變工況下艦用進氣系統(tǒng)綜合模擬實驗臺氣動特性研究

王建華，吳宛洋，鐘兢軍，潘 濤

(1. 大連海事大學(xué) 輪機工程學(xué)院，遼寧 大連 116026；2. 中國船舶工業(yè)系統(tǒng)工程研究院，北京 100094)

變工況下艦用進氣系統(tǒng)綜合模擬實驗臺氣動特性研究

王建華1,2，吳宛洋1，鐘兢軍1，潘 濤2

(1. 大連海事大學(xué) 輪機工程學(xué)院，遼寧 大連 116026；2. 中國船舶工業(yè)系統(tǒng)工程研究院，北京 100094)

為獲得某新型艦用燃氣輪機進氣系統(tǒng)綜合模擬實驗臺的氣動阻力特性，本文利用實驗與數(shù)值相結(jié)合的方法研究了其氣動特性及流場特性。首先在實驗臺上完成不同工況下的模擬實驗，進行氣動參數(shù)的采集，并計算對應(yīng)工況下的內(nèi)部流場，分析各截面上總壓損失分布及流阻特性。結(jié)果表明，在不同工況下該進氣系統(tǒng)內(nèi)部流場主流區(qū)流動平穩(wěn)均勻，各部分總壓損失較小且分配合理，且設(shè)計工況阻力系數(shù)最小。該新型艦用燃氣輪機進氣系統(tǒng)綜合模擬實驗臺具有良好的氣動特性。

燃氣輪機；進氣系統(tǒng)；綜合模擬實驗；數(shù)值模擬

0 引 言

船用燃氣輪機進氣系統(tǒng)是燃氣輪機裝艦技術(shù)研究的一個重要組成部分。燃氣輪機進氣系統(tǒng)設(shè)備眾多，結(jié)構(gòu)復(fù)雜，進氣系統(tǒng)包括百葉窗、濾清器、消聲器等多項設(shè)備，進氣流量大，流場復(fù)雜。涉及多個學(xué)科和功能要求，但其中最核心的研究重點是氣動流動合理性和濾清性能[1]。

建立相應(yīng)進氣系統(tǒng)的模擬實驗平臺對研發(fā)和設(shè)計新型高性能進氣系統(tǒng)非常重要，目前，國內(nèi)外關(guān)于燃氣輪機進氣系統(tǒng)的研究多集中在航空、航天、車輛領(lǐng)域[2–4]，鑒于在設(shè)計船用燃氣輪機進氣系統(tǒng)的綜合模擬實驗時需要綜合考慮各設(shè)備的匹配性以及與實物實驗的相似性問題，實驗裝置設(shè)計難度較大，開展相關(guān)的模擬實驗研究十分少見。

近年來我國積極發(fā)展海上軍事力量，對該領(lǐng)域的研究正在逐漸深入，但與國外相比，我國在進氣系統(tǒng)設(shè)計上，還基本上停留在各部分結(jié)構(gòu)單獨計算再進行簡單疊加的經(jīng)驗設(shè)計階段，沒有實現(xiàn)整體進氣系統(tǒng)的集成與模塊化，進氣系統(tǒng)的氣動綜合性能較差，各結(jié)構(gòu)的阻力分配并不合理，在工程應(yīng)用上，實驗驗證手段也不完善。針對這一現(xiàn)狀，本文的研究內(nèi)容主要為根據(jù)艦用燃氣輪機進氣模擬實驗要求，構(gòu)建一套能對多種進氣環(huán)境進行模擬，且實時性、穩(wěn)定性、重復(fù)性及精度都較為完善的新型艦船燃氣輪機進氣系統(tǒng)性能調(diào)試實驗臺，并運用三維定常數(shù)值模擬手段分析進氣系統(tǒng)內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)、氣體阻力分布、合理配置消聲的模塊阻力分配，獲得相應(yīng)氣動參數(shù)，為研究新型高效的燃氣輪機進氣系統(tǒng)提供理論基礎(chǔ)。

