邓 甜，雷 攀，高绪万，吴宇豪

（中国民航大学中欧航空工程师学院，天津 300300）

径向总压畸变对风扇前后流场的影响研究

邓 甜，雷 攀，高绪万，吴宇豪

（中国民航大学中欧航空工程师学院，天津 300300）

采用数值模拟的方法，对某大涵道比小型涡扇发动机的风扇部分进行建模，并分别设置等效低压区为扇形角度60°、90°、120°及150°这4种不同程度的总压畸变进口条件，研究进气道径向总压畸变进口条件下，风扇前后流场的变换规律。研究发现，风扇后流场的总压畸变指数比风扇前大，说明风扇后流场受到风扇转动作用，其不稳定度程度比风扇前大；相对于切向速度和轴向速度，径向速度畸变指数受总压畸变的影响更大；总压畸变指数在风扇前呈增长趋势，且不同径向总压畸变进口条件的变化规律十分相似，总压畸变指数在风扇后存在最大值区域。

涡扇发动机；径向总压畸变；畸变指数；数值模拟

径向总压畸变属于进口总压畸变中的一种，其存在能在一定程度上影响发动机的稳定性，近现代由于发动机转速的提升，使得总压畸变的影响程度也相应增加到不得不考虑的范围，国内外关于总压畸变的研究如下。

WAWalter等[1]基于压力和温度方面的考虑对F100型发动机进行了实验研究。Awatef Hamed[2]和Milt Davis等[3]为发动机地面测试提供了方案，主要对畸变发生位置进行了深入研究。文献[4]中采用三维非稳态流场进行计算，对压气机进气道畸变的响应进行了分析。William T Cousins等[5-6]利用实际实验，通过安装畸变扰流板人为地创造畸变条件，并对某型高涵道比涡扇发动机进行相关实验研究。Jose Rodrigue等[7]为改善进口流场的稳定度，针对畸变条件专门设计了新型压气机进口。

张靖煊[8]于2007年研究了进气道总压畸变对简单叶型的压气机叶顶间隙流的稳定性，并提出了相应的改善方法。孙鹏[9]通过数值模拟，对跨声速风扇流场结构对畸变的响应进行了研究。郑宁等[10]从三维模型出发，进行了风扇进气畸变的技术研究。张环等[11]进行了带旋转的总压畸变进口条件对压气机稳定性影响的研究。2010年任伟峰[12]针对小流量的涡喷发动机，对总压畸变的评定技术进行了分析。王春利等[13]进行了进气畸变对两级风扇稳定性影响的数值模拟研究。朱爱迪等[14]通过总压变化图谱，基于畸变扰流板进行实际实验，以观察畸变流场的变化规律。此外，刘大响等[15-19]一直在进行包括总压畸变测评技术、发动机关于总压畸变的稳定性测评方法、总压畸变实验方法等的相关研究和总结。

以上国内外的研究大多只针对风扇前流场，而对风扇后流场对畸变响应的考虑十分少。特别是，针对具体某型号发动机，尤其当涉及到不同类型和大小的压气机时，此类型畸变研究的参考价值更是十分有限。

本文基于进气道径向总压畸变进口条件，通过完整的风扇流场模型，包括进气道和延展的风扇后流场，对某型涡扇发动机DGEN380进行进气道径向总压畸变对其风扇前后流场影响的研究。本文选取60°、90°、120°和150°这4种等效低压区面积的局部进口低压区，低压区总压设定依据总压差值与均值之比的畸变指数计算方法，初始条件参照南京航空航天大学的进口总压畸变稳定性评定方法研究[20]，以25%畸变指数换算得到。畸变指数定义如下

其中：DC（pt）为总压畸变指数；pt.max为截面最大总压；pt.min为截面最小总压；pt.av为截面总压均值。

1 数值模拟模型及计算条件

本文运用NUMECA软件，利用某小型涡扇发动机采集风扇设计参数进行叶型设计和风扇模型建立。模型的建立基于跟DGEN380配套的数值模拟平台内风扇相关的数据，借助于NUMECA软件的AUTOBLADE模块进行叶型建立，利用IGG模块进行网格划分，通过Fine模块进行数值计算，最后借助于CFVIEW模块进行后处理和数据分析，再利用Matlab进行数据处理。整个模型将具有14个叶片的风扇置于流道的前中部，进口和出口截面都距风扇有一定距离，这样便于观察总压畸变进口的风扇前后流场的变化趋势。

