陳忠良，鄭群，姜斌，陳航

（1.哈爾濱工程大學動力與能源工程學院，黑龍江哈爾濱150001；2.中航工業(yè)沈陽發(fā)動機設計研究所，遼寧沈陽110015）

高負荷氦氣壓氣機矩形葉柵流動分離特性

陳忠良1，鄭群1，姜斌1，陳航2

（1.哈爾濱工程大學動力與能源工程學院，黑龍江哈爾濱150001；2.中航工業(yè)沈陽發(fā)動機設計研究所，遼寧沈陽110015）

針對高負荷氦氣壓氣機葉柵流動分離問題，以某高負荷氦氣矩形葉柵為研究對象，采用SST湍流模型加γ?Reθ轉捩模型進行了數值模擬。分析了不同負荷、彎角及彎高的高負荷氦氣壓氣機矩形葉柵的流動分離結構和特性。研究結果表明，馬蹄渦壓力面分支是矩形葉柵角區(qū)集中脫落渦和壁角渦形成的主要原因；隨著攻角和負荷的增加，葉柵吸力面的分離形式由開式分離向閉式分離轉化；而采用恰當的彎高和彎角可以有效抑制流動分離，改善高負荷氦氣壓氣機端部流動狀況，減小流動損失。

高負荷；氦氣壓氣機；附面層；分離；彎葉片；葉柵

將高溫氣冷堆和氦氣透平循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)相結合，以實現能源的高效利用，是目前國際研究的熱點［1?2］。氦氣壓氣機是高溫氣冷堆功能轉換的核心部件之一，其氣動設計技術一直是其面臨的難點問題。為此，德國、美國、俄羅斯、日本等先后啟動了各自的研究計劃［3?6］。我國部分高校和科研院所也相繼開展了相關研究工作，清華大學和哈爾濱中船重工第703研究所聯合建立了HTR?10配套的氦氣透平壓氣機單級樣機試驗裝置并進行了大量試驗，取得了重要的研究成果［7］。王松濤等［8］對氦氣壓氣機設計參數的影響進行了分析，并對某7級高壓氦氣壓氣機進行了改型設計。鄭群等在氦氣的流動特性［9］、氦氣輪機循環(huán)分析［10］、高負荷氦氣壓氣機葉柵流動特點［11］、氦氣壓氣機與空氣壓氣機的相似與?；?2］等方面開展了大量的理論與實驗研究工作。

葉柵角區(qū)分離是壓氣機特別是高負荷壓氣機內的主要空間分離結構之一，對葉柵損失性能以及流場穩(wěn)定性具有重要影響。由于工作條件和物性的差別，氦氣壓氣機內的流動抗分離能力和旋渦發(fā)展與空氣有很大的區(qū)別，而已有的研究主要集中在氦氣壓氣機循環(huán)方式和熱力計算等方面，對此方面涉及很少。

本文從高負荷氦氣壓氣機葉柵內渦系結構入手，對多種不同的高負荷氦氣壓氣機矩形葉柵旋渦形態(tài)進行了計算，研究了葉柵內不同渦系、分離流結構的發(fā)展情況，并分析了葉片端彎對高負荷氦氣壓氣機葉柵端區(qū)流動的影響規(guī)律。

1 數值計算方法

1.1 計算參數

分別采用彎高10%的直葉柵（STR）、正彎1°葉柵（DHP 1°）、正彎3°葉柵（DHP 3°）、正彎5°葉柵（DHP 5°）進行計算，研究葉片彎角對高負荷氦氣壓氣機矩形葉柵分離結構的影響。

采用正彎3°，彎高為10%（C1為0.1，C2為0.9）的葉柵（DHP 3°?1）和正彎3°，彎高為20%（C1為0.2，C2為0.8）的葉柵（DHP 3°?2）進行變攻角計算，研究不同彎高對高負荷氦氣壓氣機矩形葉柵分離結構的影響。彎葉片的定義及方案參數見圖1，計算所采用的彎葉片的α2為0，P1和P2為0.5。

