肋部进气式S弯进气道内典型外物运动轨迹

聂阳 ,  李宝宽 ,  杨晓晰 ,  谢业平 ,  张海洋

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (16) :7068-7079

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科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (16) :7068-7079 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2503943
航空、航天

肋部进气式S弯进气道内典型外物运动轨迹

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Trajectories of Typical Foreign Object Inside a Ribbed S-shaped Intake

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摘要

针对航空发动机在飞行过程中易受外物吸入威胁而影响运行安全的问题,提出了一种基于Euler-Lagrange气-固两相架构的外物轨迹模拟方法。该方法综合引入壁面碰撞理论和鸟体非球形曳力方程,建立了肋部进气式S形进气道内外物运动的三维可压缩模型,并系统地考虑了外物所受的多种作用力。在此基础上,对比研究了不同参数下两类外物在进气道内的轨迹,并获得了相应的撞击信息。结果表明:鸟体在进气道内通常经历两次碰撞,其出口速度较初始速度显著提升,初始速度为80 m/s时最大增幅可达34.61%,与之对应的进气道入口靠近机身一侧的上半区域视为高风险外物吸入区。鸟体最终的碰撞位置集中在风扇面靠近机身一侧的上半区80%叶高处,意味着叶梢部位的结构强度需重点关注。此外,砂石类外物在高速气流作用下沿程做加速运动,当粒径减小到3 mm以下时,平均速度比初始速度提高了100%以上,且超过50%的砂石将撞击在0.6倍叶高以内的区域。上述研究可以为航空发动机进气道结构优化以及外物损伤研究提供一定的数据参考。

Abstract

The ingestion of foreign objects poses a serious threat to the operational safety of aircraft engines. A simulation method for foreign object trajectories was proposed based on the Euler-Lagrange gas-solid two-phase framework. The method incorporated wall collision theory and a non-spherical drag model for bird. Meanwhile, a three-dimensional compressible model of foreign object motion in a ribbed S-shaped intake was established, in which multiple aerodynamic and collision forces were systematically considered. On this basis, the trajectories of two types of foreign objects under different parameters were compared, and their impact characteristics were obtained. The results indicate that birds usually experience two major collisions in the intake, and their exit velocity increases significantly compared with the initial velocity. When the initial velocity is 80 m/s, the maximum velocity increment reaches 34.61%. The upper region near the fuselage side of the entrance is identified as a high-risk ingestion zone, where birds may enter the intake with fewer collisions. The final collision positions of the birds are concentrated near 80% of the blade height on the upper half region of the engine fan close to the fuselage, implying stricter strength requirements for fan blade tips. In addition, sand particles are accelerated by the high-speed airflow along the intake. When the particle size decreases to below 3 mm, the average velocity has increased by more than 100% compared to the initial velocity, with more than 50% of the particles impacting within 0.6 times the fan diameter. It is concluded that the present study provides valuable references for optimizing intake designs and studying foreign object damage.

Graphical abstract

关键词

发动机进气道 / 外物损伤 / 鸟撞模拟 / 欧拉-拉格朗日方法 / 气固两相流

Key words

engine intake / foreign object damage / bird strike simulation / Euler-Lagrange method / gas-solid two-phase flow

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聂阳, 李宝宽, 杨晓晰, 谢业平, 张海洋. 肋部进气式S弯进气道内典型外物运动轨迹[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(16): 7068-7079 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2503943
NIE Yang, LI Bao-kuan, YANG Xiao-xi, XIE Ye-ping, ZHANG Hai-yang. Trajectories of Typical Foreign Object Inside a Ribbed S-shaped Intake[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(16): 7068-7079 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2503943

