一種小型發動機進氣畸變模擬裝置的設計仿真分析*

盧予恩，李 博，王 雷

(1.中國飛行試驗研究院 發動機所，陜西 西安 710089；

2.南京航空航天大學 能源與動力學院，江蘇省航空動力系統重點實驗室，江蘇 南京 210016)

0 引 言

推進系統作為動力源，是飛機和巡航類導彈的重要組成部分。 推進系統中各部分的匹配性，尤其是進氣道和發動機的相容性將直接決定著飛行器的性能。進氣道處于整個推進系統的最前端，它與其后的發動機必須互相適應、互相匹配，才能保證整個推進系統的進一步匹配。 因此進/發匹配十分重要。 進/發匹配包括流量匹配和流場匹配，在流場匹配方面，近年來，由于對飛行器其他性能的要求，如為保持飛行器隱身性能、巡航導彈結構限制等，通常采取非常規的進氣道構型，如大S 彎進氣道，以及飛行過程中的大攻角、大側滑狀態，均會導致進氣道出口流場品質變差，發動機進口截面(AIP)出現流場畸變從而影響發動機的穩定工作，因此在發動機裝機前應進行進氣畸變測試，以保障飛行安全。 常用的進氣道和發動機的相容性試驗方法是將發動機放置在高空試驗臺或地面試驗臺進行測試，并在發動機前面加裝進氣畸變發生器或畸變模擬裝置，復現發動機在某一狀態下的進氣道出口流場特點，以便及時發現和解決問題。

大多數的流場畸變一般指流場總壓畸變。 如果總壓畸變不隨時間變化，稱為穩態總壓畸變，常用DC60、DC90或Δ等畸變指標衡量畸變大小。 流場畸變的模擬有多種技術。 最早采用的是畸變模擬網技術[1]，其流場紊流度較小，主要產生的是穩態總壓畸變。 空氣噴流畸變模擬器同樣模擬的是穩態總壓畸變，其通過噴射氣流來形成不均勻流場。 隨著超聲速戰斗機的發展，出現了紊流發生器技術，其主要模擬流場中的大振幅的不規則脈動。 畸變模擬板技術通過改變模擬板的形狀、厚度、挖孔大小及分布，可以綜合模擬畸變圖譜、穩態、動態畸變流場，但是通用性不強，針對不同要求需要花費大量時間進行設計。 插板模擬技術利用插入流場中的實心板模擬穩態、動態畸變，但是不能對流場圖譜進行模擬。

梁德旺等[2-3]用“雙板結構”模擬板和“大板結構”模擬板分別成功模擬了高湍流度畸變流場以及某飛行器進氣道出口大畸變流場；陳曉等[4-5]研究了變唇口加板或加桿的模擬技術，研究表明該技術不僅能模擬復雜的總壓分布和穩態畸變指數，也能模擬動態畸變指數；葉巍等[7]則通過研究模擬板技術，提出了一種半經驗、半數學的模擬方法。 這些方法都能夠不同程度地實現畸變模擬的目的，但是不能實現實驗過程中畸變值的可調。 余安遠等[7]提出了一種用于進發匹配的畸變模擬板與紊流發生環組合畸變模擬技術，但是囿于當時條件限制，并沒有開展數值模擬研究，設計工作主要依靠經驗和試驗選型，成本較高。

筆者以某型小發動機為研究對象，在文獻[7]的基礎上，設計了一種總壓畸變值連續可調的畸變模擬裝置，并利用CFD 技術對其進行了數值模擬研究，得出了一套能較為準確產生畸變效果的裝置，并進行了地面抽吸實驗，對數值模擬結果和實驗結果進行了比較。

1 畸變發生裝置設計

文中所需的總壓畸變模擬裝置只需模擬流場的穩態壓力畸變，不需要考慮流場脈動和畸變圖譜，根據研制要求，畸變模擬裝置長度需限制在一定范圍內，畸變模擬板的數量需盡可能少，且穩態畸變可在一定范圍內連續可調，依此設計了由可調畸變模擬板、整流格柵組成的總壓畸變模擬裝置，主要結構和安裝形式如圖1 所示。