1 實驗系統(tǒng)介紹

1.1 實驗設(shè)備

大連海事大學(xué)船舶動力工程研究所借鑒國外先進艦用燃氣輪機進氣系統(tǒng)的設(shè)計，以模塊化為基礎(chǔ)設(shè)計思想，根據(jù) 1.1 提到的船用燃氣輪機進氣模擬實驗要求，自主設(shè)計并構(gòu)建了文中的新型艦船燃氣輪機進氣系統(tǒng)性能調(diào)試實驗臺。本實驗臺為吸氣式實驗風(fēng)洞，主要包括進氣口、鹽霧發(fā)生系統(tǒng)、百葉窗、濾清裝置、消聲裝置、風(fēng)機及出口段等，總長約 18 m。

進氣系統(tǒng)性能調(diào)試實驗臺的主要結(jié)構(gòu)示意圖如圖1 所示。

圖 1 進氣系統(tǒng)實驗臺結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Experimental intake system schematic diagram

本文著重敘述進氣系統(tǒng)的氣動性能，暫不贅述測試溶液中鹽霧濃度的鹽霧測試系統(tǒng)及測試鹽霧氣溶膠滴譜的等動力采樣（等動力學(xué)采樣一種采集流動介質(zhì)中樣品的采樣方法，為使所采集的樣品有代表性，必須使進入采樣器的氣流或水流速度與采樣點附近的氣流或水流的速度相同。這樣才能使采集到的懸浮顆粒物濃度或水樣中的組分與實際氣流或水流中的完全一致）。該氣動參數(shù)測試系統(tǒng)以 1 截面為進口，7 截面為出口進行測量。為滿足上文中提到的各種進氣系統(tǒng)設(shè)計要求，在系統(tǒng)內(nèi)包含百葉窗，濾清結(jié)構(gòu)及消聲裝置，由于實驗段尺寸較大，而用作風(fēng)源的風(fēng)機進風(fēng)面積較小，所以需要通過結(jié)構(gòu)收縮實現(xiàn)兩者的連接，為了減少幾何結(jié)構(gòu)改變引起的氣動損失，采用了維托辛斯基曲線作為收縮型線，完成了實驗風(fēng)洞向軸流風(fēng)機的結(jié)構(gòu)收縮[6]。考慮到風(fēng)洞面積較大，來流速度較低且在整個截面分布不均勻，出于對流速、流量測試精度的考慮，選取面積收縮之后的7截面作為測試位置，從而提高流速、流量的測量精度。

1.2 實驗原理

首先采用電子壓力掃描閥采集截面 7 中的 13 點皮托管陣列的總壓和靜壓數(shù)據(jù)，從而得到此截面的平均動壓值，利用公式推導(dǎo)出截面7的平均流速，再根據(jù)空氣密度和截面 7 的通流面積，推導(dǎo)出風(fēng)洞的質(zhì)量流量，主要推導(dǎo)過程如下：

求空氣密度 ρ空

式中：P0為實測大氣壓力，Pa；t0為實測大氣溫度，℃。

由截面 7 中的 13 點皮托管陣列的總壓和靜壓數(shù)據(jù)求出動壓值

式中：P7總i為截面 7 第 i 點總壓，Pa；P7靜i為截面 7第 i 點靜壓，Pa。

再由截面 7 動壓值 ΔPν、截面 7 的面積 S7和空氣密度 ρ空求得風(fēng)洞的質(zhì)量流量

圖 2 實驗件示意圖Fig. 2 Experiment sample schematic diagram

圖 3 截面 7 壓力測點布置Fig. 3 Pressure measuring point of the 7 cross section

同理，在各模擬工況流量下，利用電子壓力掃描閥采集進氣百葉窗、進氣濾清裝置和進氣消聲裝置前后多點壓力探頭陣列的總壓數(shù)據(jù)，在測量過程中根據(jù)測量截面的不同通流面積選定合理測點布置方案，壓力測點布置如圖 4 所示，從而得到各設(shè)備前后截面的平均總壓值，前后平均總壓之差即為各設(shè)備在各工況下的壓力損失，1 截面與 7 截面的總壓之差即該設(shè)備的總壓力損失，該電子壓力掃描閥量程小且具備萬分之五的較高精度，可以保證本實驗的精度要求，壓力損失求解公式如下：

式中：P前總i為被監(jiān)測結(jié)構(gòu)前方布點截面第 i 點總壓，Pa；P后總i為被監(jiān)測結(jié)構(gòu)后方布點截面第 i 點總壓，Pa。