圖1 彎葉片積疊線定義Fig.1 Bowed blade stacking line definition

葉型采用CDA葉型，其中，弦長為22.40 mm，柵距為18.70 mm，幾何進氣角為38.28°，轉折角為32.96°，安裝角為18.70°，葉高為44.20 mm。

1.2 數值計算方法

本文采用ANSYS CFX 13.0進行數值計算。計算采用SST湍流模型加γ?Reθ轉捩模型。采用NUMACA軟件的Autogrid 5模塊劃分結構化網格。網格采用O4H型拓撲結構。根據選取湍流模型要求，對葉片表面邊界層內網格進行加密，第一層網格厚度為1 μm，保證壁面y+＜1，滿足湍流模型計算要求。不同的葉型采用同一套計算網格。為了保證進出口流場的均勻性，進口段和出口段流場做了相應的延長。單通道的計算網格如圖2。進口給定總溫、總壓、來流方向和來流湍流度，出口給定背壓。變攻角計算時，保持入口總壓不變，通過調整背壓保證入口馬赫數不變。

圖2 計算網格Fig.2 Computational grid

2 彎角對葉柵分離結構的影響

2.1 彎角對葉柵流動分離與旋渦結構的影響

在壓氣機葉柵內主要存在以下5種旋渦：馬蹄渦、通道渦、集中脫落渦、壁角渦和尾緣脫落渦。其中，馬蹄渦、通道渦和集中脫落渦是3種主要的渦系結構，對旋渦尺度和損失的影響均較大，因此，本文從以上渦系結構入手，對高負荷氦氣壓氣機的分離結構進行研究。

在前緣到出口位置30%弦長處，垂直于軸向布置12個截面，用于分析漩渦的形成和發(fā)展過程。圖3的截面可以看出通道渦的發(fā)展過程。在直葉柵中，通道渦從第6個截面開始出現，隨著流動的發(fā)展，通道渦尺度變大，渦核逐漸向吸力面靠近，該渦核是發(fā)散型渦核，流線從渦核中心向外延伸。而后渦核核心區(qū)向遠離壁面方向上升。在尾緣處存在一定的集中脫落渦，以上渦系在葉柵尾緣出口處與主流區(qū)進行摻混。

對比可知，葉片正彎使得馬蹄渦壓力面分支增強，正彎葉柵的通道渦渦核更靠近吸力面，通道渦沿徑向的影響范圍更大，因而增強了端部低能流體向主流區(qū)的遷徙能力，延緩角區(qū)分離。從圖3（b）、（c）可以看出，隨著彎角的增加，端部區(qū)域逐漸由半開半閉式分離結構演變?yōu)殚_式分離結構。

圖3 i＝0高負荷氦氣壓氣機矩形葉柵流動分離結構Fig.3 Flow separation structure of high?loaded helium compressor rectangular cascade at zero inci?dence

在直葉柵中，沿吸力面的徑向二次流及端壁橫向二次流動在下端壁與吸力面組成的角區(qū)匯合，附面層迅速加厚，使得角區(qū)內的附面層容易發(fā)生分離。從圖3（a）和圖4（a）可以看出，隨著攻角的增大，直葉柵通道渦起始位置逐漸向上游移動，在i＝5°時提前到第3個截面處，馬蹄渦壓力面分支也明顯增強。直葉柵角區(qū)在正攻角時發(fā)生嚴重分離，分離產生的旋渦對通道渦進行擠壓，使得通道渦遠離葉片吸力面，同時在端區(qū)形成低壓區(qū)，增加了端區(qū)低能流體的卷起尺度。在截面11可以看到一條狹向線（流線聚集）及傾斜線（流線發(fā)散），且傾斜線尺度隨著流動發(fā)展逐漸增大。