圖1 總壓畸變模擬裝置模型圖

1.1 可調畸變模擬板

氣流流過布滿小孔的畸變模擬板后，由于流動損失，這部分氣流總壓下降，從而可產生一定程度的總壓畸變。 畸變模擬板包括一塊靜板和一塊動板，靜、動板形狀相同，與流道同軸:伸入圓形流道的形狀是角度為θ的扇形，可在扇形下游一定角度范圍內產生流場畸變；板上按照一定規律開有小孔，這樣既可產生總壓損失，又能避免板后的回流區過大、過長；其中，靜板固定在試驗段上，動板則可繞軸線轉動一定的角度Δθ，這里規定，當兩塊模擬板完全重疊時，Δθ為0。 通過改變Δθ，可以改變總壓畸變值DC60的大小，從而達到總壓畸變可調的目的。 以其中θ＝35°的畸變模擬板為例，詳細結構如圖2 所示。

圖2 畸變模擬板 模型圖

1.2 整流格柵

氣流在流過模擬板后，板后會產生較大的二次流，其摻混作用會使得由上游模擬板產生的低壓區和高壓區迅速混合，使得下游的總壓畸變值迅速衰減、下降，且產生回流，這不利于減小裝置長度，故在模擬板后設計了一個整流格柵，用于穩定總壓畸變值，減小紊流帶來的摻混效果。 整流格柵的設計包括格柵單元通道尺寸，流向長度以及阻塞比，格柵結構如圖3 所示。

圖3 整流格柵模型圖

2 數值模擬方法

2.1 計算模型及網格敏感性分析

計算模型包括:進口段、包含有畸變模擬板和整流格柵的畸變段、測量段。 進口假定為均勻來流，進口段長度取3 倍管道直徑D，并去掉了物理模型中其他與計算無關的部分，為確定AIP 截面位置，仿真測量段取8 倍管道直徑D，以安裝有扇形角θ＝35°的模型為例，計算域如圖4 所示。

圖4 計算域示意圖

由于畸變段結構復雜，難以用結構化網格離散物理模型，而全局采用非結構化網格又會導致整體網格量增加，需要消耗更多計算資源，計算效率較低，故采用結構化和非結構化混合網格，在格柵和畸變模擬板附近采用非結構網格，其他部分采用結構化網格，二者之間通過內部面傳遞參數。 經網格無關性驗證，網格量在450 萬左右時能較為精確地模擬氣動性能。

由于該小型發動機流量較小，管內流動馬赫數較低，約為0.2 左右，故采用基于壓力的求解方法，氣體模型采用理想氣體。 湍流模型采用K-ωSST 模型。進出口條件分別采用壓力進口、壓力出口。 邊界條件如下:參考壓力為101 325 Pa，設置進口總壓(相對壓力)為0，出口給定發動機流量，其他壁面默認為絕熱無滑移壁面。

2.2 仿真方案設計

為了探明畸變發生裝置各關鍵設計參數對其產生的畸變效果的影響，改變了關鍵設計參數，生成了了九個不同的設計方案，以遴選其中效果較好的設計方案，其中，格柵方面探究了有無格柵、不同格柵寬度和不同格柵長度對結果的影響，畸變板方面探究了不同θ＋Δθ值的畸變板對結果的影響，還探究了畸變板-格柵沿流向的距離、有無紊流環對結果的影響，選取的各關鍵設計參數組合如表1 所列。