圖 4 各截面壓力測點布置Fig. 4 Pressure measuring point of the different cross sections

再根據(jù)各設(shè)備的通流面積 S’ 和模擬工況下流量值mi，得到通過各設(shè)備的流速：

最后根據(jù)各設(shè)備在 0.2，0.4，0.6，0.8 和 1.0 工況下的壓力損失 ΔPi和和流經(jīng) Vi，求得各工況下設(shè)備的阻力系數(shù) ξi，繪制出設(shè)備流速 Vi與阻力系數(shù) ξi[7]的曲線圖。

1.3 試驗過程

各設(shè)備氣動性能按以下步驟進行，實驗在大連海事大學(xué)船舶動力工程研究實驗室完成：

1）首先進行試驗管道氣密性檢查，未開啟風(fēng)機時，在管道的連接處用集中強光照射，在另一側(cè)進行透光性檢測；在開啟風(fēng)機的情況下，將肥皂水涂抹在管道連接處，觀察連接處情況。若氣密性不好，通過緊固連接螺栓，并用玻璃膠涂抹縫隙實現(xiàn)整個管道的密封完好；

圖 5 氣動測量數(shù)據(jù)采集及處理系統(tǒng)Fig. 5 Pneumatic measurement data acquisition and processing system

2）檢查各截面皮托管探針陣列連接管路，保證連接完好，啟動電子壓力掃描閥，打開數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)并校零；

3）啟動風(fēng)機，調(diào)節(jié)風(fēng)機頻率，觀察數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)中各點數(shù)據(jù)值，排除異常點后方可進行試驗；從0.2工況進行試驗；

4）完成從 0.2 工況開始，數(shù)據(jù)穩(wěn)定 30 s 后進行自動記錄，接著完成 0.4，0.6，0.8 和 1.0 工況氣動試驗；

5）停機并檢查。

由表 1 可知，氣體流經(jīng)進氣系統(tǒng)的過程中，會受到百葉窗及濾清器結(jié)構(gòu)的影響，產(chǎn)生氣動損失，不同工況下模擬實驗臺的各部分的壓力損失較為合理，且總體壓力損失處于較低的水平，在設(shè)計工況下阻力系數(shù)最低。

2 數(shù)值模擬方法校核

表 1 各截面總壓平均值Tab. 1 The average total pressure of different cross sections

為驗證數(shù)值模擬方法在進氣系統(tǒng)氣動參數(shù)獲取及流場方面的準確性，首先對數(shù)值模擬軟件進行校核，整體結(jié)構(gòu)氣動參數(shù)如表 2 所示。收斂段、消聲器及出口段都保留了具體結(jié)構(gòu)，表 2 中的結(jié)果對比，主要包含消聲器及包括收斂段與出口段在內(nèi)的總體結(jié)構(gòu)的氣動參數(shù)，可知數(shù)值與實驗結(jié)果的各主要參數(shù)相差無幾，這也證明計算軟件的選擇合理，數(shù)值模擬結(jié)果所得的壓力損失及阻力系數(shù)略低于實驗結(jié)果，考慮到實驗過程中存在的不可避免的人為誤差及實驗件本身的加工精度，這種數(shù)值上的誤差可以接受，本文的數(shù)值模擬結(jié)果在對研究該進氣系統(tǒng)綜合模擬實驗臺的氣動特性時可信。

表 2 數(shù)值與實驗各主要參數(shù)Tab. 2 Main parameter of numerical simulation and experiment

3 數(shù)值模型、網(wǎng)格及參數(shù)定義

3.1 數(shù)值模型及網(wǎng)格

計算模型和計算域網(wǎng)格如圖 6～圖 8 所示，按實際尺寸 1:1 建立并保留消聲器細節(jié)結(jié)構(gòu)，為了盡可能真實的反映進氣系統(tǒng)的流動特性，百葉窗及濾清器結(jié)構(gòu)不能忽略，但若真實再現(xiàn)這些部件的具體結(jié)構(gòu)勢必大大增加計算難度及周期，因此本文利用 Ansys CFX 軟件中 Interface Model 選項中的 Pressure Change 命令（功能同 Fluent 中 Fan 邊界命令）根據(jù)實驗測定結(jié)果給出氣流流經(jīng)百葉窗及濾清器結(jié)構(gòu)前后的的壓力損失變化，該艦船燃氣輪機進氣系統(tǒng)幾何尺寸較大，以整體結(jié)構(gòu)繪制網(wǎng)格時不可避免的會存在網(wǎng)格質(zhì)量較差的區(qū)域，因此為獲得更為準確的數(shù)值計算結(jié)果，在劃分網(wǎng)格的過程中將整體模型劃分為結(jié)構(gòu)不同的子區(qū)域，分別生成較高質(zhì)量的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格后在 Ansys CFX 數(shù)值計算軟件中合成并進行數(shù)值計算[8]，整體網(wǎng)格數(shù)約 660萬，湍流模型選定為 k-ε 模型，給定進口速度及總溫，出口壓力邊界條件。

