數(shù)

2 數(shù)值計(jì)算方法

為了進(jìn)一步驗(yàn)證試驗(yàn)測量數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，運(yùn)用數(shù)值仿真的方法獲取相對應(yīng)的擾流板所產(chǎn)生的畸變流場結(jié)構(gòu)以及相關(guān)畸變評定參數(shù)的變化規(guī)律，并和試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比。數(shù)值計(jì)算的幾何模型如圖6所示，模型尺寸、流道外形曲線以及畸變發(fā)生器安裝位置完全按照實(shí)際試驗(yàn)測量管段建模。

圖6 計(jì)算模型簡圖

由于該幾何模型結(jié)構(gòu)相對簡單，因此在生成網(wǎng)格時(shí)在整個(gè)平直段計(jì)算域內(nèi)均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在擾流板、進(jìn)氣錐面以及近壁面附近區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格并進(jìn)行加密，使得Y+符合計(jì)算模型要求。計(jì)算網(wǎng)格進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，對不同網(wǎng)格密度的模型進(jìn)行了試算，結(jié)果表明當(dāng)網(wǎng)格總數(shù)超過110萬之后，測量截面氣動(dòng)參數(shù)分布無明顯變化，因此文中網(wǎng)格量保證在110萬左右。數(shù)值計(jì)算采用商用軟件Fluent，基于雷諾平均的N-S方程組，有限體積法離散控制方程，全面考慮了流體的粘性、熱傳導(dǎo)和可壓縮性等性質(zhì)的影響。層流粘性系數(shù)由Sutherland公式求出，湍流模型選取SSTk-ω模型。根據(jù)試驗(yàn)測得的壓力和流量，賦值計(jì)算模型的邊界條件，其余均為無滑移絕熱壁面邊界。

2.1 仿真與試驗(yàn)結(jié)果對比分析

在位于試驗(yàn)測量相同位置截面截取仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，得到了仿真和試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比情況，如圖7所示。對比圖中不同來流Ma數(shù)工況下，仿真數(shù)據(jù)和試驗(yàn)測量數(shù)據(jù)總壓恢復(fù)系數(shù)的周向分布情況。從總壓恢復(fù)系數(shù)周向分布看，不同來流Ma數(shù)工況下，試驗(yàn)值和仿真值分布趨勢大致重合，兩者的周向分布曲線均在90°～135°位置出現(xiàn)總壓恢復(fù)低谷，并在該位置基礎(chǔ)上形成了曲線的對稱分布。這證明了扇形擾流板在周向上所產(chǎn)生的總壓畸變是近似周向?qū)ΨQ的。但隨著Ma數(shù)的增大，試驗(yàn)和仿真的總壓恢復(fù)系數(shù)都均逐步降低，且不均勻度也隨之變大；兩者的總壓恢復(fù)系數(shù)分布曲線重合度逐漸降低，數(shù)值偏差也逐步擴(kuò)大。當(dāng)來流Ma數(shù)相對較低時(shí)，主要的數(shù)值偏差只出現(xiàn)在總壓恢復(fù)系數(shù)曲線的低谷位置；當(dāng)Ma數(shù)較大時(shí)，大數(shù)值偏差區(qū)域發(fā)展至高總壓恢復(fù)系數(shù)區(qū)域，且偏差的主要原因來源于試驗(yàn)測量值偏低。該現(xiàn)象根源于當(dāng)馬赫數(shù)低時(shí)，氣流流速相對較低，壓力測量管捕捉壓力信息良好，誤差較?。涣魉俅髸r(shí)，總壓測量管無法保證測量孔對準(zhǔn)來流，測量精度降低，誤差變大。綜合上述分析，本試驗(yàn)測量和數(shù)據(jù)處理方法在低來流速度下數(shù)據(jù)可靠性較大，而在較高M(jìn)a數(shù)來流工況時(shí)其數(shù)據(jù)可作變化趨勢的參考。

