葉片式旋流畸變發生器生成旋流角的影響因素

王加樂， 程邦勤， 馮路寧， 李 軍， 姚耀澤， 費曉文

(空軍工程大學航空工程學院， 西安， 710038)

旋流畸變與總壓畸變、總溫畸變是進氣道出口流場畸變的主要類型，對壓氣機的性能和穩定性會產生十分不利的影響，嚴重時甚至會導致發動機喘振。欲研究旋流畸變對發動機性能的影響，首先要獲得旋流場，國內外學者對旋流場的獲得方法開展了大量的研究。目前國內外較為成熟的獲取旋流場的方法主要有三角翼法、旋流腔法和葉片法。

Genssler等人[1]最早利用三角翼來產生對渦旋流，并且發現通過調節三角翼的攻角可改變對渦旋流的強度。Pazur[2]和Schmid[3]等人在風洞中開展了相關的試驗，并研究了對渦對壓氣機性能的影響。三角翼式的旋流畸變發生器制造成本低且加工簡單，但它只能產生對渦旋流場，無法模擬其他樣式的旋流場。Sheoran[4]和Bruce[5]設計了一種腔室型旋流畸變發生器，可通過改變進氣方式、調節腔室調節板的尺寸位置等方法來產生不同結構樣式的旋流場，主要有整體渦、對渦和偏移對渦等。但是腔室型旋流畸變發生器仍然無法模擬飛機在實際飛行中產生的復雜流場，并且很難對流場進行精準的控制，最終使得這種方法逐漸被放棄。早在Tornado戰機研制后不久，國外的Genssler[1]等人便采用了類似發動機進口導流葉片的裝置來產生旋流畸變，由于受當時工業水平的限制，Genssler設計的旋流畸變發生器采用的是直葉片，故獲得的旋流場與目標流場有較大差異。Flitcroft[6]和Govardhan[7]設計了整體渦旋流畸變發生器，著重研究了旋流畸變對壓氣機性能的影響，并沒有對畸變發生器產生流場的精度開展細致的研究。姜健等[8-10]設計的葉片式旋流畸變發生器，通過改變葉片的布局和構型產生了不同強度的整體渦、對渦以及偏移對渦。屠寶鋒[11]設計了一款可調葉片式旋流畸變發生器，通過改變葉片的安裝角以及葉片數目來改變旋流強度。上述葉片式旋流畸變發生器僅可產生一般樣式的旋流場，沒有利用葉片式旋流畸變發生器復現實際飛行中飛機內部的復雜旋流場，也沒有目標流場，無法研究其畸變發生器獲得的流場精度。隨著旋流畸變研究的深入，對于能產生實際飛行中復雜旋流場的旋流畸變發生器設計方法的需求也更加迫切。Kevin[12]首次根據目標流場來反推畸變發生器的結構樣式，并且隨著現代制造工藝的提升和加工能力的極大提升，所設計的葉片式旋流畸變發生器也不再是獨立葉片的組合，而是利用CAD技術將葉片融合在一起做成了旋流畸變網，其結構更加穩定，復現流場的精度更高。張磊[13]也做了相關的研究。雖然旋流畸變網結構穩定而且可復現任意結構樣式的旋流場，但在設計過程中需反復調整葉片安裝角和弦長等幾何參數才能與目標流場吻合，耗費時間和精力過多，設計效率較低。

1 初始計算模型的設計

張磊[14]采用平面葉柵研究了氣流轉角與葉型安裝角的關系，但其模型和實際情況貼合性不強。本文改用整體渦模型研究不同因素對旋流角生成的影響，如圖1所示，本文在圓形截面中沿周向均勻布置12條葉片，采用此布局主要基于以下3點：①此種布局與大多數葉片式旋流畸變發生器的布局相同，均是在圓形截面中布置葉片；②可直觀地觀察葉片稠度與旋流角的大致關系；③可觀察旋流角的均勻程度。