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飞机发动机运行过程中进气口周围形成高负压状态,地面上的砂石以及低空飞行的鸟类等异物很大概率被吸入发动机内部,引起发动机喘振、熄火等。中国幅员辽阔,在风沙量较高的机场起飞阶段,发动机吸力很容易将跑道周围的散沙、碎石等卷入进气道,而在沿海和湿地上方低空巡航或者进近着陆时,飞机有可能会穿越鸟类活动密集区域,鸟体被吸入发动机的风险显著增加。S弯进气道的复杂构型还会导致其内部生成复杂的涡系结构,使外物运动路径更加复杂,给外物损伤(foreign object damage, FOD)风险评估和防控带来巨大挑战。因此提前分析典型外物在进气道中的运动机理,已经成为防范FOD事件的重要措施之一。
鸟体缘于其自身的复杂物性,目前的FOD研究仍以鸟撞研究为主。对于实验研究,大多依据应力测试数据确定风扇、压气机等旋转部件材料的疲劳强度[1-2];随着计算机水平高速发展,模拟技术已被广泛应用于FOD问题的研究。对于鸟撞问题,中外学者大都基于任意拉格朗日-欧拉法(arbitrary Lagrange-Euler, ALE)、光滑粒子流体动力学法(smoothed particle hydrodynamics, SPH)等,对鸟体撞击发动机叶片造成的高应变率下材料性能、鸟撞接触理论、撞击影响等方面进行了研究[3-4]。
相对而言,针对鸟体在复杂进气道内的轨迹仿真计算较少。Aravinth等[5]在不考虑鸟体与进气道碰撞的情况下,采用六自由度(six degrees of freedom, 6-DOF)动网格方法研究了不同飞机攻角下,鸟体在背负式进气系统内的运动轨迹。冯传奇等[6]采用嵌套网格方法,模拟了鸟体吸入发动机时的运动轨迹,得到了不同参数对鸟体运动行为的影响,该结果有效地缩短了吞鸟实验周期,降低了实验成本。周浩宇等[7]基于6-DOF方法,对不同出口马赫数下涡桨飞机进气系统的吞鸟特性进行了模拟分析,研究结果为一体化进气系统内鸟体的排除特性提供了有效的数据支撑。张琦等[8]采用动网格技术对吞鸟试验中鸟体出膛后飞行轨迹进行模拟研究,得到了鸟体周围的压力变化数据。
除了鸟体外,砂石属于近地面状态下进气道吸入较多的典型外物。砂石在进气系统内的运动轨迹研究相对鸟体更多,但是大多集中在涡桨、短舱发动机进气系统及发动机内部,且主要针对侵蚀问题进行研究。
早期Taslim等[9]构建了拉格朗日框架下的砂石守恒方程,对典型发动机进气系统内的颗粒流动特性进行了数值分析。结果表明,优化进气道几何可以有效提高大尺寸砂石的排除效率,但会造成发动机入口压降过高。Mi等[10]采用动网格技术模拟了刚性外物在涡桨发动机进气系统中的运动轨迹及碰撞过程。结果表明进气系统内大体积物体的运动轨迹会导致严重的质量流量损失。聂阳等[11]研究了起飞过程中某型飞机的外挂式进气道吞砂轨迹,重点分析了带有辅助进气门的进气道下方涡流场以及地面砂石吸入进气道后的碰撞机理。
除了拉格朗日方法,数据库方法依赖预先构建的颗粒轨迹样本库,并通过插值预测颗粒行为,计算效率高但精度有限。目前该方法大多用于发动机受颗粒侵蚀问题的研究。Ghenaiet[12]基于有限元方法开发了一种名为Stochastic Lagrangian Tracking的代码追踪粒子轨迹,该代码通过对砂石影响位置和侵蚀率的预测,明确了某型发动机叶片受砂石冲蚀造成的叶片形状恶化问题。Ghenaiet[13]进一步在原先代码中加入了侵蚀模型,对不同火山灰样本在发动机旁通管中的运动轨迹及其对发动机组件的侵蚀进行了研究。此外,近年来中外学者普遍倾向于研究粒子吸入发动机内部的轨迹以及碰撞规律[14-15]。
通过上面的调研可以看出,近年来中国围绕飞机发动机外物损伤及其在进气道内部的轨迹问题开展了多方面探索。以吞鸟问题为代表,学者们结合适航规章和型号试验需求,开展了风扇/压气机叶片残余应力评估以及多工况吞鸟试验与数值模拟的对比研究[3,6,8]。在砂石等刚性外物方面,依托不同机场的运行需求,针对外挂式或者短舱进气系统开展了地面涡流场结构、砂石吸入规律以及叶片侵蚀等方面的研究[11,14-15]。总体来看,在数值模拟方面,现有工作大多聚焦于简单构型(短舱进气道)和特定工况下的外物侵入规律及局部损伤评估,数值模型多采用6-DOF刚体处理或者简化的轨迹代码,针对复杂S形进气道内不同类型外物的统一建模仍相对匮乏。
为了达到预估叶片损伤的目的,有效降低典型外物对发动机的伤害,以Euler-Lagrange气固两相模型及离散元方法(discrete element method, DEM)为基础,发展了一种适用于鸟体和砂石的统一轨迹仿真方法。该方法着重考虑了鸟体非球形曳力模型以及外物与壁面的弹性碰撞过程,避免了传统轨迹代码中将外物简化为质点或刚体的理想化处理;同时,相较于依赖动网格或6-DOF重叠网格的模拟,该方法不再需要大尺度网格变形与重构,显著降低了网格畸变风险和计算成本,便于在复杂进气道参数优化与多工况研究中推广应用。依托Simcenter STAR-CCM+商业软件及二次开发技术,对不同工况参数下鸟体与砂石在肋部进气式S弯进气道内的气动过程开展对比研究,获取外物轨迹特征、碰撞信息等关键参数和研究规律。结果可为复杂进气道高风险外物吸入区域的识别、进气道几何布局优化以及FOD防控策略制定提供一定的数据参考,对提高发动机进气系统的运行安全性具有一定的工程意义。