如图1所示，模型流道长30 cm，并设定流场进口为轴向原点，出口为轴向距离0.3 m，风扇叶片弦长0.08 m，进口处位于轴向0.045 m处，出口处位于轴向0.125 m处。为较好观察风扇出口流场各物理量随总压畸变的变化趋势，设计选取了较长的流场出口区域。

全风扇共有叶片14片，其结构与网格划分如图2所示。

图1 风扇单通道模型及网格Fig.1 Single channel model and grid

图2 全风扇流道3D和网格化Fig.2 3D grid of fan flow

数值模拟首先进行了无畸变地面工况下的风扇部件稳态流场计算，总压为1 bar，总温为288 K，转速为13 150 r/m。随后分别进行不同进口区遮挡面积周向总压畸变的非稳态流场计算。

2 径向总压畸变的影响

径向总压畸变是进气道总压畸变研究中常见的一种总压畸变形式。其低压区的定义为周向全覆盖，径向由叶尖向叶根部位进行覆盖，其覆盖面积的变化代表不同程度的径向总压畸变。

本文选取与60°～150°这4种低压区覆盖面积不同的径向总压畸变作为进口条件。整个模型的进口叶根部位半径为0.046 m，叶尖部位为0.175 m，为简化模型，建模时未考虑叶顶间隙的存在。经换算得到其低压区等效面积由叶尖向叶根部位覆盖的半径如表1所示。

表1 径向总压畸变进口低压区半径覆盖位置Tab.1 Radius coverage of total radial pressure distortion in inlet low pressure zone

除了进口总压低压区覆盖角度变化外，其他计算条件均不作任何改变，且与无畸变时一样。以等效低压区覆盖面积为60°和150°扇形面积的径向总压畸变为例，进口条件为60°和150°径向总压畸变进口总压分布云图和数值图如图3和图4所示。

图3 径向60°进气道总压畸变进口Fig.3 Radial 60°total inlet pressure distortion

图4 径向150°进气道总压畸变进口Fig.4 Radial 150°total inlet pressure distortion

图3（a）和图4（a）分别为60°和150°径向总压畸变进口条件的进口总压分布情况，浅色区域为低压区，总压数值为77 660 Pa，深色区域为正常大气压强101 300 Pa；图3（b）和图4（b）为对应的沿径向的总压数值变化图。

2.1 风扇前总压畸变指数的变化趋势

图5（a）和图5（b）分别为60°和150°等效低压区面积的径向总压畸变进口条件下风扇前0.03 m处的总压云图。从图中可以看出，对于径向总压畸变进口条件，其总压数值会梯度化沿径向分布，周向呈规律性变化。

图5 径向总压畸变进口条件下风扇前0.03 m处总压云图Fig.5 Total pressure contour of total radial pressure distortion inlet at 0.03 m

对于径向总压畸变来说，其风扇前流场总压畸变指数的计算基于上面的公式，可得到如图6所示的畸变指数随轴向位置变化的数值图，RD代表radial distortion，括号内不同数字代表不同的等效低压区面积。

径向总压畸变的低压区采用周向全覆盖，径向取不同数值大小的方式。从图6中也可以看出，风扇前的径向总压畸变指数从60°～150°都呈现稳定增长的趋势，且随着畸变低压区面积的增大而呈现上升趋势。

2.2 风扇后总压畸变指数的变化趋势

图7（a）～图7（d）分别为60°径向总压畸变进口条件下，风扇后流场轴向位置为0.15 m、0.2 m、0.25 m和0.29 m处的总压云图，图8（a）～图8（d）分别为150°径向总压畸变进口条件下，风扇后流场轴向位置为0.15m、0.2m、0.25 m和0.29 m处的总压云图。

图6 风扇进口总压畸变指数随轴向位置的数值图Fig.6 Numerical figure of fan inlet total pressure distortion index with axial position

图7 60°径向总压畸变进口条件下的风扇后流场总压云图Fig.7 Total pressure contour of fan with 60°total radial pressure distortion