表1 畸變發生裝置設計方案

為了使畸變得到有效控制，且總壓畸變值變化范圍滿足要求，能實現連續可變，經前期仿真計算的篩選:采用扇形角θ分別為15°、35°、55°、85°四套畸變模擬板，最大可調角度Δθ為7.5°；為防止在進行試驗時，局部測點出現高壓，導致經實驗數據而插值得到的結果失真，采用了小通道為正方形，寬度為6.235 mm、沿流向長度為0.3D、畸變板-格柵距離為0.15D的整流格柵，其阻塞比為13.46%。 如表2 所列。 以畸變板為起始點，在下游每隔單位內徑的距離取一個監控面，一共取8 個監控面，分別命名為1D、2D、…、8D，觀察各監控面流動情況，以確定下游AIP 截面位置。

表2 畸變發生裝置設計方案

2.3 術語定義

在進行仿真結果分析之前，需要先定義研究過程中涉及到的關鍵性能參數。 考察進氣畸變的性能指標一般有AIP 截面的總壓恢復系數σ、總壓畸變系數DC60和穩態畸變指數Δσ0。

(1) 總壓恢復系數σ

總壓恢復系數σ定義為:

(2) 總壓畸變系數DC60

畸變指數DCθ反映流場總壓周向分布的不均勻程度，定義為:

式中:qav是截面平均動壓，(p*θ)min是周向角為θ時的扇形面內平均總壓的最小值，θ角為60°時即為DC60。

(3) 穩態畸變指數Δσ0

出口穩態畸變指數Δσ0定義為:

3 實驗方案

以上述設計與仿真結果作為參考，加工了實驗模型，主要的實驗部件包括進口段、畸變段、測量段以及轉接段；實驗測量段中，在AIP 截面上按照等環面積法設置了31 個總壓測點，并在管壁同一軸向位置處周向均勻布置了6 個靜壓測點。 測點布置如圖5 所示。 形成的最終整體實驗模型如圖6 所示。 地面抽吸實驗在南航的吸氣式風洞試驗臺進行，并利用課題組自編程序對實驗結果數據進行了處理。

圖5 總壓測點分布示意圖

圖6 實驗模型整體示意圖

4 仿真實驗結果分析對照

圖7 為數值仿真得到的總壓畸變值DC60沿流向各個截面的變化情況，可以看出:隨著流動向下游發展，DC60衰減十分迅速，在3D 位置下游的各截面，已經不能滿足畸變值連續變化的要求，因此，為了獲得連續、較大的DC60，且減小裝置的軸向長度，應盡可能選取靠近畸變板的截面；但是，畸變板背風面存在回流區，如果選取的截面放置在回流區內，在進行試驗時，處于回流區內的測點測得的數據可能不準確。選取扇形角最大的畸變板，觀察沿流向的流動情況，如圖8 所示，可以看出，流動沿流向到2D 位置，回流區已基本消失，扇形角小的畸變板其回流區更短，故采用2D 截面作為AIP 截面。

圖7 總壓畸變值DC60沿流向的變化

圖8 縱剖面流線圖

仿真結果顯示:在給定發動機流量，各種扇形角、交錯角組合狀態下，所選定的AIP 截面上DC60結果如表3 所列，可見，所設計的總壓畸變模擬裝置能實現DC60在較大范圍內的連續變化。

表3 仿真模型AIP 截面畸變值

相對應的，對在不同流量下、各角度畸變板及不同組合狀態、不同交錯角進行地面抽吸實驗之后，通過對實驗結果進行分析，得出各角度畸變板及不同組合狀態、不同交錯角所對應畸變值的關系，以及AIP截面上總壓圖譜。

這里以采用θ＝35°的畸變板，交錯角變化范圍為Δθ＝0°～7.5°組合的實驗為例。 實驗結果如圖9 所示，由圖中我們可以觀察到:控制交錯角步進值分別為0.5°和1.5°，重復兩次實驗，可知在Δθ＝0°～7.5°的范圍內，畸變值并非全程保持線性變化，這和兩塊重疊的畸變板上的開孔率隨交錯角變化而變化有關。但是DC60變化范圍與仿真結果對應良好；而且可以看出，在本畸變板組合中，交錯角Δθ在0°～3.5°區間內，DC60與交錯角Δθ有著良好的線性變化關系，說明能較為準確地通過控制交錯角Δθ來控制所需要的總壓畸變值DC60；同樣，對其他流量條件、其他畸變板組合條件進行分析，得到了各工況下DC60關于交錯角Δθ的變化情況。