1 数学方法

1.1 几何模型及网格划分

以某型无附面层隔道超音速S弯进气道为蓝本,构建进气道几何模型,期间对模型进行一定简化:忽略唇口位置的异形,此外最大程度地保持了进气道原有特征。肋部进气式进气道全长8 m,包含单个S弯以及出口收缩段,整体扩压比为1.06。进气道入口为带圆角的梯形构型,进气道出口为直径900 mm的圆面。简化后的进气道模型如图1所示。

对上述S弯进气道模型采用多面体网格进行划分。多面体网格比四面体网格有更多的毗邻单元,速度梯度的计算以及流动情况的预测更加准确,同时收敛速度、收敛趋势更好,在特定条件下甚至可以节省近35%的计算成本[16]。具体网格如图2所示,对曲率较大的地方进行局部加密,并设置8层边界层网格,增长率为1.15。经过“正交质量”指标检测,最小值不低于0.4,网格质量可达到计算要求。

通过监测进气道出口面质量流量随时间变化来验证网格无关性,验证结果如图3所示。进气道出口面质量流量变化在0.2 s后逐步趋于稳定,因此截取0~0.2 s内的质量流量变化情况。从图3可以明显看出85×104网格数与加密后的网格数存在明显的差异。通过局部放大图可以看出,网格数增加到171×104后计算结果几乎无差别,最终采用171×104网格数计算。

1.2 流体控制方程

选择工程应用中使用较为广泛的k-ω模型对进气道内的高速湍流进行模拟。k-ω模型在具有逆压梯度的边界层区域表现更好,使它可以更有效捕捉流体流经物体表面时的流动特性。其中SST k-ω模型在湍流黏度项添加了剪切应力的输运影响,相较于其他k-ω模型表现更加稳定精确。SST k-ω模型湍动能k和比耗散率ω输运方程[17]为

$\begin{array}{l}\frac{\partial}{\partial t}(\rho k)+\frac{\partial}{\partial x_{i}}\left(\rho k u_{i}\right)=\frac{\partial}{\partial x_{j}}\left[\frac{\partial k}{\partial x_{j}}\left(\mu+\frac{\mu_{\mathrm{t}}}{\sigma_{k}}\right)\right]+G_{k}- \\\quad \rho \beta^{*} k \omega+G_{\mathrm{b}}\end{array}$
$\begin{array}{l}\frac{\partial}{\partial t}(\rho \omega)+\frac{\partial}{\partial x_{i}}\left(\rho \omega u_{i}\right)=\frac{\partial}{\partial x_{j}}\left[\frac{\partial \omega}{\partial x_{j}}\left(\mu+\frac{\mu_{\mathrm{t}}}{\sigma_{\omega}}\right)\right]+G_{\omega} \\\quad-\rho \beta \omega^{2}+D_{\omega}+G_{\omega \mathrm{b}}\end{array}$

式中:ρ为流体密度;xi为第i个空间方向;t为时间;ui为流体在特定方向i上的速度分量;Gk和Gω、σk和σω以及Gb和Gωb分别为湍流动能k和比耗散率ω的生成项、湍流普朗特数以及浮力的影响;Dω为交叉扩散项[18];μ为流体动力黏度;μt为湍流黏度,相较于标准k-ω模型做了一定的限制,则有

$\mu_{\mathrm{t}}=\frac{\rho k}{\omega} \frac{1}{\max \left[\frac{1}{\alpha^{*}}, \frac{S F_{2}}{a_{1} \omega}\right]}$

式(3)中:S为平均应变率张量;常数a1=0.31;系数α*和混合函数F2的表达式分别为

$\alpha^{*}=\alpha_{\infty}^{*}\left(\frac{\alpha_{0}^{*}+R e_{\mathrm{t}} / R_{k}}{1+R e_{\mathrm{t}} / R_{k}}\right)$
$F_{2}=\tanh \left\{\left[\max \left(2 \frac{\sqrt{k}}{0.09 \omega y}, \frac{500 \mu}{\rho \omega y^{2}}\right)\right]^{2}\right\}$

式中:Ret=ρk/μω;y为计算单元中心到壁面的法向距离;常数${\alpha }_{\infty }^{*}$、${\alpha }_{0}^{*}$、Rk分别取为1.0、0.024、6.0。

气相和固相之间的相互作用力通过动量方程中的源项来解释,即

$\frac{\partial}{\partial t}(\rho \boldsymbol{v})+\nabla \cdot(\rho \boldsymbol{v} \boldsymbol{v})=-\nabla p+\nabla \cdot(\overline{\boldsymbol{\tau}})+\rho \boldsymbol{g}+\boldsymbol{F}_{\text {fluid }}$