图8 150°径向总压畸变进口条件下的风扇后流场总压云图Fig.8 Total pressure contour of fan with 150°total radial pressure distortion

从图8中可以看出，风扇后流场受风扇转动作用的影响还很大，由于叶片的带动作用，总压分布也会呈周期性分布，但这种分布会随着轴向位置远离叶片而慢慢消失。此外，由于靠近叶尖区域存在低压区，故在叶尖区域其总压数值没有明显的周期性变化规律。

相对于风扇前总压畸变指数呈现出稳定增长的趋势，风扇后流场的总压畸变指数则呈现出无规则的变化趋势，其畸变指数随轴向位置的数值变化如图9所示。

从图9可以看出，靠近风扇叶片部分的径向总压畸变指数受叶片附面层影响而相对较大，之后的正常区域呈先增大后减小的趋势，且在0.2 m处附近会取得最大值，之后慢慢趋于稳定。值得注意的是，在趋于稳定的时候，其不同程度的径向总压畸变指数的稳定值会随着畸变区面积的减小而增大。

图9 风扇出口总压畸变指数随轴向位置的数值图Fig.9 Numerical figure of fan outlet total pressure distortion index with axial position

为进一步对比径向总压畸变对风扇前后流场的影响，将风扇前后径向总压畸变指数随轴向位置变化的数值图放在一幅图中，可得到如图10所示的数值变化图。

图10 径向总压畸变进口条件下风扇前后畸变指数的数值图Fig.10 Numerical figure of distortion index of forward and backward fans with radial total pressure distortion

从图10中可以看出，风扇出口的径向总压畸变指数相对于风扇进口整体上会更大。由此说明，在经过风扇转动作用后的总压畸变指数会变得更大，即径向总压畸变进口条件对风扇前流场固然有一定的影响，然而风扇前的不稳定流场在经过风扇转动作用后会变得更加不稳定。因此，在进行进气道总压畸变相关研究中，鉴于风扇后流场相对于风扇前更加不稳定，且风扇后流场直接会影响发动机后续部件的工作效率，更应该进行进气道总压畸变对风扇后流场的相关研究。

2.3 进口总压畸变对风扇后速度场的影响

速度畸变计算公式类似于总压畸变指数，采用某截面速度最大值与最小值的差值与均值之比，能够得到如图11所示的径向总压畸变进口条件下的风扇后流场径向速度畸变指数随轴向位置的数值变化图。其中，不同符号标记的曲线代表不同程度的径向总压畸变进口条件，如RSD（60）（RSD，radial speed distortion），代表等效遮挡面积为60°的径向总压畸变进口条件下的风扇后径向速度畸变指数随轴向位置的变化。

图11 径向速度畸变指数随轴向位置的数值图Fig.11 Numerical figure of radial velocity distortion index with axial position

从图11中可以看出，径向速度畸变指数随轴向位置的变化趋势。先维持稳定，后呈现先增大后减小的趋势，且基于不同低压区等效面积的径向总压畸变进口条件，其径向总压畸变指数在变化过程中均在点0.22 m处附近取得最大值。除此之外，不同低压区等效面积的径向总压畸变指数会随着低压区面积的增大而呈现减小的趋势。

基于同样的速度畸变指数计算方法，可以得到如图12和图13所示的切向速度畸变指数和轴向速度畸变指数随轴向位置变化的数值图，CSD代表circumferential speed distortion，ASD代表 axial speed distortion。相对于径向速度畸变指数，切向速度畸变指数和轴向速度畸变指数相对来说要小一些。

从图12中可以看出，切向速度畸变指数在60°和90°两种情况在靠近风扇部分会有小幅度上升趋势，随后一直处于下降趋势，120°和150°两种情况则在风扇后一直处于下降趋势，并慢慢趋于稳定，且不同程度的径向总压畸变进口条件，切向速度畸变指数会随着等效遮挡面积的增大而减小。从图13中的轴向速度畸变指数可以看出，4种不同程度的径向总压畸变进口条件下的风扇后流场的轴向速度畸变指数会在靠近风扇部分呈明显下降趋势，随后在0.17 m处有小幅上升，并逐渐趋于稳定。比较不同的径向总压畸变进口条件，轴向速度会随着等效遮挡面积的增加而上升，这一点与切向速度畸变指数正好相反。

