微小型涡喷发动机进气畸变压力场测试及数值仿真分析

徐 夏，常国强，牛延林

(南京模拟技术研究所，江苏 南京 210018)

0 引言

近年来，国内外军民用无人机、高速靶机等小型飞行器技术研究和应用得到迅速发展，受到航空产业普遍重视。作为其动力装置，小型涡喷发动机因其尺寸小、流量小和高能量密度等特点，在行业内也得到了广泛重视和大力发展。发动机的工作稳定性直接关系着装机对象的技术指标达成。而发动机进口流场畸变是影响发动机稳定性的一个主导降稳因子，当进口流场压力发生畸变时，气流流动条件发生变化，引起气流分离，降低压气机稳定工作裕度、增压比和效率，导致发动机稳定工作范围变小。李振西等[1-3]开展了进气道/发动机相容性和评估方法的研究，表明发动机进气道/发动机相容性是评价发动机性能的关键内容。因此，涡喷发动机研制过程中的进口总压畸变评定尤其重要。

国外学者早在20世纪80年代末就已开始研究。Bion J R[4]对进气道出口流场畸变问题进行了稳态压力不均匀度和总压脉动畸变的研究，对总压脉动畸变度选用脉动强度或紊流度来衡量。Mace J等[5-7]进行了基于试验的统计及预测方法、基于计算流体力学(CFD)的计算合成方法研究。随着研究工作的不断深入，国内学者也开展了大量研究。李文兰等[8]在发动机地面试车台上利用三种畸变模拟网模拟畸变，达到了较高精度；陆传华等[9]针对某涡喷(涡扇)发动机进行了抗畸变流场模拟试验研究，给出了流场计算方法；桑增产等[10]针对双转子涡喷发动机研究了可移动插板式畸变发生器对气动稳定性的影响，试验确定了畸变系数；马明明等[11]研究了扰流板对畸变的影响；赵运生[12]以某涡扇发动机开展了全飞行包线范围的气动稳定性综合评估；田宁等[13]论证了数值计算作为一种指导和验收手段在工程应用中的重要作用；王勤等[14-16]总结了试验研究方法、畸变试验动态流程数据的处理分析方法、不同插板位置对畸变影响。国内外学者针对发动机总压畸变进行了大量理论和试验研究，获得了较为丰富的研究成果。但研究主要集中在大型发动机，未考虑微小型涡喷发动机进气流量较小、结构尺寸小等特点，能否同样适用于微小型涡喷发动机的总压畸变评估评价方法尚不明确。

本文基于某微小型涡喷发动机平台，开展进气畸变压力场测试，并将试验结果与同等工况的数值仿真结果进行对照，评估了该微小型涡喷发动机畸变测量方法的结果准确性，确定了测试方法的可行性。同时，通过数值仿真方法研究微小型发动机尺寸效应所带来的二次畸变影响，为后续微小型涡喷发动机抗畸变能力测试分析提供理论参考。

1 试验方法简介

1.1 试验装置及试验方案

根据航空发动机设计要求，在一定进气总压畸变的条件下发动机应能满足性能指标要求和具备较高的工作稳定性。为测量某微小型涡喷发动机抗畸变能力，设计如图1所示的测量管段，以该微小型涡喷发动机为气源，设置畸变发生器使来流产生总压畸变。气流经喇叭口流入进气道，利用静压测量座测量进气流量，畸变发生器在气流流经时产生总压畸变，气流流过测量截面时采用总压耙测出总压图谱，伴随着一定总压畸变的气流最终流入发动机。在测量管段畸变发生器安装位置放置60°扇形畸变网和60°扇形扰流板(图2)，两扇形中心线均与圆形流道截面顺时针方向135°线重合，分别用来产生不同程度的进气总压畸变。总压测量耙上测点采用等环面布置形式，测量截面Ι距离畸变网轴向距离L为1倍进气道内径D1。测量截面上均布8支测压耙，呈“米”字型分布，如图3所示，每只耙上稳态总压测点的相对径向距离从小到大依次为0.316，0.548，0.707，0.831，0.949。

图1 畸变测量管段示意图

图2 畸变发生器结构形式示意图

图3 畸变测量界面总压测点分布示意图

本试验采用周向总压畸变指数DC60来表征所产生的畸变值大小，畸变值DC60的计算公式如式(1)所示：

(1)