圖4 i＝5°STR流動分離結構Fig.4 Flow separation structure of STR at 5°incidence

從圖4（b）可以看出，葉片前緣附近的流線（流線6）具有較小的流向動量，在橫向壓力梯度作用下，發(fā)生偏轉較早，在橫向壓力梯度和逆向壓力梯度的共同作用下，在吸力面分離線起始點附近卷起，并沿展向延伸。而對于距離吸力面壁面較遠些的流線（流線1～5），具有比流線6更大的流向動量，因此可以在流線6下游位置達到吸力面，受到葉柵表面后半段的強逆壓梯度的影響，發(fā)生明顯回流，回流線與吸力面邊界層的流線發(fā)生相互作用，然后卷起。同時在馬蹄渦吸力面分支附近的流線（流線7）在橫向壓力梯度的作用下，在尾緣后向吸力面運動，同時帶動一部分低能流體在與吸力面相互作用后卷起形成旋渦離開吸力面。

從圖4（c）可以看出，馬蹄渦壓力面的另一個分支參與了集中脫落渦的形成和尾緣附近的分離，它們是在到達尾緣后才回流與吸力面流體進行作用，在吸力面上形成分離螺旋點，誘發(fā)了閉式分離的發(fā)生，增加了能量損失，且距離壓力面越遠的流線（流線1）卷起尺度越大。但對于流線4，直接從尾緣處向后流動，形成壁角渦。

綜合以上，集中脫落渦由端壁附面層、葉柵吸力面附面層和通道渦的一部分流體共同組成，并將大量低能流體帶入主流區(qū)，同時誘導形成閉式分離結構。因此，集中脫落渦對高負荷氦氣壓氣機矩形葉柵的流動和氣動性能具有顯著影響。

圖5 i＝5°不同彎角矩形葉柵流動分離結構Fig.5 Flow separation structure of high?loaded helium compressor rectangular cascade with different bowed angles（i＝5°）

從圖5可以看出，彎葉片在正攻角下沒有明顯的分離和徑向移動，改善了端部流動情況，分離結構從閉式分離轉變?yōu)殚_式分離結構。從端壁流譜上可以看出，正彎葉片增強了端壁附近的橫向移動，同時前緣馬蹄渦鞍點向壓力面移動，這說明，正彎葉片改變了端部的攻角情況，使得攻角增大。當彎角增大時，吸力面分離線延伸范圍增加，說明彎角的增加，增強了附面層的徑向遷移能力。集中脫落渦卷起尺度變大，集中脫落渦卷起尺度與高度增加，使得損失增加。在葉柵流道后各種渦系進行摻混，從圖5可以看出，DHP3°截面12處的通道渦與集中脫落渦摻混程度更加劇烈。

2.2 彎角對損失分布的影響

直葉柵在正攻角時，端部存在嚴重的分離，總壓損失急劇增加，而葉片正彎可以有效消除角區(qū)分離，并改善吸力面分離形態(tài)，使流動由閉式分離變?yōu)殚_式分離。圖6橫坐標i為攻角，縱坐標ω?為總的質量平均損失系數，可以看出，正彎葉片可以有效減小高負荷氦氣壓氣機葉柵各攻角下的流動損失，但彎角增大，會增加端壁附近的低能流體向葉片中部遷移能力，擴大吸力面的分離尺度，使得相同攻角下的損失增加。

圖6 總的質量平均損失系數隨攻角的變化Fig.6 Mass?averaged total pressure loss at differentincidences

圖7 表示葉柵出口50%軸向弦長位置質量平均損失系數沿徑向分布，其縱坐標為相對葉高?？梢钥闯?，葉片正彎減薄了端壁附面層厚度，明顯降低了正攻角下葉柵端部及摻混損失，改善角區(qū)流動情況。同時彎角增大，會擴大端部高損失區(qū)域范圍，圖7（b）可以看出，正彎3°葉柵較正彎1°葉柵損失范圍擴大13%，流動損失增加。當負荷增加時，正彎3°在各個攻角下的總壓損失較正彎1°的要高，損失增加的原因主要是彎角增加，附面層低能流體的徑向遷移能力增強，使得吸力面分離區(qū)擴大。由于高負荷氦氣壓氣機葉片較短，本身流動較為復雜，因此要嚴格控制彎曲角度。

