葉片式旋流畸變發(fā)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(wěn)定性會產(chǎn)生十分不利的影響，嚴重時甚至會導(dǎo)致發(fā)動機喘振。欲研究旋流畸變對發(fā)動機性能的影響，首先要獲得旋流場，國內(nèi)外學者對旋流場的獲得方法開展了大量的研究。目前國內(nèi)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(chǎn)生對渦旋流，并且發(fā)現(xiàn)通過調(diào)節(jié)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(guān)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(fā)生器制造成本低且加工簡單，但它只能產(chǎn)生對渦旋流場，無法模擬其他樣式的旋流場。Sheoran[4]和Bruce[5]設(shè)計了一種腔室型旋流畸變發(fā)生器，可通過改變進氣方式、調(diào)節(jié)腔室調(diào)節(jié)板的尺寸位置等方法來產(chǎn)生不同結(jié)構(gòu)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(fā)生器仍然無法模擬飛機在實際飛行中產(chǎn)生的復(fù)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(zhàn)機研制后不久，國外的Genssler[1]等人便采用了類似發(fā)動機進口導(dǎo)流葉片的裝置來產(chǎn)生旋流畸變，由于受當時工業(yè)水平的限制，Genssler設(shè)計的旋流畸變發(fā)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(shè)計了整體渦旋流畸變發(fā)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(fā)生器產(chǎn)生流場的精度開展細致的研究。姜健等[8-10]設(shè)計的葉片式旋流畸變發(fā)生器，通過改變?nèi)~片的布局和構(gòu)型產(chǎn)生了不同強度的整體渦、對渦以及偏移對渦。屠寶鋒[11]設(shè)計了一款可調(diào)葉片式旋流畸變發(fā)生器，通過改變?nèi)~片的安裝角以及葉片數(shù)目來改變旋流強度。上述葉片式旋流畸變發(fā)生器僅可產(chǎn)生一般樣式的旋流場，沒有利用葉片式旋流畸變發(fā)生器復(fù)現(xiàn)實際飛行中飛機內(nèi)部的復(fù)雜旋流場，也沒有目標流場，無法研究其畸變發(fā)生器獲得的流場精度。隨著旋流畸變研究的深入，對于能產(chǎn)生實際飛行中復(fù)雜旋流場的旋流畸變發(fā)生器設(shè)計方法的需求也更加迫切。Kevin[12]首次根據(jù)目標流場來反推畸變發(fā)生器的結(jié)構(gòu)樣式，并且隨著現(xiàn)代制造工藝的提升和加工能力的極大提升，所設(shè)計的葉片式旋流畸變發(fā)生器也不再是獨立葉片的組合，而是利用CAD技術(shù)將葉片融合在一起做成了旋流畸變網(wǎng)，其結(jié)構(gòu)更加穩(wěn)定，復(fù)現(xiàn)流場的精度更高。張磊[13]也做了相關(guān)的研究。雖然旋流畸變網(wǎng)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定而且可復(fù)現(xiàn)任意結(jié)構(gòu)樣式的旋流場，但在設(shè)計過程中需反復(fù)調(diào)整葉片安裝角和弦長等幾何參數(shù)才能與目標流場吻合，耗費時間和精力過多，設(shè)計效率較低。

1 初始計算模型的設(shè)計

張磊[14]采用平面葉柵研究了氣流轉(zhuǎn)角與葉型安裝角的關(guān)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(shù)葉片式旋流畸變發(fā)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(guān)系；③可觀察旋流角的均勻程度。

圖1 整體渦旋流畸變網(wǎng)

數(shù)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(chǎn)生分布均勻的旋流角。初始模型的結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示，外圓半徑300 mm，內(nèi)部圓環(huán)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(jié)構(gòu)尺寸。

圖2 旋流畸變網(wǎng)采用的葉型

2 數(shù)值計算方法

2.1 幾何模型

本文計算域的設(shè)置是根據(jù)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(shè)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(shè)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(tǒng)

圖4 計算域

2.2 求解方法及網(wǎng)格無關(guān)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(shè)置質(zhì)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(shè)置為各個待求解量的相對變化值下降到10-5，并監(jiān)控進出口流量平衡情況。整個計算域網(wǎng)格總數(shù)達到900萬，計算在1臺48 G內(nèi)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(jié)構(gòu)網(wǎng)格，畸變段采用正四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，對葉片前后緣進行線加密，針對中間渦核位置結(jié)構(gòu)密集復(fù)雜特點，創(chuàng)建一個加密區(qū)。計算時共劃分了4套網(wǎng)格，以總壓恢復(fù)系數(shù)σ(旋流畸變發(fā)生器進出口截面總壓比)為準則參數(shù)，計算結(jié)果如表1所示，當網(wǎng)格數(shù)量達到600萬時，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果的影響可忽略，最終畸變段網(wǎng)格數(shù)量650萬，近壁面處網(wǎng)格y+<3，滿足精度要求。

表1 網(wǎng)格數(shù)量與總壓恢復(fù)系數(shù)

3 結(jié)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(shù)來評價旋流畸變，其中旋流角是最基礎(chǔ)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(shè)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(wǎng)格剖分，計算采用ANSYS CFX，仿真計算結(jié)果如圖5所示。可見等弦長模型產(chǎn)生的旋流角很不均勻，并且隨著稠度的減小，產(chǎn)生的旋流角隨之減小。