由于在數(shù)值計算過程中百葉窗及濾清器結(jié)構(gòu)應(yīng)用了 Pressure Change 命令，為了驗證其可行性，對截面 6與截面 7 的總壓損失在實驗與數(shù)值計算中的分布特性進行了分析，表 3 為兩者實驗測試點在設(shè)計工況下的實驗數(shù)據(jù)值。

圖 6 計算域三維建模Fig. 6 Three dimensional model of calculation domain

圖 7 計算域網(wǎng)格Fig. 7 Grid of calculation domain

圖 8 消聲器網(wǎng)格Fig. 8 Grid of noise silencer

表 3 截面 6 與截面 7 的主要參數(shù)Tab. 3 The average total pressure of the 6 cross section and the 7 cross section

觀察 6 截面上各數(shù)據(jù)點的數(shù)值可知，數(shù)據(jù)點 1 和數(shù)據(jù)點 5 壓力損失略大，數(shù)據(jù)點 2，數(shù)據(jù)點 3，數(shù)據(jù)點4 壓力損失略小，在實驗中氣流流經(jīng)濾清器后進入消聲器時已經(jīng)基本均勻，雖然實驗結(jié)果相比數(shù)值結(jié)果數(shù)值略有差異，但差值在實驗壓力測試儀器與數(shù)值模擬方法允許范圍內(nèi)，且分布規(guī)律上一致，因此數(shù)值結(jié)果可信。

觀察 7 截面的數(shù)值結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，數(shù)據(jù)點 2，數(shù)據(jù)點 5，數(shù)據(jù)點 8 和數(shù)據(jù)點 12 所在區(qū)域總壓損失數(shù)值最小，其次為數(shù)據(jù)點 3，數(shù)據(jù)點 6，數(shù)據(jù)點 9 和數(shù)據(jù)點 11的區(qū)域，數(shù)據(jù)點 1，數(shù)據(jù)點 4，數(shù)據(jù)點 7，和數(shù)據(jù)點 11所處區(qū)域總壓損失數(shù)值相比這 8 個點都較大，而數(shù)據(jù)點 10 的總壓損失數(shù)值最大，且 3 組數(shù)據(jù)點的結(jié)果數(shù)值相處于同一水平，數(shù)值結(jié)果與實驗結(jié)果變化趨勢一致，數(shù)量相當(dāng)，即數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果具備一致性。

綜上所述，雖然數(shù)值結(jié)果中百葉窗與濾清器利用了壓力階躍方式進行計算，但實驗過程中氣流開始流動至 6 截面時的流場特性與氣流均勻性都與數(shù)值模擬結(jié)果保持了一致，在 3.2 節(jié)中定義速度均勻性的數(shù)值結(jié)果分析具備可信性與指導(dǎo)意義。

3.2 參數(shù)定義

為更為直觀的表征直接影響壓氣機進口流場流速分布情況的進氣系統(tǒng)出口處的氣流均勻程度，文中自定義參數(shù)。

定義式：

式中：v1為出口截面上的氣流速度平均值；v′1為出口截面上的法向速度平均值。

出口均勻系數(shù)主要表征在出口截面氣流速度的均勻程度，越接近 1，表示出口速度的均勻程度越好。根據(jù)該公式計算，在流速最高的設(shè)計工況下進氣系統(tǒng)的出口均勻系數(shù)仍能保持為 0.998 9，具有較高的出口均勻程度。