圖7 質量平均損失系數沿徑向分布Fig.7 Span wise mass?averaged total?pressure loss dis?tribution

3 彎高對葉柵分離結構的影響

從圖8、9可以看出，2種不同彎高葉柵i＝0時總壓損失沿徑向的分布基本一致，隨著攻角的增加，彎高20%葉柵的總壓損失要高于彎高10%葉柵相應值，從出口處的總壓損失沿徑向的分布可以看出，損失在端部區(qū)域增加明顯，這是因為隨著彎高的增加，從葉柵端部指向中部的正壓力梯度增加，端部低能流體向中徑處遷移的作用增強。

圖8 總的質量平均損失系數沿徑向分布Fig.8 Span wise mass?averaged total?pressure loss dis?tribution

由于彎高增加，使得葉片表面“C”型壓力分布更加明顯，端部吸力面壓力增加，中部吸力面壓力下降，端部低能流體徑向遷移能力增加。彎高同樣是影響葉柵流動的變化參數，對于高負荷葉柵，本身葉片較短，小的彎角和彎高更適合氦氣工質流動。

4 結論

本文從高負荷氦氣壓氣機葉柵渦系和分離結構入手，研究了不同負荷、彎角及彎高的高負荷氦氣壓氣機矩形葉柵的流動結構及分離特性，分析了端壁邊界層中流體的運動規(guī)律，得到以下結論：

1）高負荷氦氣葉柵中，馬蹄渦壓力面分支是形成集中脫落渦和壁角渦的主要原因，距離壓力面越遠的流體卷起高度更大，距離壓力面近的流體，流線不會與吸力面作用而會直接流出葉柵流道，這與流體包含的流向動量有關。

2）隨著攻角和葉柵負荷的增加，高負荷氦氣壓氣機葉柵吸力面的分離形態(tài)由開式分離向閉式分離轉化，集中脫落渦是造成葉柵閉式分離的主要原因且對壓氣機損失的影響很大。

3）對于高負荷氦氣壓氣機，葉片本身較短，較小的彎角（DHP 1°）和彎高（10%葉高）可以使葉柵具有更寬的工作范圍，繼續(xù)增大彎角和彎高，會增加端部低能流體的徑向遷移能力，使分離范圍和分離形態(tài)發(fā)生變化。

4）恰當的葉片彎角和彎高可以有效改善高負荷氦氣壓氣機端部流動狀況，減少端部低能流體的堆積，減薄角區(qū)附面層厚度，減小端部流動損失及吸力面分離尺度，抑制通道渦及集中脫落渦的發(fā)展，減小分離范圍。

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Flow separation characteristics of rectangular cascade for a highly?loaded helium compressor

CHEN Zhongliang1，ZHENG Qun1，JIANG Bin1，CHEN Hang2
（1.College of Power＆Energy Engineering，Harbin Engineering University，Harbin 150001，China；2.AVIG Shenyang Engine De?sign and Research Institute，Shenyang 110015，China）

Flow separation has great influence on high?loaded helium compressors.In this paper，high?loaded heli?um compressor rectangular cascades with different loads，bowed angles and bowed heights were studied to under?stand the flow separation structure in the cascades.The SST turbulence model and γ?Reθtransition model were used in numerical simulation.The results showed that the pressure?side leg of horseshoe vortex results in the generation of concentrated shed vortex and corner vortex at the corner of the rectangular cascade.Open separated flow will trans?form into closed separated flow with the increase of attack angles and loads.Flow separation will be suppressed in the cascade as well as the pressure loss will drop by using proper bowed angle and height.

high?loaded；helium compressor；boundary layer；flow separation；bowed blade；cascades

10.3969／j.issn.1006?7043.201401050

http：／／www.cnki.net／kcms／detail／23.1390.U.20150109.1518.010.html

TK26

A

1006?7043（2015）03?0343?05

2014?01?15.網絡出版時間：2015?01?09.

國家自然科學基金資助項目（51476039）；中央高?；究蒲袠I(yè)務費專項基金資助項目（HEUCF140303）.

陳忠良（1990?），男，碩士研究生；鄭群（1962?），男，教授，博士生導師.

鄭群，E?mail：zhengqun＠hrbeu.edu.cn.