圖9 總壓畸變值關于交錯角Δθ 的變化情況

分別取交錯角Δθ＝0°和Δθ＝7.5°，觀察并對比AIP 截面上的仿真總壓圖譜、仿真總壓圖譜插值后圖譜及實驗總壓圖譜。

圖10 為仿真總壓圖譜，可以看出，氣流流經畸變板后產生了和畸變板形狀大小相近的低壓區，并且畸變板的交錯角Δθ越大，低壓區的范圍更大，低壓區的壓降也更大；此外流經格柵后，氣流總壓分布被明顯分割為棋盤狀，格柵壁面下游總壓低，通道中心下游總壓高，這有可能對插值結果造成影響。

圖10 仿真總壓圖譜

圖11 為仿真總壓圖譜按實驗中的測點位置插值后重新繪制的圖譜，可以看出，插值后的圖譜較好地還原出了畸變板產生的低壓區形狀，低壓區的壓降值較小，由于插值所取數據點較少，所以棋盤狀的總壓分布特征被抹去，但是高壓區的壓力分布也比較均勻，高低壓區分辨明顯，可以認為仿真總壓圖譜取點插值后重繪的圖譜較好地還原了仿真總壓圖譜，說明插值方法切實可行且有效，能進一步地用于下一步的實驗數據處理中。

圖11 仿真總壓圖譜插值后圖譜

圖12 為實驗中由總壓測點數據插值繪制的總壓圖譜，可見仿真總壓圖譜取點插值后重繪的圖譜與總壓測點數據插值繪制的總壓圖譜相比，高、低壓區分布區域及變化趨勢十分相似，高、低壓區部分的總壓值也十分相近，說明仿真結果與實驗結果對照良好，數值仿真和實驗數據真實可信且有效。

圖12 實驗總壓圖譜

同樣，進一步地對其他流量條件、其他畸變板組合條件進行分析，得到了各個情況下的結果，結果表明，計算結果與實驗結果對應較好，能夠滿足工程應用需要。

實驗所得AIP 截面上，不同流量下，總壓畸變值DC60與不同畸變板組合、交錯角Δθ的變化關系如圖13 所示。

圖13 不同流量下各總壓畸變值對應畸變板組合狀態

5 結 論

以某型小發動機為研究對象，設計了一種總壓畸變值可調的總壓畸變模擬裝置，并利用CFD 技術對其進行了數值模擬，優化得出了一套能較為準確產生所需總壓畸變的實驗裝置，并對其進行了吹風實驗，對數值模擬結果和實驗結果進行了比較，主要結論如下。

(1) 在文中設定的馬赫數下，為了保持高、低壓區的形狀，須采用格柵，且采用小通道為正方形、沿流向長度為0.3D、阻塞比為14.37%的整流格柵效果較好；AIP 截面設置在畸變板下游2D 位置所得數據能使總壓畸變值DC60不至于迅速衰減，且使結果較為準確。

(2) 從仿真結果來看，畸變板下游產生了明顯的低壓區，且形狀和畸變板基本相似，由于格柵的影響，總壓分布情況為棋盤狀；由仿真結果插值而得來的總壓圖譜較好地還原了仿真結果，但是抹去了棋盤狀的總壓分布特征。

(3) 實驗所得總壓圖譜無論是從數值上還是從總壓分布情況上來看，均與仿真結果插值而得來的總壓圖譜保持了較好的一致性，說明仿真與實驗結果真實可信且有效。

(4) 在給定的流量下，總壓畸變模擬裝置產生的總壓畸變值與交錯角Δθ在一定范圍內基本上呈現為線性變化，且所有組合產生的總壓畸變值覆蓋范圍較廣，可滿足發動機在試車狀態下連續調節畸變值的要求。