圖5 不同角度的整體渦旋流畸變網(wǎng)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(chǎn)生的旋流角度隨之變化。在流場中沿徑向設(shè)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(guān)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(guān)系圖

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

圖7中發(fā)現(xiàn)，當稠度小于1時，旋流角復(fù)現(xiàn)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(shè)計模型時，將葉片稠度范圍設(shè)置為1～2，間距為0.1，共11個稠度，每個稠度對應(yīng)設(shè)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(qū)域的半徑為0.03 m，考慮到該區(qū)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(huán)上旋流角的平均值認為是該稠度下產(chǎn)生的旋流角度。經(jīng)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(huán)

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(guān)系圖

將不同彎角模型獲得的旋流角除以對應(yīng)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(guān)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(guān)系圖

由于各曲線上旋流角與取平均后的曲線存在誤差，經(jīng)處理后發(fā)現(xiàn)，其誤差近似為線性關(guān)系，式(2)變?yōu)槭?3)，其中5°、10°、15°和20°曲線對應(yīng)的系數(shù)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(fā)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(fā)展趨勢

為進一步衡量旋流角隨著氣流向下游發(fā)展的變化，在距離畸變段后每隔100 mm設(shè)置一個觀測截面，第一個截面距離畸變發(fā)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(shù)據(jù)處理后發(fā)現(xiàn)，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(fā)現(xiàn)，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(fā)現(xiàn)，葉片彎角相同的模型增大相同的安裝角，發(fā)現(xiàn)葉片稠度越大，其旋流角增量越大，呈線性關(guān)系。

圖12 旋流角增量與彎角關(guān)系圖

從圖13發(fā)現(xiàn)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(guān)系。

圖13 旋流角增量與稠度的關(guān)系

3.4 馬赫數(shù)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(shè)置為70 kPa、80 kPa、90 kPa以及95 kPa，對應(yīng)氣流流經(jīng)畸變段后的馬赫數(shù)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(fā)現(xiàn)旋流角與馬赫數(shù)關(guān)系如圖14所示。在亞音速階段，旋流角和馬赫數(shù)之間近似呈指數(shù)關(guān)系。這是由于隨著馬赫數(shù)越大，氣流流動速度越快，氣流運動越紊亂。不同馬赫數(shù)的氣流向下游發(fā)展相同的距離時，馬赫數(shù)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(shù)關(guān)系圖

3.5 畸變發(fā)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(shè)置反壓80 kPa，分別將外徑設(shè)置為200 mm，400 mm，計算結(jié)果如圖15所示?？梢姽軓皆?00～600 mm范圍內(nèi)，隨著畸變發(fā)生器外徑的減小，旋流角會隨之增大，近似呈線性關(guān)系，通過圖15縱坐標來看，畸變發(fā)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(fā)生器的高效率設(shè)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(fā)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(shè)計了標準對渦旋流畸變網(wǎng)(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(wǎng)出口截面下游600 mm截面的旋流角。

圖16 對渦旋流畸變網(wǎng)的安裝

圖17 單級低速軸流壓氣機實驗臺系統(tǒng)

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(zhuǎn)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(shè)計轉(zhuǎn)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(nèi)設(shè)置3個測環(huán)(圖19)，在3個測環(huán)上目標流場、CFD模擬結(jié)果以及試驗結(jié)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(huán)示意圖

表3 目標流場、CFD以及試驗結(jié)果的旋流角誤差

從圖中可以看出，在R1和R3測環(huán)上CFD模擬和試驗結(jié)果與設(shè)計值吻合較好，在R2測環(huán)，由于葉片布置密集，且存在支撐結(jié)構(gòu)的影響，導(dǎo)致CFD以及試驗結(jié)果與設(shè)計值誤差較大。

結(jié)果表明，利用擬合公式設(shè)計的對渦旋流畸變網(wǎng)較高精度地復(fù)現(xiàn)了目標流場的旋流角設(shè)計值，只需在誤差較大區(qū)域進行優(yōu)化設(shè)計，即可高精度模擬目標流場，有效縮短了設(shè)計周期和時間成本。

4 結(jié)論

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

2)隨著氣流向下游發(fā)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(guān)系；畸變發(fā)生器外徑尺寸越小，生成的旋流角越大，近似呈線性關(guān)系；馬赫數(shù)在一定范圍內(nèi)對旋流角影響呈指數(shù)關(guān)系，馬赫數(shù)越大，生成的旋流角越大。

3)稠度以及葉片彎角是復(fù)現(xiàn)期望旋流角的主要影響因素，故在設(shè)計葉片式旋流畸變發(fā)生器時，對于結(jié)構(gòu)較為簡單、葉片間影響較小的葉片式旋流畸變發(fā)生器的設(shè)計中主要選取合適的葉片彎角，調(diào)整葉片稠度來實現(xiàn)期望的旋流角。在結(jié)構(gòu)復(fù)雜，葉片密集的葉片式旋流畸變發(fā)生器的設(shè)計中，可局部調(diào)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(fā)生器外徑尺寸以及馬赫數(shù)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(shè)計絕大多數(shù)的旋流畸變網(wǎng)，若更換其他葉型，則本文擬合公式的適用性會變差。