圖7 不同Ma數(shù)下總壓恢復(fù)系數(shù)周向分布

基于試驗(yàn)測量和數(shù)值仿真結(jié)果分析，作出兩種研究方法的總壓恢復(fù)等值線云圖分布如圖8所示。對比仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果，兩者均存在低壓區(qū)域，并且低壓區(qū)域的具體總壓恢復(fù)系數(shù)和低壓區(qū)所處位置吻合度較高。隨著來流馬赫數(shù)的增大，兩者測量截面中低壓區(qū)都逐步增大，具體數(shù)值也隨之降低。從中可以看出，計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，表明了試驗(yàn)結(jié)果的可靠性和基于試驗(yàn)的CFD仿真計(jì)算的有效性。但也存在可解釋范圍內(nèi)的差異，不同來流馬赫數(shù)工況下，CFD計(jì)算結(jié)果中低壓區(qū)域范圍大小同試驗(yàn)測量結(jié)果存在偏差。這是因?yàn)閷?shí)際條件下擾流板的存在使得進(jìn)氣道出口靜壓在該截面上呈現(xiàn)的不是單一恒定值，多為非均勻壓力分布，而仿真計(jì)算邊界條件按試驗(yàn)測定數(shù)據(jù)賦予了一固定值。

圖8 不同來流Ma數(shù)情況下總壓恢復(fù)系數(shù)分布(左-仿真，右-試驗(yàn))

2.2 進(jìn)氣口漸縮段對畸變強(qiáng)度的影響

為深入探究微小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣畸變的影響因素，分析相比大發(fā)動(dòng)機(jī)，微小型發(fā)動(dòng)機(jī)小尺寸流道對畸變的影響程度，本節(jié)將采用CFD方法研究該小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣口漸縮段對壓氣機(jī)實(shí)際進(jìn)口畸變的影響?？紤]到從發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口到壓氣機(jī)進(jìn)口之間是由漸縮段銜接，會(huì)對實(shí)際進(jìn)入壓氣機(jī)的畸變存在一定影響，而該位置試驗(yàn)測量又無法進(jìn)行，結(jié)合上文可信度較高的CFD計(jì)算方法可仿真出壓氣機(jī)前的畸變情況。圖9為整個(gè)壓氣機(jī)進(jìn)口前端測量管段速度分布圖，從進(jìn)氣上游往下游傳播過程看，漸縮段前擋片所造成的周向速度差異顯著高于漸縮段后，這表明漸縮段對氣流具有一定的整流作用，并且該整流作用將集中表現(xiàn)為使得壓氣機(jī)進(jìn)口畸變發(fā)生改變。

圖9 壓氣機(jī)進(jìn)口前管段速度分布

基于上述分析，將壓氣機(jī)實(shí)際進(jìn)口位置壓力分布截取出來并計(jì)算不同工況下的DC60值進(jìn)行比較。如圖10所示，隨著馬赫數(shù)增大，進(jìn)口畸變值波動(dòng)較小，但整體上呈現(xiàn)減小趨勢，該變化趨勢與試驗(yàn)測量一致。但該位置處DC60值顯著小于發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口測得的DC60值，具體結(jié)果如表1所示，進(jìn)氣漸縮段對來流畸變的整流作用顯著，漸縮段截面減小使得紊流度較大流體受到流動(dòng)束縛，流動(dòng)得到有效規(guī)整。實(shí)際進(jìn)入壓氣機(jī)的畸變值降低60%左右。這也說明，微小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)的小尺寸結(jié)構(gòu)特點(diǎn)中漸縮進(jìn)氣銜接段對畸變的影響較大，合理優(yōu)化的漸縮段能夠有效地提升小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)抗畸變能力。

圖10 不同工況壓氣機(jī)進(jìn)口壓力分布

表1 不同工況漸縮段前后畸變值DC60變化

3 結(jié)論

1)采用CFD計(jì)算的方法仿真得出的畸變特征，與試驗(yàn)測試結(jié)果在低來流馬赫數(shù)工況下吻合良好，在高來流馬赫數(shù)下變化趨勢趨于一致，從而證明了試驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性以及CFD技術(shù)在畸變研究中的有效性，為探索微小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)抗畸變能力提供了一種試驗(yàn)和CFD相結(jié)合的研究手段。

2)微小型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣漸縮段對進(jìn)入壓氣機(jī)的二次畸變存在較大影響，能降低60%左右上游傳遞來的畸變，且進(jìn)氣漸縮段能顯著提升整機(jī)的抗畸變能力。后續(xù)應(yīng)進(jìn)一步深入研究，聯(lián)合壓氣機(jī)進(jìn)行畸變仿真計(jì)算，考慮下游壓氣機(jī)流場壓力波上傳對進(jìn)口畸變場的影響。