式(6)中:$ \overline{\boldsymbol{\tau}}=\mu\left[\left(\nabla \boldsymbol{v}+\nabla \boldsymbol{v}^{\mathrm{T}}\right)-\frac{2}{3} \nabla \cdot \boldsymbol{v} \boldsymbol{I}\right]$为应力应变张量;v为流体速度;p为流体压力;g为重力加速度;I为单位张量;Ffluid为流体相与固相之间的相互作用力,其表达式为

$\boldsymbol{F}_{\text {fluid }}=\sum_{f} p_{f} \boldsymbol{a}_{f}-\sum_{f} \boldsymbol{\tau}_{f} \boldsymbol{a}_{f}$

式(7)中:pf和τf分别为面元f上的压力和剪应力;af为面元f的面积矢量。

1.3 离散项控制方程

1.3.1 外物力平衡方程

离散项模型通过拉格朗日参考系中外物力平衡方程来预测外物轨迹,即

$\begin{array}{c}\frac{\rho_{\mathrm{p}} \pi d_{\mathrm{p}}^{3}}{6} \frac{\mathrm{~d} \boldsymbol{u}_{\mathrm{p}}}{\mathrm{~d} t}=\frac{\pi}{8} C_{\mathrm{D}} \rho_{\mathrm{p}} d_{\mathrm{p}}^{2}\left(\boldsymbol{u}_{\mathrm{g}}-\boldsymbol{u}_{\mathrm{p}}\right)^{2}+m_{\mathrm{p}} \boldsymbol{g} \frac{\rho_{\mathrm{p}}-\rho_{\mathrm{g}}}{\rho_{\mathrm{p}}}+ \\\boldsymbol{F}_{\mathrm{sl}}+\boldsymbol{F}_{\mathrm{p}}+\boldsymbol{F}_{\mathrm{vm}}\end{array}$

式(8)中:ρp为外物密度;ρg为流体密度;CD为曳力系数;dp为外物直径;up为外物速度;ug为流体速度;t为时间;mp为外物质量;Fsl为萨夫曼升力;Fp为压力梯度力;Fvm为虚拟质量力。

模型包含作用在外物上的曳力、重力和浮力、萨夫曼升力[19]、压力梯度力[20]、虚拟质量力[21]。其中,对于砂石类球形固体颗粒,其曳力系数(CD)通常采用Schiller-Naumann关联式[22],表达式为鸟类非球型几何外物的曳力模型见1.3.2节。

$C_{\mathrm{D}}=\left\{\begin{array}{ll}\frac{24}{R e_{\mathrm{p}}}\left(1+0.15 R e_{\mathrm{p}}^{0.687}\right), & R e_{\mathrm{p}} \leqslant 10^{3} \\0.44, & R e_{\mathrm{p}}>10^{3}\end{array}\right.$

式(9)中:Rep=ρ$\left|{u}_{s}\right|$Dp/μ,其中,Dp为颗粒直径;us为流体和颗粒的相对速度。

1.3.2 非球型鸟体几何的曳力模型

鸟体几何为非球形,通过引入形状因子这一参数对鸟体曳力系数进行补充计算,最大程度上规避了鸟体的非球型几何问题。具体表达式[23]为

$C_{\mathrm{D}}=\frac{24}{\operatorname{Re}_{\mathrm{p}}}\left(1+b_{1} \operatorname{Re}_{\mathrm{p}}^{b_{2}}\right)+\frac{b_{3} \operatorname{Re}_{\mathrm{p}}}{b_{4}+\operatorname{Re}_{\mathrm{p}}}$

系数b的表达式为

$b_{1}=\exp \left(2.3288-6.4581 \varphi+2.4486 \varphi^{2}\right)$
$b_{2}=0.0964+0.5565 \varphi$
$\begin{aligned}b_{3}= & \exp \left(4.905-13.8944 \varphi+18.4222 \varphi^{2}-\right. \\& \left.10.2599 \varphi^{3}\right)\end{aligned}$
$\begin{aligned}b_{4}= & \exp \left(1.4681+12.2584 \varphi-20.7322 \varphi^{2}+\right. \\& \left.15.8855 \varphi^{3}\right)\end{aligned}$

式中:ϕ为形状因子,其表达式为

$\varphi=\frac{S_{1}}{S_{2}}$

式(15)中:S1为与鸟体近似鸟弹类圆柱体具有相同体积的球体表面积;S2为鸟体近似鸟弹的实际表面积。

1.3.3 两类外物的壁面碰撞控制方程

外物与壁面碰撞后,其速度大小和运动方向会发生改变,通常用物体撞击壁面恢复系数来衡量物体撞击壁面后速度的恢复程度。尤其是对于非完全反弹物体,可通过速度分解和实验总结,得到不同入射角度下物体的速度变化规律,然后对恢复系数进行多项式拟合。

砂石颗粒的回弹特性受到形状和撞击目标材料性质的影响,导致其反弹后的速度和角度会出现不同程度的波动。通常研究中普遍使用基于入射角的平均恢复系数来描述颗粒的反弹过程。当前已有大量文献研究了砂石颗粒的碰撞规律,本文假设进气道内壁材料为铝,且砂石几何近似球形,最终采用Grant等[24]基于实验数据推导的切向、法向恢复系数来描述砂石的反弹特性。通过Field Function代码嵌入对应的表达式,即