1.2 试验结果分析

试验测量过程中，将畸变网安装至测量管段，测得不同工况下进气总压畸变值，以此来对发动机抗畸变能力进行初步标定。在此基础上，更换畸变发生器为60°扇形扰流板，大幅度增加其能产生的畸变值，进一步探究该发动机抗畸变能力的极限状态。

图4为不同马赫数情况下，两种畸变发生器所测得的DC60畸变值。由图4可知，同等大小的畸变发生器，板面和网面在测量截面所造成的不均匀的总压扰动存在显著差异，板面所产生的平均畸变大小约为网面的4～5倍。这主要是由于两者表面所能产生的实际堵塞比存在差异，这就导致气流通过板面和网面的方式不同，气流只能绕流经过扰流板，但能经由网面表面的网孔穿过畸变网，绕流和穿过所产生的总压扰动幅度不同，进而使得两者产生的畸变不同。同时，随着进气气流马赫数的增大，畸变值虽然存在小幅度波动，但整体呈现逐渐下降趋势。

图4 试验畸变值随Ma数的变化

试验测量时，由于畸变网所产生的进气畸变相对较小，其测量误差相对放大。为了试验测量的准确性，试验结果处理以扰流板所产生的畸变数据为主要分析对象。图5表征的是畸变发生器为扰流板时，不同Ma数下测量截面总压恢复系数等值线图。由图5可知，不同Ma数工况下，总压恢复较弱的区域均位于60°～150°范围内，该范围与60°扇形扰流板放置位置大致吻合，这一结果验证了试验测量准确性的前提。但对照扰流板具体位置和图中核心低压等值线的位置，不难发现，两者存在一定角度，这表明进气道测量管段中气流旋转流动，使得测量截面低压区周向偏转了一定角度，并且其偏转方向与压气机转子旋转方向一致。这是由于亚音速气流受到压气机压缩所产生的扰动是可往上游传播的，使得测量截面上气流的压力分布和流动方向产生了周向的偏转。对比不同Ma数下测量截面的总压恢复系数等值线的疏密程度可看出，随着Ma数增大等值线分布变密，压力分布梯度愈大，综合表现为产生的畸变值亦越大，且低压区逐渐扩大，高压区逐步被相邻等值线“分割”减小。

图5 扰流板产生的不同Ma数下总压恢复系数

2 数值计算方法

为了进一步验证试验测量数据的准确性，运用数值仿真的方法获取相对应的扰流板所产生的畸变流场结构以及相关畸变评定参数的变化规律，并和试验数据进行对比。数值计算的几何模型如图6所示，模型尺寸、流道外形曲线以及畸变发生器安装位置完全按照实际试验测量管段建模。

图6 计算模型简图

由于该几何模型结构相对简单，因此在生成网格时在整个平直段计算域内均采用结构化网格，在扰流板、进气锥面以及近壁面附近区域采用非结构化网格并进行加密，使得Y+符合计算模型要求。计算网格进行了网格无关性验证，对不同网格密度的模型进行了试算，结果表明当网格总数超过110万之后，测量截面气动参数分布无明显变化，因此文中网格量保证在110万左右。数值计算采用商用软件Fluent，基于雷诺平均的N-S方程组，有限体积法离散控制方程，全面考虑了流体的粘性、热传导和可压缩性等性质的影响。层流粘性系数由Sutherland公式求出，湍流模型选取SSTk-ω模型。根据试验测得的压力和流量，赋值计算模型的边界条件，其余均为无滑移绝热壁面边界。