为进一步比较相同进口条件下各方向上速度畸变指数的相对大小，将同一种进口条件下的3种不同的速度畸变指数放到一幅图中，图14和图15分别为低压区等效面积为60°和150°扇形面积进口径向总压畸变条件下3种速度的速度畸变指数数值图，其中RD（60）为radial distortion，等效面积为60°扇形面积时的径向总压畸变进口条件。

对于这两种不同的径向总压畸变进口条件，比较其不同方向上的速度畸变指数发现，径向速度畸变指数要明显大于切向速度畸变指数和轴向速度畸变指数，且切向速度畸变指数和轴向速度畸变指数基本维持相同的数值范围，具有相似的变化趋势。与周向总压畸变进口不同的是，径向速度畸变指数不会一直处于增长状态，在经过一段距离的增长后，在0.22 m（也就是总压畸变指数开始趋于稳定的点）到0.26 m区间趋于平稳，在0.26 m后，径向速度畸变指数总体上又呈下降趋势。

图12 切向速度畸变指数随轴向位置的数值图Fig.12 Numerical figure of tangential velocity distortion index with axial position

图13 轴向速度畸变指数随轴向位置的数值图Fig.13 Numerical figure of axial velocity distortion index with axial position

图14 60°径向总压畸变进口条件下的速度畸变指数数值图Fig.14 Velocity distortion exponent of 60°total radial pressure distortion

图15 150°径向总压畸变进口条件下的速度畸变指数数值图Fig.15 Velocity distortion exponent of 150°total radial pressure distortion

3 结语

1）径向总压畸变进口条件下的风扇后流场的总压畸变指数比风扇前流场的总压畸变指数大，总的来说发动机风扇前的畸变流场受风扇转动作用影响到达风扇后会有更高的不稳定度。

2）径向总压畸变进口条件下风扇前总压畸变指数的变化在不同程度的进口条件下，其变化规律十分类似；风扇出口正常区域流场的总压畸变指数整体变化先增大后减小，但不同程度的进口条件，增长规律不同。

3）径向总压畸变进口条件对速度场有一定的影响，且径向速度畸变指数明显大于轴向速度畸变指数和切向速度畸变指数，但3个方向的速度畸变指数都会稳定在一定范围。

总的来说，本文对于此型号以及类似的大涵道比小型涡扇发动机的总压畸变数值模拟研究工作，一方面提供了风扇前后流场的畸变程度的有效对比，另一方面对此型号发动机即将进行的试车台总压畸变实验提供了参考数据。此外，对此型号发动机的适航工作，特别是针对进气道总压畸变程度的测试，无论是测试方法还是需要考虑的畸变可能发生的位置等都具有一定的参考意义。

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（责任编辑：杨媛媛）

Research on influence of radial total pressure distortion on forward and backward fan flow

DENG Tian,LEI Pan,GAO Xuwan,WU Yuhao
（Sino-European Institute of Aviation Engineering,CAUC,Tianjin 300300,China）

Modelling and simulation are used to study a small turbofan engine with high bypass ratio.With four situations of inlet total pressure distortion of equivalent surface of sector angles 60°,90°,120°and 150°,the influence of inlet radial total pressure distortion on forward and backward fan flow of turbofan engine is studied.It is found that the total pressure distortion index is bigger for backward fan part,and it is proved that the unstable level of backward fan part is bigger than forward fan part because of fan rotation;compared with tangential speed and axial speed, the radial speed distortion support is influenced more by inlet radial total pressure distortion;for the flow field of forward fan part,the total pressure distortion has the same type of increase for the four different inlet situations, but it is not the same for backward fan part which has the biggest value area.

turbofan-engine;radial total pressure distortion;distortion index;modelling and simulation

V231.3

A

1674－5590（2017）02－0024－07

2016-09-09；

2016-10-16

国家自然科学基金项目（51506216）；中央高校基本科研业务费专项（ZXH2012H001）

邓甜（1982—），女，天津人，讲师，博士，研究方向为湍流、两相流.