$\frac{u_{\mathrm{p}, \mathrm{n}_{2}}}{u_{\mathrm{p}, \mathrm{n}_{1}}}=0.993-1.76 \beta_{1}+1.56 \beta_{1}^{2}-0.49 \beta_{1}^{3}$
$\frac{u_{\mathrm{p}, \mathrm{t}_{2}}}{u_{\mathrm{p}, \mathrm{t}_{1}}}=0.988-1.66 \beta_{1}+2.11 \beta_{1}^{2}-0.67 \beta_{1}^{3}$

鸟类软体外物的碰撞反弹属于目前鸟撞问题研究的难点之一,而且其反弹特性的实验数据较少,采用Zheng等[25]通过实验数据拟合的恢复系数分段函数进行仿真计算,同样通过Field Function代码实现表达式的嵌入,即

$\frac{u_{\mathrm{b}, \mathrm{n}_{2}}}{u_{\mathrm{b}, \mathrm{n}_{1}}}=\left\{\begin{array}{ll}0.05, & \beta_{1} \in\left[0, \frac{\pi}{12}\right) \\-1.11 \beta_{1}^{2}+1.19 \beta_{1}-0.185, & \beta_{1} \in\left[\frac{\pi}{12}, \frac{\pi}{4}\right] \\0.065, & \beta_{1} \in\left(\frac{\pi}{4}, \frac{\pi}{2}\right]\end{array}\right.$
$\frac{u_{\mathrm{b}, \mathrm{t}_{2}}}{u_{\mathrm{b}, \mathrm{t}_{1}}}=\left\{\begin{array}{ll}0.862, & \beta_{1} \in\left[0, \frac{\pi}{12}\right) \\0.86 \beta_{1}^{2}-1.06 \beta_{1}+1.081, & \beta_{1} \in\left[\frac{\pi}{12}, \frac{\pi}{4}\right] \\0.779, & \beta_{1} \in\left(\frac{\pi}{4}, \frac{\pi}{2}\right]\end{array}\right.$

式中:β1为典型外物的入射角;up,n、up,t及ub,n,ub,t分别为砂石和鸟体的法向速度和切向速度;t和n的下标1、2分别表示碰撞前后。

1.4 离散元方法在动力学模拟中的应用

离散元方法(discrete element method, DEM)在模拟物体运动和相互作用方面具有显著优势,尤其适用于物体与壁面间存在复杂接触和碰撞的场景。该方法通过计算每个物体的受力与运动状态,能够准确描述物体之间的接触力、摩擦力以及物体与壁面之间的弹性或黏附行为,适合非线性动力学问题的建模[26]。此外,DEM可以通过耦合外部物理场(如气流、重力)真实再现物体的反弹、堆积和迁移过程,使得该方法在颗粒冲蚀、沉积、输运等工程问题中应用广泛。

砂石与鸟体在进气道中主要受曳力与重力作用,并存在与壁面多次碰撞和滑移行为,具备高度相似的动力学过程。其次,鸟体在进气道内运动时Rep处于105量级,与砂石一样均属于高惯性颗粒,两者在力学特性与建模结构上具有高度可比性。此外,模型还针对鸟体的非球形与柔性特征,引入了相应的曳力模型与壁面碰撞函数,实现了对两类外物的差异化处理。基于以上特点,将离散元方法(discrete element method, DEM)中的线性弹簧-阻尼模型、非球型曳力模型、流体模型、壁面碰撞函数进行耦合,实现外物-气流-壁面结构三者之间的多物理场建模,从而达成不同外物在进气道内轨迹模拟与风险评估的目的。

2 结果与讨论

2.1 模型验证

2.1.1 砂石类球型硬体外物验证

采用Kliafas等[27]提供的实验数据对砂石运动模型进行了对比验证。实验使用多普勒激光测速仪在垂直于90°弯管轴向的截面中(图4),分别测量气固两相在不同雷诺数下的平均速度,颗粒位置以及相应的雷诺应力。选取气相速度52.19 m/s、颗粒直径0.05 mm的工况进行验证,粒子质量流量为3.6 g/min,颗粒密度2 990 kg/m3。

图5为模拟结果与实验数据的对比,左右两图分别表示颗粒经过弯曲段的0°和15°截面时的速度分布。其中r*=r-r'/D和u*=uθ/u0分别为无量纲速度和位置。其中,D为管道水力直径,uθ为平均流向速度,u0为气相入口速度。

从图5可以看出,不同倾角剖面下气体在内壁附近的流速较高,且随着截面倾角的增大而增大,而颗粒相的速度除了在靠近壁面的附近有所降低,分布相对平坦。此外,各工况下模拟结果在气、固两相均与实验数据保持一致,且最大误差不超过9.5%,充分验证了本文所建立的砂石运动模型的可靠性。