圖1 整體渦旋流畸變網

數值模擬模型的葉型選用某型氣體流動性能較好的可控擴散度葉型(CDA葉型)(見圖2)來消除或抑制附面層分離，同時減小壓力損失，以期望產生分布均勻的旋流角。初始模型的結構尺寸如圖1所示，外圓半徑300 mm，內部圓環半徑30 mm，畸變段長度300 mm，模擬的是空軍工程大學低速軸流壓氣機試驗臺[15]的結構尺寸。

圖2 旋流畸變網采用的葉型

2 數值計算方法

2.1 幾何模型

本文計算域的設置是根據空軍工程大學等離子體實驗室單級低速軸流壓氣機試驗臺(圖3)設定。計算域共分為前置管道、畸變段和后置管道，見圖4。其長度分別為1 800 mm、300 mm和800 mm，管道直徑為600 mm，AIP(氣動交界面)初始設置在畸變段出口一倍管徑600 mm處。

圖3 低速軸流壓氣機實驗系統

圖4 計算域

2.2 求解方法及網格無關性驗證

計算采用ANSYS CFX 17.0，進口邊界條件為總壓101 325 Pa，總溫288 K，出口邊界條件初始設置質量流量6.5 kg/s，壁面采用絕熱無滑移邊界條件，計算采用k-ω湍流模型，收斂準則設置為各個待求解量的相對變化值下降到10-5，并監控進出口流量平衡情況。整個計算域網格總數達到900萬，計算在1臺48 G內存16核的計算機上進行。

針對計算域特點，前置管道和后置管道采用O型結構網格，畸變段采用正四面體非結構網格，對葉片前后緣進行線加密，針對中間渦核位置結構密集復雜特點，創建一個加密區。計算時共劃分了4套網格，以總壓恢復系數σ(旋流畸變發生器進出口截面總壓比)為準則參數，計算結果如表1所示，當網格數量達到600萬時，繼續增加網格數量對計算結果的影響可忽略，最終畸變段網格數量650萬，近壁面處網格y+<3，滿足精度要求。

表1 網格數量與總壓恢復系數

3 結果分析

當前旋流畸變評價指標主要采用AIR-5686[16]給出的標準，此標準基于旋流角，采用3個指標和2個子參數來評價旋流畸變，其中旋流角是最基礎的評價指標,旋流角α的定義式為：

α=arctan(Uθ/Ux)

(1)

式中：Uθ為AIP上某點周向速度分量；Ux為AIP上某點軸向速度分量。

3.1 稠度的影響

為探究稠度對旋流角生成的影響，設置了等弦長為100 mm，彎角分別為5°、10°、15°和20°的4個整體渦模型，首先在SolidWorks中繪制模型，采用ANSYS ICEM進行網格剖分，計算采用ANSYS CFX，仿真計算結果如圖5所示。可見等弦長模型產生的旋流角很不均勻，并且隨著稠度的減小，產生的旋流角隨之減小。

圖5 不同角度的整體渦旋流畸變網速度矢量和旋流角云圖

從圖5可見，隨著半徑的變化，即葉片稠度的變化，AIP上產生的旋流角度隨之變化。在流場中沿徑向設置一條線段(見圖6)，可得到線上任意位置處的旋流角，初步得到稠度與AIP旋流角的大致關系如圖7所示。

圖6 采樣線

圖7 等弦長模型稠度與旋流角關系圖

隨著稠度的增加，旋流角度變大，考慮到氣流向下游發展的過程中會相互摻混影響，采樣位置與AIP相應位置的旋流角并非是真實對應的關系。為尋求更精準的稠度與旋流角的關系，將同一個整體渦旋流畸變發生器的所有葉片設置成同一稠度，將AIP的平均旋流角認為是該稠度對應產生的旋流角。

圖7中發現，當稠度小于1時，旋流角復現效率較低，當稠度大于2時，稠度的變化對AIP上旋流角變化影響不大，故設計模型時，將葉片稠度范圍設置為1～2，間距為0.1，共11個稠度，每個稠度對應設置葉片彎角為5°、10°、15°和20°的整體渦模型，這樣共計建立44個整體渦模型。

