2種進(jìn)氣畸變流道結(jié)構(gòu)對航空發(fā)動機(jī)進(jìn)口流場的影響

芮長勝，谷 君，邱明星，王傳寶

（中航工業(yè)沈陽發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽110015）

2種進(jìn)氣畸變流道結(jié)構(gòu)對航空發(fā)動機(jī)進(jìn)口流場的影響

芮長勝，谷 君，邱明星，王傳寶

（中航工業(yè)沈陽發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽110015）

基于某型航空發(fā)動機(jī)插板式進(jìn)氣總壓畸變試驗(yàn)，重點(diǎn)分析了進(jìn)氣段采用收斂形和直線形2種進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)對發(fā)動機(jī)進(jìn)口總壓畸變流場的影響，并對3維數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行了研究。結(jié)果表明：在收斂形進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)下，當(dāng)插板相對插入深度大于45%后，發(fā)動機(jī)進(jìn)口總壓畸變流場穩(wěn)態(tài)周向畸變指數(shù)逐漸減小，且隨插板深度增加，發(fā)動機(jī)進(jìn)口畸變流場逐漸趨向均勻；直線形進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)在插板深度逐漸增加時(shí)，進(jìn)口畸變指數(shù)平穩(wěn)增大，流場不均勻性增強(qiáng)，能較好地表征發(fā)動機(jī)進(jìn)口畸變流場形態(tài)。

總壓畸變；流道結(jié)構(gòu)；畸變指數(shù)；畸變流場；航空發(fā)動機(jī)

0 引言

航空發(fā)動機(jī)進(jìn)口流場畸變是氣動穩(wěn)定性研究的重要內(nèi)容。Person等首先提出平行壓氣機(jī)理論, 隨后激盤/半激盤模型、級疊加、2維不可壓縮等模型的發(fā)展，使得模擬進(jìn)氣總壓、總溫及組合畸變和旋轉(zhuǎn)進(jìn)氣畸變對發(fā)動機(jī)/壓氣機(jī)性能、穩(wěn)定性影響的理論方法得到了迅速發(fā)展[1-5]；同時(shí)利用畸變模擬網(wǎng)、模擬板和發(fā)生器裝置等開展的部件及整機(jī)試驗(yàn)積累了一定的試驗(yàn)結(jié)果數(shù)據(jù)[6-9]。國外已開展了大量進(jìn)氣畸變對發(fā)動機(jī)氣動穩(wěn)定性影響方面的研究，并建立了具體的評定方法和標(biāo)準(zhǔn)；國內(nèi)在參考國外相關(guān)研究成果基礎(chǔ)上，提出了在航空發(fā)動機(jī)工程設(shè)計(jì)中進(jìn)行氣動穩(wěn)定性檢查的考核要求，并逐步開展了航空發(fā)動機(jī)壓力畸變穩(wěn)定性評定技術(shù)的研究[10]。

本文基于某型航空發(fā)動機(jī)插板式進(jìn)氣總壓畸變試驗(yàn)，重點(diǎn)論述了收斂形和直線形進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)下進(jìn)氣總壓畸變對發(fā)動機(jī)進(jìn)口流場的影響，并開展了3維數(shù)值模擬計(jì)算分析，其研究結(jié)果可供航空發(fā)動機(jī)氣動穩(wěn)定性工程研究時(shí)參考。

1 進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)

在某型發(fā)動機(jī)插板式進(jìn)氣總壓畸變首次試驗(yàn)時(shí)，為了利用原有的大直徑進(jìn)氣畸變試驗(yàn)裝置，并在發(fā)動機(jī)進(jìn)口前加裝了與其進(jìn)口直徑相同的轉(zhuǎn)接段，由此在大尺寸進(jìn)氣畸變試驗(yàn)裝置與轉(zhuǎn)接段之間形成了收斂形進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)，插板位于收斂段前，如圖1所示。但首次試驗(yàn)結(jié)果沒有達(dá)到預(yù)期效果，為進(jìn)一步分析評估試驗(yàn)數(shù)據(jù)，去掉收斂段，重新改用與發(fā)動機(jī)進(jìn)口直徑相同的進(jìn)氣畸變試驗(yàn)裝置，構(gòu)成直線形進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)，如圖2所示。2種進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)的各構(gòu)件中心線在同一水平軸線上，其但二者的軸向布局略有不同，收斂形流道的插板位置到AIP截面的距離為3.29D （D為發(fā)動機(jī)進(jìn)口流道直徑），直線形流道相對去掉了收斂段，插板位置到AIP截面的距離縮短為3D，2種進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)下1-1截面和AIP截面距發(fā)動機(jī)進(jìn)氣機(jī)匣前安裝邊的位置相同。

圖1 收斂形進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)

圖2 直線形進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)

試驗(yàn)用進(jìn)氣畸變發(fā)生裝置采用可移動式插板進(jìn)氣畸變發(fā)生器，主要由插板閥、液壓缸、位移傳感器和支架等組成。定義插板相對插入深度H=H/D，其中H為插板插入流道深度，其位置如圖3所示。