2.1.2 鸟类非球型软体外物验证

根据Zheng等[25]的实验数据,对鸟体在通道型流场内的运动轨迹进行验证。通道型实验装置模型如图6所示。通道宽度300 mm,入口段具有可调节斜坡撞击面,实验中设置角度为30°,主流方向为x轴正向,竖直方向为y轴方向。从原点开始,沿x轴向每隔100 mm建立一个测量面并通过高速摄像机进行鸟体位置信息测量。此外,模拟中使用鸟体物理性质设置与文献[25]一致。根据实验结果鸟体第一次撞击点位于1号测量面附近,第二次撞击点位于8号测量面附近。

鸟体运动轨迹的实验、模拟对比如图7所示,对x、y方向位移进行无量纲处理,避免物体外形对质心轨迹的影响。通常情况下,碰撞后的轨迹较难预测,由于法向恢复系数较小,一次碰撞后鸟体几乎沿斜面贴壁飞出,对应轨迹模拟预测较准。与通道顶部碰撞后受鸟体几何形状以及重力作用的影响,二次撞击位置及碰撞后的轨迹出现轻微偏差,但相较于现有方法,所采用的模型对于二次碰撞位置的预测更加准确,碰撞后的运动轨迹更加接近实验情况,总体来说该模型可对鸟体运动轨迹做出较准确的预测。

2.1.3 S型进气道内部流场模型验证

对流体模型的验证采用如图8所示的S弯进气道进行计算。模拟采用SST k-ω模型,设置自由流入口(入口中心马赫数Ma=0.6)和压力出口,边界层厚度6.95 mm与文献[28]一致。最终将仿真结果与实验结果进行比较[28]。

图9为在B、D截面下的壁面静压的周向分布,其中Cp为壁面静压的无量纲形式,其表达式为

$C_{\mathrm{p}}=\frac{p-p_{\mathrm{cl}}}{p_{\mathrm{t}, \mathrm{cl}}-p_{\mathrm{cl}}}$

式(20)中:p为壁面静压;pcl、pt,cl分别为入口中心位置的静压和总压。

结合图8与图9可以看出,位于第一弯中前部的B截面静压分布与实验值高度重合,准确描述了该截面从顶部到底部压力逐渐下降的现象,即流体模型能够合理地预测由弯管曲率引起的横向压力梯度变化。D截面位于流动分离后的再附着区,模拟结果同样呈现出随周向角先升高后降低的分布情况,尽管模拟结果与实验值存在一定误差,但最大误差值不超过10%。整体来看,数值模拟较准确地捕捉了S弯通道内的流动特性,且最大误差在合理范围内,可以验证所采用的流体模型在模拟S弯进气道三维流动方面的有效性。

图10展示了S弯进气道出口截面总压的等值线分布,对比实验和模拟结果可以看出,两者在整体趋势上高度一致,展示出明显的总压非均匀性分布特征。且总压低值区均出现在截面的下方中心区域,这与弯管内的流动分离密切相关。模拟结果相对准确地显示了总压损失的位置及其强度分布,进一步验证了所采用流体模型的适用性。

2.2 进气道流场计算

对进气道内部流场模拟通过不断调整进气道出口处的负压来拟合发动机工作参数,设定该进气道对应的发动机额定空气流量为115 kg/s,最终得到当进气道出口处负压为25 kPa时,空气流量可达到发动机额定工况,对应的进气道出口面平均流速为190 m/s。以此计算出稳态流场为后续的Langrage外物模型提供初始流场,流线图及矢量图如图11所示。

从进气道内流场可以看出,在没有外界附面层气流的影响下,高速气体在进气道内流动相对稳定,流速范围主要集中在100~300 m/s,最大流速为296.19 m/s,位于进气道出口收缩段,根据伯努利原理,收缩段处流速必然增大,突然的速度变化会也对外物的运动行为产生一定的影响。

2.3 进气道内鸟体运动行为分析

2.3.1 鸟体吸入位置对轨迹的影响

为研究不同初始位置鸟体在进气道内的气动行为,设定鸟体从进气道入口面5个不同位置(分别编号:0、1、2、3、4)吸入,如图12(a)所示。结合文献[29]对中国境内影响航空安全的高风险鸟类统计数据可知,质量在350 g以下的高风险鸟类占据总数的过半,因此选择鸟体质量为200 g。模拟过程中采用长径比为2∶1的鸟弹几何模型,密度为960 kg/m3[30],并给定初始速度80 m/s。结合2.2节中拟合的进气道内稳态流场进行鸟体运动行为的瞬态计算,最终经过可视化处理,鸟体在进气道内部对应的运动轨迹如图12(b)所示,在风扇面碰撞位置如图12(c)所示。