由于整體渦模型中間位置未布置葉片，且未布置葉片區域的半徑為0.03 m，考慮到該區域無法反映真實的旋流角，如圖8所示，選取AIP上半徑0.06～0.3 m的圓環上旋流角的平均值認為是該稠度下產生的旋流角度。經計算后，獲得不同彎角的整體渦模型，在不同稠度下所獲得的旋流角角度見圖9。

圖8 采樣環

從圖9可以看出，隨著稠度的增大，AIP上的旋流角隨之增大，且葉片彎角越大的，旋流角隨稠度增大的越多。

圖9 等稠度模型稠度與旋流角的關系圖

將不同彎角模型獲得的旋流角除以對應葉片彎角后定義為單位旋流角，則不同彎角條件下，稠度與單位旋流角的關系如圖10所示，將4組單位旋流角取平均后，(紅線)可擬合為式(2)。

α=(0.044 9τ3-0.268 1τ2+0.597 2τ+0.459 7)β

(2)

式中：τ為葉片稠度；β為葉片彎角。

圖10 稠度與單位旋流角的關系圖

由于各曲線上旋流角與取平均后的曲線存在誤差，經處理后發現，其誤差近似為線性關系，式(2)變為式(3)，其中5°、10°、15°和20°曲線對應的系數B1、B0見表2。

α=(0.044 9τ3-0.268 1τ2+0.597 2τ+0.459 7+

B1τ+B0)β

(3)

3.2 AIP選取位置的影響

觀察圖11可知，隨著氣流向下游的發展，旋流角逐漸變小，這是由于氣流之間相互摻混造成的。

圖11 單位旋流角發展趨勢

為進一步衡量旋流角隨著氣流向下游發展的變化，在距離畸變段后每隔100 mm設置一個觀測截面，第一個截面距離畸變發生器后的距離定義為單位距離D0，觀測各截面上旋流角的生成情況，得出變化趨勢如圖11所示，將數據處理后發現，在任意相鄰兩截面，下一截面旋流角與該平面旋流角值之比為0.998。式(3)為AIP上旋流角表達式，則在畸變段出口截面到AIP之間任一截面的旋流角可用式(4)表示。

α=(((0.044 9τ3-0.268 1τ2+0.597 2τ+0.459 7)×

(4)

式中：D為畸變段出口截面距離計算域進口的距離；R表示所選取的AIP距離計算域進口的距離；(R—D)表示所選取的AIP與畸變段出口截面的距離。

3.3 安裝角增量的影響

從上文的研究中發現，稠度選取比較密集，相鄰稠度之間對旋流角變化影響不大，故在此選取稠度1.1、1.5和2的12個整體渦模型來研究安裝角增量對旋流角的影響。將所有模型均增大5°的安裝角，得到旋流角增量如圖12所示。

觀察圖12發現，葉片彎角相同的模型增大相同的安裝角，發現葉片稠度越大，其旋流角增量越大，呈線性關系。

圖12 旋流角增量與彎角關系圖

從圖13發現稠度相等的模型增大相同的安裝角，葉片彎角越大，旋流角增量越大，且近似呈線性關系。

圖13 旋流角增量與稠度的關系

3.4 馬赫數的影響

選取葉片彎角為20°、葉片稠度為1.5的整體渦模型，將后置段出口反壓分別設置為70 kPa、80 kPa、90 kPa以及95 kPa，對應氣流流經畸變段后的馬赫數為0.71、0.55、0.31以及0.06。距離畸變段出口截面每100 mm取一檢測截面，發現旋流角與馬赫數關系如圖14所示。在亞音速階段，旋流角和馬赫數之間近似呈指數關系。這是由于隨著馬赫數越大，氣流流動速度越快，氣流運動越紊亂。不同馬赫數的氣流向下游發展相同的距離時，馬赫數低的氣流摻混更加均勻，旋流角相對較小。