圖3 插板相對插入深度

2 進(jìn)氣畸變指數(shù)測量

發(fā)動機(jī)進(jìn)口流場的畸變程度用綜合壓力畸變指數(shù)評估，綜合壓力畸變指數(shù)定義為

式中：△σ0為穩(wěn)態(tài)周向畸變指數(shù)；εav為面平均紊流度。

在發(fā)動機(jī)進(jìn)口流道1-1截面的0.9R（R為截面半徑）外環(huán)面處周向均勻布置6支壓力脈動測量耙，用于測量發(fā)動機(jī)進(jìn)口流場的面平均紊流度；在進(jìn)口AIP截面上周向均布、徑向等環(huán)面分布6支×5點(diǎn)的30個穩(wěn)態(tài)壓力測點(diǎn)，用于測量發(fā)動機(jī)進(jìn)口流場的穩(wěn)態(tài)周向畸變指數(shù)。脈動壓力和穩(wěn)態(tài)壓力測點(diǎn)的周向布局及測量結(jié)果按文獻(xiàn)[10]中方法處理。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

在發(fā)動機(jī)試車臺上分別對2種進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)進(jìn)行了進(jìn)氣畸變試驗(yàn)，并對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析。

3.1 畸變指數(shù)變化

發(fā)動機(jī)在低壓相對換算轉(zhuǎn)速為95%狀態(tài)時(shí)，收斂形流道和直線形流道下各畸變指數(shù)隨插板相對插入深度的變化情況分別如圖4、5所示。從圖4中可見，收斂形流道結(jié)構(gòu)隨插板插入深度的增加，在H≤45%之前，△σ0、εav和W均隨插板深度增加而逐漸增大；但當(dāng)H＞45%之后，△σ0開始逐漸減小，流場也逐步趨于均勻，εav增速變緩，綜合效應(yīng)使得W逐漸減小，其原因是由于收斂段的存在，加劇了沒有插板一側(cè)的氣流向有插板一側(cè)流動，造成與插板后的分離氣流摻混增強(qiáng)，使得流場趨向均勻化，畸變程度減弱。插板插入越深，收斂段起到的作用越明顯，當(dāng)插板深入到H=45%后，摻混強(qiáng)度增幅超過了畸變的增加速度，此時(shí)穩(wěn)態(tài)畸變指數(shù)不增反減，在H=50%時(shí)△σ0減小到3.1%，εav增大到7.7%，W減小到10.8%。從圖5中可見，各畸變參數(shù)△σ0、εav和W均隨插板深度增加而增大，且在相同的插板插入深度位置，各畸變參數(shù)都比圖4中參數(shù)增大明顯，進(jìn)一步說明了收斂段的存在加強(qiáng)了高、低壓區(qū)的氣流摻混；在H=23%位置時(shí)發(fā)動機(jī)進(jìn)入不穩(wěn)定狀態(tài)，△σ0、εav和W分別為10.4%、5.9% 和4.5%。

圖4 收斂形流道畸變指數(shù)隨插板深度變化

圖5 直線形流道畸變指數(shù)隨插板深度變化

3.2 AIP截面流場不均勻性

插板深入流道后，氣流在經(jīng)過插板后會形成低壓區(qū)，沒有插板的流道部分氣流則是相對的高壓區(qū)，AIP截面高、低壓區(qū)氣流壓力周向分布，反映了流場的不均勻性。發(fā)動機(jī)在低壓相對換算轉(zhuǎn)速為95%狀態(tài)下不同插板位置時(shí)，收斂形流道和直線形流道AIP截面氣流壓力的周向分布情況如圖6、7所示。從圖6中可見，收斂形流道結(jié)構(gòu)中H從10%增加到43%，在AIP截面氣流高壓區(qū)和低壓區(qū)形成的壓力差別逐漸增大，當(dāng)插板深度H增加到50%、54%時(shí)，高壓區(qū)和低壓區(qū)的壓力差別又逐漸減小，此時(shí)AIP截面流場的不均勻性也減弱，該流場不均勻性的變化過程與△σ0變化過程一致；且插板深度較大時(shí)低壓區(qū)的范圍變化并不明顯。對比圖7可見，直線形流道結(jié)構(gòu)中H從10%增加到25%，在AIP截面氣流高壓區(qū)和低壓區(qū)形成的壓力差別均逐漸增大，且低壓區(qū)范圍隨插板深度增加也明顯擴(kuò)大。

圖6 收斂形流道AIP截面壓力周向分布

圖7 直線形流道AIP截面壓力周向分布

4 畸變流場模擬計(jì)算

從上述發(fā)動機(jī)進(jìn)氣畸變試驗(yàn)可見，收斂形和直線形流道結(jié)構(gòu)下發(fā)動機(jī)進(jìn)口畸變流場存在較大差異，盡管收斂形流道的工程應(yīng)用較少，但為了進(jìn)一步細(xì)致地了解2種流道結(jié)構(gòu)下氣流在整個進(jìn)氣流道內(nèi)的具體流動情況，本文利用建立的發(fā)動機(jī)低壓轉(zhuǎn)速100%設(shè)計(jì)狀態(tài)下進(jìn)氣流道段3維模擬收斂網(wǎng)格，計(jì)算了2種流道結(jié)構(gòu)下發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)狀態(tài)的進(jìn)氣流場沿軸向壓力變化和AIP截面壓力周向分布的情況，進(jìn)而從側(cè)面定性分析2種進(jìn)氣流道對發(fā)動機(jī)進(jìn)口流場的影響，以補(bǔ)充說明不同流道和插板位置下的發(fā)動機(jī)進(jìn)口流場形態(tài)。