由图12(b)可以看出,鸟体在进气道内未发生碰撞时,由于气流对鸟体的加速作用,整体呈加速运动,最终撞击发动机风扇面时的速度接近110 m/s,如4号鸟体轨迹所示。当鸟体在进气道内发生碰撞时,速度会有明显的衰减,并且由于S弯几何的复杂性鸟体在进气道内大概率会发生2次以上碰撞:被吸入进气道后首先与S弯段发生碰撞,后续会在进气道末端再次碰撞减速,沿程速度变化过程较为复杂。其中3号点位的鸟体第一次碰撞位置靠前且碰撞后速度衰减较大,该现象与鸟体入射角度有很大的关系。根据式(18)、式(19)可以看出,鸟体由于其软体特性,法向恢复系数整体较低,而切向恢复系数在大角度入射的情况下数值同样较低,导致3号点位的鸟体入射后反弹速度降幅较大。

为研究各位置鸟体在进气道内详细速度变化情况,经数据处理,得到5个点位鸟体的沿程速度变化如图13所示,详细数据列于表1。对于前文中提到的3号点位鸟体,从图13可以看出,鸟体第一次碰撞后速度出现了大幅下降,除了鸟体入射角的因素外,锯齿状的速度下降表明鸟体在壁面处经历了大约0.2 m距离的“贴壁飞行”。鸟体在此阶段处于“弹起-触壁-弹起”的循环过程,弹起过程在瞬间完成,累积的触壁减速造成了此过程中鸟体速度大幅度衰减。此外,从图12(c)可以看出,除了4号鸟体未与进气道内壁发生碰撞,其余鸟体碰撞位置都处于风扇面的上半区域且靠近机身中线一侧,撞击位置基本集中在风扇面80%叶高附近。S弯的存在强制改变了鸟体的飞行轨迹,结合鸟体较低的恢复系数,大多沿着S弯轨迹飞出,并在进气道末端碰撞后以几乎贴壁飞行的状态撞击发动机风扇面的叶梢范围。

由图13和表1可知,鸟体在进气道内部运动过程中历经气流加速以及多次壁面碰撞减速,且由于碰撞角度不同以及进气道型面凹凸不平,导致不同位置吸入的鸟体在进气道内的速度分布呈现不同的变化,但各位置吸入的鸟体最终的碰撞速度不降反升,主要与进气道内的高速气流加速作用相关。未与进气道内壁碰撞的4号点位鸟体速度增幅最大,达到34%以上;碰撞1次的2号点位速度增幅也达到26%以上。即进气道入口靠近机身中线一侧的上部区域(2、4点位所在区域)视为高风险外物吸入区域,由此位置吸入的鸟体携带更高的碰撞动能,会对发动机风扇造成更严重的损伤。相比而言,其余点位吸入的鸟体速度增幅在10%附近,可视为相对安全区域。该数据的呈现对于优化进气道内部结构,加强发动机材料属性,进而减小高速鸟体对发动机的损伤有较高的工程价值。

2.3.2 鸟体吸入速度对轨迹的影响

飞机运行过程中,飞机速度不断变化且鸟体速度也具有较高的不确定性,地面实验中通常将其统一设定为鸟体吸入速度,并通过变更参数进行大量实验,因此研究不同鸟体吸入速度对其在进气道内运动行为的影响具有重要意义。研究4种不同吸入速度(60、70、80、90 m/s)下质量为200 g的鸟体在进气道内的运动过程,其中发动机工况为115 kg/s,鸟体的5个吸入位置与2.3.1节一致。

经过可视化处理,选取0号点位吸入的鸟体,并绘制其在进气道内的沿程速度变化情况如图14所示。可以看出,同一点位鸟体的运动规律基本一致,均经历两次碰撞,沿程速度整体呈现增大现象。第一次碰撞y轴位置差别较小,但碰撞导致的速度衰减具有一定差异,其中以吸入速度为80 m/s的鸟体速度衰减较大,是因为不同吸入速度的鸟体与进气道入口段气流相互作用,致使其碰撞时与壁面的入射角有所不同,进而导致速度恢复系数的差异并产生上述现象。由于气流对不同速度鸟体的加速作用不同,导致第二次碰撞时Y轴位置差异较为明显,最终将不同吸入速度下鸟体在风扇面碰撞速度统计列于表2。

为了定量表述吸入速度对鸟体速度增幅的影响,绘制图15所示的不同吸入速度鸟体速度增幅示意图,其中定义速度变化率=速度增幅/吸入速度。

结合表2和图15可知,所有鸟体在进气道内的速度变化不降反升,而且随着吸入速度的增大,鸟体最终的碰撞速度也随之增大。但速度增幅和变化率与吸入速度的增加呈负相关,吸入速度为60 m/s时,速度变化率最高接近50%,意味着该进气道对低速吸入的鸟体缺乏更加有效的降速措施。