圖14 不同截面下旋流角與馬赫數關系圖

3.5 畸變發生器直徑的影響

選取彎角20°，稠度為1.5的整體渦模型，進口條件為總壓101.325 kPa，總溫288 K，出口設置反壓80 kPa，分別將外徑設置為200 mm，400 mm，計算結果如圖15所示。可見管徑在200～600 mm范圍內，隨著畸變發生器外徑的減小，旋流角會隨之增大，近似呈線性關系，通過圖15縱坐標來看，畸變發生器的外徑對旋流角的影響較小。綜合考慮各類影響因素，旋流角的生成可用式(5)表示，此公式對葉片式旋流畸變發生器的高效率設計有一定參考價值。

(5)

式中：αPi為第i個截面的旋流角。

圖15 不同管徑旋流角向下游發展趨勢

3.6 擬合公式有效性驗證

利用所獲得的擬合公式設計了標準對渦旋流畸變網(圖16)，基于單級低速軸流壓氣機實驗臺(圖17)開展試驗測量驗證，測量距畸變網出口截面下游600 mm截面的旋流角。

圖16 對渦旋流畸變網的安裝

圖17 單級低速軸流壓氣機實驗臺系統

如圖18所示，在每個測量截面布置3×12共36個測點，采用五孔探針測量出每個測點的總壓、靜壓、氣流迎角a和氣流偏轉角b，可計算獲得每個測點的三維速度，最終可計算獲得旋流角。試驗在實驗臺設計轉速3 000 r/min，流量6.5 kg/s的工況下進行，試驗時大氣溫度293 K、大氣壓力101.050 kPa。

圖18 測點示意圖

在旋流場內設置3個測環(圖19)，在3個測環上目標流場、CFD模擬結果以及試驗結果的旋流角分布如圖20(a)～(c)所示，其兩兩之間旋流角的誤差如表3所示。

圖19 測環示意圖

表3 目標流場、CFD以及試驗結果的旋流角誤差

從圖中可以看出，在R1和R3測環上CFD模擬和試驗結果與設計值吻合較好，在R2測環，由于葉片布置密集，且存在支撐結構的影響，導致CFD以及試驗結果與設計值誤差較大。

結果表明，利用擬合公式設計的對渦旋流畸變網較高精度地復現了目標流場的旋流角設計值，只需在誤差較大區域進行優化設計，即可高精度模擬目標流場，有效縮短了設計周期和時間成本。

4 結論

1)本文從整體渦旋流畸變網出發，研究葉片生成旋流角的影響因素，并運用擬合公式設計對渦旋流畸變網，經試驗驗證后，擬合公式可信度較高，可將結論推廣至S彎進氣道出口等旋流畸變網的設計中。

2)隨著氣流向下游發展過程中，氣流摻混更加均勻，旋流角逐漸變小；增大相同安裝角，稠度越大、葉片彎角越大，則旋流角增量越大，且呈線性關系；畸變發生器外徑尺寸越小，生成的旋流角越大，近似呈線性關系；馬赫數在一定范圍內對旋流角影響呈指數關系，馬赫數越大，生成的旋流角越大。

3)稠度以及葉片彎角是復現期望旋流角的主要影響因素，故在設計葉片式旋流畸變發生器時，對于結構較為簡單、葉片間影響較小的葉片式旋流畸變發生器的設計中主要選取合適的葉片彎角，調整葉片稠度來實現期望的旋流角。在結構復雜，葉片密集的葉片式旋流畸變發生器的設計中，可局部調整安裝角角度，以獲得期望的旋流角度。

4)本文僅僅研究了旋流角隨安裝角增量、畸變發生器外徑尺寸以及馬赫數的變化而變化的趨勢，并且僅研究了一種葉型進行研究，所歸納的擬合公式僅適用于本文所采用的CDA葉型，但基于此擬合公式以及本文葉型可設計絕大多數的旋流畸變網，若更換其他葉型，則本文擬合公式的適用性會變差。