2.1 仿真与试验结果对比分析

在位于试验测量相同位置截面截取仿真数据进行分析，得到了仿真和试验数据对比情况，如图7所示。对比图中不同来流Ma数工况下，仿真数据和试验测量数据总压恢复系数的周向分布情况。从总压恢复系数周向分布看，不同来流Ma数工况下，试验值和仿真值分布趋势大致重合，两者的周向分布曲线均在90°～135°位置出现总压恢复低谷，并在该位置基础上形成了曲线的对称分布。这证明了扇形扰流板在周向上所产生的总压畸变是近似周向对称的。但随着Ma数的增大，试验和仿真的总压恢复系数都均逐步降低，且不均匀度也随之变大；两者的总压恢复系数分布曲线重合度逐渐降低，数值偏差也逐步扩大。当来流Ma数相对较低时，主要的数值偏差只出现在总压恢复系数曲线的低谷位置；当Ma数较大时，大数值偏差区域发展至高总压恢复系数区域，且偏差的主要原因来源于试验测量值偏低。该现象根源于当马赫数低时，气流流速相对较低，压力测量管捕捉压力信息良好，误差较小；流速大时，总压测量管无法保证测量孔对准来流，测量精度降低，误差变大。综合上述分析，本试验测量和数据处理方法在低来流速度下数据可靠性较大，而在较高Ma数来流工况时其数据可作变化趋势的参考。

图7 不同Ma数下总压恢复系数周向分布

基于试验测量和数值仿真结果分析，作出两种研究方法的总压恢复等值线云图分布如图8所示。对比仿真结果和试验结果，两者均存在低压区域，并且低压区域的具体总压恢复系数和低压区所处位置吻合度较高。随着来流马赫数的增大，两者测量截面中低压区都逐步增大，具体数值也随之降低。从中可以看出，计算结果和试验结果吻合良好，表明了试验结果的可靠性和基于试验的CFD仿真计算的有效性。但也存在可解释范围内的差异，不同来流马赫数工况下，CFD计算结果中低压区域范围大小同试验测量结果存在偏差。这是因为实际条件下扰流板的存在使得进气道出口静压在该截面上呈现的不是单一恒定值，多为非均匀压力分布，而仿真计算边界条件按试验测定数据赋予了一固定值。

图8 不同来流Ma数情况下总压恢复系数分布(左-仿真，右-试验)

2.2 进气口渐缩段对畸变强度的影响

为深入探究微小型涡喷发动机进气畸变的影响因素，分析相比大发动机，微小型发动机小尺寸流道对畸变的影响程度，本节将采用CFD方法研究该小型涡喷发动机进气口渐缩段对压气机实际进口畸变的影响。考虑到从发动机进口到压气机进口之间是由渐缩段衔接，会对实际进入压气机的畸变存在一定影响，而该位置试验测量又无法进行，结合上文可信度较高的CFD计算方法可仿真出压气机前的畸变情况。图9为整个压气机进口前端测量管段速度分布图，从进气上游往下游传播过程看，渐缩段前挡片所造成的周向速度差异显著高于渐缩段后，这表明渐缩段对气流具有一定的整流作用，并且该整流作用将集中表现为使得压气机进口畸变发生改变。

图9 压气机进口前管段速度分布

基于上述分析，将压气机实际进口位置压力分布截取出来并计算不同工况下的DC60值进行比较。如图10所示，随着马赫数增大，进口畸变值波动较小，但整体上呈现减小趋势，该变化趋势与试验测量一致。但该位置处DC60值显著小于发动机进口测得的DC60值，具体结果如表1所示，进气渐缩段对来流畸变的整流作用显著，渐缩段截面减小使得紊流度较大流体受到流动束缚，流动得到有效规整。实际进入压气机的畸变值降低60%左右。这也说明，微小型涡喷发动机的小尺寸结构特点中渐缩进气衔接段对畸变的影响较大，合理优化的渐缩段能够有效地提升小型涡喷发动机整机抗畸变能力。

图10 不同工况压气机进口压力分布

表1 不同工况渐缩段前后畸变值DC60变化

3 结论

1)采用CFD计算的方法仿真得出的畸变特征，与试验测试结果在低来流马赫数工况下吻合良好，在高来流马赫数下变化趋势趋于一致，从而证明了试验数据的可靠性以及CFD技术在畸变研究中的有效性，为探索微小型涡喷发动机抗畸变能力提供了一种试验和CFD相结合的研究手段。

2)微小型涡喷发动机进气渐缩段对进入压气机的二次畸变存在较大影响，能降低60%左右上游传递来的畸变，且进气渐缩段能显著提升整机的抗畸变能力。后续应进一步深入研究，联合压气机进行畸变仿真计算，考虑下游压气机流场压力波上传对进口畸变场的影响。