2.4 进气道内砂石运动行为分析

相比于鸟的“软体冲击”,砂石类外物的“硬物冲击”虽然不像鸟一样对发动机旋转部件直接造成较严重的损伤,但长久的砂石侵蚀也会对发动机旋转叶片造成不可逆的影响,进而导致发动机动喘振等严重影响安全飞行的问题。因此着重对不同尺寸砂石吸入进气道的运动行为进行仿真分析,设定1、2、3、5 mm共4种粒径。其中,砂石从进气道入口面均匀吸入约400个颗粒,并给定初始速度50 m/s。

结合2.2节中拟合的进气道内稳态流场进行砂石运动行为的瞬态计算,以此获得砂石颗粒的运动轨迹、撞击速度、风扇面侵蚀范围等。如图16所示为不同直径砂石在进气道内的运动轨迹。

由于进气道中段“S弯”的存在,大部分砂石都会在“S弯”末段发生首次碰撞反弹,由于砂石接近弹性碰撞的恢复系数[式(16)、式(17)],一次反弹后的部分砂石法向速度分量较大,在进气道出口收缩段发生二次碰撞。结合表3总结的不同粒径砂石在风扇面的碰撞速度可见,随着砂石粒径的增大,颗粒质量越大,流体对砂石的加速效果越低,进而砂石在风扇面的碰撞速度逐渐减小。其中砂石粒径为1 mm时撞击的平均速度可达125.57 m/s,平均增幅达到151.14%,粒径为5 mm时撞击速度最小,平均为90.92 m/s,平均增幅为81.84%。

图17为经过可视化处理后的不同直径砂石在风扇面的撞击位置。可以看出,随着颗粒直径的减小,砂粒在风扇面的分布向着靠近机体一侧的中上部区域集中。结合表3的碰撞信息统计,在肋部进气式结构下,当砂石粒径小于3 mm后,超过50%的砂石撞击位置处于0.6倍风扇面直径以内的区域。相反,当砂石粒径增大后,砂石撞击位置的分布越发分散。这是由于在接近完全反弹的情况下,粒径越大的砂石反弹动能越高,致使砂石在进气道出口收缩段附近发生二次碰撞,越多的二次碰撞会导致砂石落点的随机性更高,进而造成撞击位置的分布越发分散。

3 结论

基于Euler-Lagrange气固两相模型与离散元方法,建立适用于鸟体和砂石两类外物的三维可压缩轨迹仿真模型。相比传统方法,该模型可高效、稳定地模拟外物在复杂通道内的非定常运动行为,并在保持统一建模结构的基础上实现对不同类型外物的差异化处理。通过与实验数据的对比验证了模型的可靠性,并揭示了进气道结构对外物轨迹演化与撞击风险的影响规律,得出如下主要结论。

(1)鸟体在S弯进气道中通常会发生两次主要碰撞,但由于通道内高速(亚音速)气流和收缩断的加速效应强于碰撞损失,导致出口速度不降反升。初始吸入速度为80 m/s的鸟体最大速度增幅可达34.61%。由于鸟体具有显著的软体特性,撞击位置主要集中在靠近机体一侧上部区域的80%叶高附近。此外,由于进气道入口靠近机体一侧上半区域的内壁曲率较小,流线相对平顺且几乎无分离流扰动,此处吸入的鸟体发生碰撞的概率较低,末端速度增幅普遍达到25%以上,使该区域成为典型的“高风险吸入区”,对风扇旋转部件的安全性影响尤为显著。

(2)不同速度下鸟体的总体运动规律保持一致,但速度越高,其惯性主导特征越显著,与气流的耦合程度越低。速度升高虽能提升末端撞击动能,但其速度增幅和变化率随之减小,表明现有进气道结构对低速吸入鸟体的偏转与阻滞能力仍存在一定的不足。

(3)砂粒在进气道中存在多次反弹和沿程加速现象,粒径越大,撞击位置越分散,末端速度越低。当粒径低于3 mm时,粒子平均速度增幅普遍高于初始速度的1倍,且超过50%的砂粒最终撞击位置处于0.6倍风扇面直径区域内,即小粒径砂石对发动机核心转子区域的冲蚀风险更高。

未来工作可在现有统一轨迹模型上进一步拓展和深化:一方面,引入更精细的鸟体本构与破碎模型,并考虑不同粒径分布、形状因子等因素的砂石接触模型,以提高外物撞击及其后续轨迹预测的精度;另一方面,将外物轨迹与撞击信息同风扇/压气机气动性能退化及叶片结构响应相耦合,构建“外物轨迹-撞击工况-性能/寿命”一体化的评估框架。同时,面向高攻角、侧风起飞等复杂工况以及多源外物叠加的场景,可以将上述评估框架与进气道参数化设计、优化算法及数据驱动模型相结合,构建服务于FOD风险评估的高效仿真与快速预测平台,为中国复杂进气系统的外物损伤防控提供更加完善的技术支撑。

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