4 計算結(jié)果分析

4.1 橫向截面結(jié)果分析

進氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)較為簡單，結(jié)構(gòu)內(nèi)產(chǎn)生的流動損失主要分 2 種：沿程損失，即沿流動路程上由于各流體層之間黏性摩擦而產(chǎn)生的流動損失（又叫摩擦損失）；局部損失，即流體在流動過程中因遇到局部障礙物，例如，截面突然擴大或減小、流道突然彎曲、流道中存在各種管件等而產(chǎn)生的流動損失，為保證設(shè)計要求中氣體流動總壓損失盡量小，文中的進氣系統(tǒng)內(nèi)不存在明顯的氣流轉(zhuǎn)向等會產(chǎn)生較大局部損失的流場特性，觀察各工況的橫向截面總壓損失分布，可以發(fā)現(xiàn)除了數(shù)值上的變化，各個流場的分布特點及流動特性基本一致，也就是說在各個工況下該進氣系統(tǒng)內(nèi)的氣流流動具有一定的規(guī)律性，本文以 0.2 工況為例進行分析。整體結(jié)構(gòu)通流部分各部分過渡平緩，氣流流動均勻穩(wěn)定，氣流產(chǎn)生的流動損失主要為摩擦損失，主流區(qū)域總壓損失較小。氣體在流經(jīng)百葉窗與濾清器時，通過數(shù)值計算軟件的交界面邊界設(shè)定后壓力會平穩(wěn)下降到接近預(yù)設(shè)值。從圖 9 可看出這些結(jié)構(gòu)前后存在明顯的區(qū)域分界。

圖 9 0.2 工況消聲器截面Fig. 9 The cross section of noise silencer part in the 0.2 condition

結(jié)合圖 10（a）及圖 11 分析可知氣體流經(jīng)消聲器時，由于流通面積發(fā)生變化，因此消聲器內(nèi)的摩擦損失較高，消聲器進口區(qū)域總壓分布相對均勻，在消聲器出口截面，與消聲部分相交接的部分由于氣流的流動連貫性總壓損失會低于其他區(qū)域，這種結(jié)構(gòu)原因造成的流動特性會在出口段形成如圖 11 所示的尾跡發(fā)展區(qū)域。

4.2 消聲器前后截面結(jié)果分析

觀察圖 12 可發(fā)現(xiàn)，中心區(qū)域氣流穩(wěn)定，由靠近壁面到主流區(qū)域會存在如圖所示的逐層壓力損失遞減的分布特點，這是由摩擦損失及后方氣流的勢流作用共同影響造成的，后方通流結(jié)構(gòu)的幾何變化必然帶來一定勢流作用，因此在 4 個角區(qū)內(nèi)存在明顯的壓力變化區(qū)域，但整個截面內(nèi)壓力損失的數(shù)值變化極小，消聲器進口截面仍然具有較好的氣體均勻性。由圖 13（消聲裝置的出口截面）可知，在消聲器內(nèi)部的主流區(qū)域氣流仍然較為平穩(wěn)的流動，后方方轉(zhuǎn)圓結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的通流面積變化會帶來氣流的勢流作用，這使得消聲器通流結(jié)構(gòu)中存在如圖所示的角區(qū)總壓分布特性。

由圖 14 可知，離開消聲器結(jié)構(gòu)后，因為存在氣體的摻混壓力損失較高，但對應(yīng)通流結(jié)構(gòu)的區(qū)域由于氣體的流動連貫性，總壓損失較小，并以對應(yīng)出口面積較大的 2 個中間區(qū)域現(xiàn)象最為明顯，這也和前文橫向截面總壓分布特點相對應(yīng)，靠近壁面處因為摩擦損失存在會有一定壓力損失，出口段為方轉(zhuǎn)圓結(jié)構(gòu)，這種氣流通流面積的改變帶來一定的壓力損失分布特性，在這種特性及出口段中流出消聲器的氣流互相摻混的共同影響下，出口截面存在上下兩處高損區(qū)，雖然出口截面的總壓分布相對復(fù)雜，但出口均勻系數(shù)為 0.999 1，氣流仍然具有一定的穩(wěn)定性與均勻性。

圖 10 各個工況下橫向截面總壓損失分布圖Fig. 10 Distribution of the total pressure loss in the horizontal cross section in the different conditions

圖 11 0.2 工況橫向截面流線分布圖Fig. 11 The flow characteristic of horizontal cross section in the 0.2 condition

圖 12 0.2 工況消聲器進口Fig. 12 The inlet cross section of noise silencer part in the 0.2 condition