4.1軸向壓力變化

2種流道結(jié)構(gòu)在H=30%、40%和50%狀態(tài)下進(jìn)氣流道軸向壓力變化計(jì)算結(jié)果分別如圖8～10所示。從圖中對比可見，在相同的插板位置下收斂形流道高壓區(qū)氣流經(jīng)收斂段后有向流道中部流動的趨勢，加強(qiáng)了與插板后低壓區(qū)氣流的摻混，使流場相對變均勻，且相對直線段的氣流附面層也明顯增厚；當(dāng)H=30%時(shí)，插板后收斂段形成的低壓區(qū)還較明顯，H=50%時(shí)，收斂段后的氣流摻混作用更加顯著，沿軸向流場畸變程度逐漸減弱，使得△σ0相對減??；而直線形流道在插板后始終可形成相對明顯的低壓區(qū)，且隨插板深度增加，低壓區(qū)的范圍逐漸變大。

4.2 AIP截面壓力分布

圖8 H=30%氣流壓力沿軸向變化

圖9 H=40%氣流壓力沿軸向變化

圖10 H=50%氣流壓力沿軸向變化

H=30%、40%和50%狀態(tài)下模擬計(jì)算得到的2種流道結(jié)構(gòu)在AIP截面壓力周向分布分別如圖11～13所示。對比圖中2種流道結(jié)構(gòu)下AIP截面周向壓力分布可見，在相同的插板深度下直線形流道AIP截面形成的低壓區(qū)壓力明顯低于收斂形流道的，且低壓區(qū)形成的角度范圍更接近于插板插入流道后堵塞流道的角度；而且隨插板深度的增加，直線形流道AIP截面高、低壓區(qū)之間的區(qū)分更顯著，高、低壓區(qū)壓力差別也較收斂形流道的明顯增大，其展現(xiàn)的流場形態(tài)與發(fā)動機(jī)進(jìn)氣畸變試驗(yàn)結(jié)果相一致，可見直線形流道結(jié)構(gòu)可以較好地保持發(fā)動機(jī)進(jìn)口高、低壓區(qū)的流場形態(tài)。

圖11 H=30%時(shí)AIP截面周向壓力分布

圖12 H=40%時(shí)AIP截面周向壓力分布

圖13 H=50%時(shí)AIP截面周向壓力分布

5 結(jié)論

（1）通過發(fā)動機(jī)進(jìn)氣總壓畸變試驗(yàn)和理論模擬計(jì)算表明，收斂形和直線形流道結(jié)構(gòu)對發(fā)動機(jī)進(jìn)口畸變流場影響程度明顯不同，直線形流道結(jié)構(gòu)可以更好地表征發(fā)動機(jī)進(jìn)口存在高、低壓區(qū)的畸變流場形態(tài)。

（2）收斂形流道結(jié)構(gòu)在插板深度大于45%后，畸變氣流在插板后的摻混作用加強(qiáng)，穩(wěn)態(tài)周向畸變指數(shù)開始出現(xiàn)下降，且隨插板深度增加，穩(wěn)態(tài)周向畸變指數(shù)明顯減小，發(fā)動機(jī)進(jìn)口流場趨向均勻。

（3）線形進(jìn)氣流道結(jié)構(gòu)隨插板深度增加，各畸變畸變指數(shù)均逐漸增大，不同插板位置下形成的高、低壓區(qū)劃分清晰，相同插板深度下進(jìn)口流場畸變程度相對于收斂形流道結(jié)構(gòu)明顯增大。

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Influence of Two Distortion Channel Configurations on Aeroengine Inlet Flow Filed

RUI Chang-sheng,GU Jun,QIU Ming-xing,WANG Chuan-bao
（AVIC Shenyang Engine Design and Research Institute,Shenyang 110015,China）

Based on an engine inlet total-pressure distortion experiment in an inserted-board,the influence of convergent and straight inlet channel configurations on the engine inlet total pressure distorted flow field was analyzed,and 3-D numerical simulation was studied. The results show that engine inlet steady circumferential total pressure distortion descriptor declines when inserted-board inserting depth is greater than 45%in the convergent channel configuration,and engine inlet flow field becomes uniform with further increasing insertedboard depth.Engine inlet distortion descriptor increases steadily and flow field in inhomogeneous enhancement in the straight channel configuration.The engine inlet distorted flow field is characterized better with straight channel configuration.

total pressure distortion；channel configuration；distortion descriptor；distorted flow field;aeroengine

芮長勝（1977），男，高級工程師，主要從事航空發(fā)動機(jī)總體性能設(shè)計(jì)工作。

2012-09-12