圖 13 0.2 工況消聲器截面Fig. 13 The cross section of noise silencer part in the 0.2 condition

圖 14 0.2 工況消聲器出口截面Fig. 14 The outlet cross section of noise silencer part in the 0.2 condition

4.3 變工況下性能曲線

圖 15 中曲線 1 表征總壓損失數(shù)值結(jié)果，曲線 2 表征阻力系數(shù)數(shù)值結(jié)果，黑色圖標表征總壓損失實驗結(jié)果，三角形圖標表征阻力系數(shù)實驗結(jié)果。由圖可知，雖然 2 種參數(shù)的數(shù)值結(jié)果稍低于實驗結(jié)果，但兩者的變化趨勢完全一致，隨著氣流來流流動速度的增加及流量變化，以沿程損失為主的總壓損失會隨著 0.2 工況向設(shè)計工況發(fā)展而有所增加，但是阻力系數(shù)則隨著靠近設(shè)計工況而逐漸減低，即在設(shè)計工況下該進氣系統(tǒng)綜合模擬實驗臺的阻力系數(shù)最低，該進氣系統(tǒng)在不同工況下的最大總壓損失數(shù)值僅僅只有 1 240 Pa 左右，保證了進氣系統(tǒng)總壓損失盡量小的設(shè)計目標。

圖 15 變工況性能曲線Fig. 15 Performance curve of variable conditions

5 結(jié) 語

本文通過構(gòu)建新型艦船燃氣輪機進氣系統(tǒng)，完成不同工況下的模擬實驗，并在進行數(shù)值校核后結(jié)合氣動性能的仿真研究獲得其相應(yīng)性能參數(shù)及內(nèi)部流場特性，主要結(jié)論如下：

1）不同工況下的進氣系統(tǒng)總壓損失分布雖然在數(shù)值上存在差異，但內(nèi)部流動特性基本一致，主流均勻，氣動損失較小且分配合理。

2）在氣體流經(jīng)消聲器結(jié)構(gòu)后，雖然出口截面存在明顯的高低壓力損失區(qū)，但氣流的出口均勻系數(shù)仍維持在較高的數(shù)值，氣流仍然具有一定的穩(wěn)定性與均勻性。

3）隨著進口氣流流量的增加，進氣系統(tǒng)的總壓損失會隨之逐漸增大，但在設(shè)計工況下，阻力系數(shù)最低，該工況下進氣系統(tǒng)具有最好的氣阻特性。

4）該新型艦船燃氣輪機進氣系統(tǒng)模擬實驗臺設(shè)計合理，氣阻性能良好，氣體總壓損失數(shù)值較小，基本體現(xiàn)模塊化的設(shè)計理念，穩(wěn)定性、精度都較為完善。

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Investigation on the aerodynamic characteristics of the intake system in a marine gas turbine in variable conditions

WANG Jian-hua1,2, WU Wan-yang1, ZHONG Jing-jun1, PAN Tao2
(1. Marine Engineering College, Dalian Maritime University, Dalian 116026, China; 2. Systems Engineering Research Institute of China State Shipbuilding Cooperation, Beijing 100094, China)

For the sake of aerodynamic resistance characteristic of a new simulation experiment rig for marine gas turbine intake system, in this paper, the aerodynamic characteristics and flow field characteristics were studied by the combination of experimental study and numerical simulation. Aerodynamic parameters were collected when the simulated experiment at the different conditions were done by the experimental system, the numerical simulation of the flow field at the same condition was made and the total pressure loss distribution and aerodynamic resistance characteristic for the different cross sections were analyzed. The results show the main flow of intake system internal flow field at the different conditions keep flow stable and uniform, total pressure loss of different parts allocation is reasonable, the resistance coefficient of the design condition is lowest, the simulation experiment rig has good aerodynamic characteristics.

gas turbine；intake system；simulation experiment rig；numerical simulation

U464.3

A

1672–7619(2016)12–0087–07

10.3404/j.issn.1672–7619.2016.12.018

2016–10–08；

2016–11–02

遼寧省高校創(chuàng)新團隊支持計劃資助項目(LT2015004)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金資助項目(3132016334)

王建華(1979–)，男，博士研究生，高級工程師 ，研究方向為艦船進排氣系統(tǒng)。