楊 剛 陸華偉 孫 可 梁銳星 郭 爽

（1.大連海事大學 船舶與海洋工程學院；2.大連理工大學 能源與動力學院）

0 引言

隨著當前航空工業(yè)的迅速發(fā)展，航空動力裝置性能的要求也越來越高。提高壓氣機級壓比一直是設(shè)計者們追求的目標，同時還需要其具有足夠的穩(wěn)定性。采用高負荷擴壓葉柵是提高壓氣機壓比、效率的最直接方案。而這必然導致壓氣機葉柵內(nèi)逆壓梯度增大，使得端壁及葉片吸力面附面層更易發(fā)生三維分離，葉柵流道內(nèi)分離加劇，從而造成更加嚴重的摻混損失，這對葉柵內(nèi)流動發(fā)展和損失控制非常不利，甚至誘發(fā)失速與喘振現(xiàn)象，極大地抑制了其性能的發(fā)展[1-2]。這些問題亟待解決?，F(xiàn)有的研究表明，采用高負荷擴壓葉柵的同時輔之以附面層抽吸技術(shù)削弱附面層流動分離是提高壓氣機壓比與效率的一條十分有效的途徑[3]。在壓氣機設(shè)計體系中，主要是考慮設(shè)計工況。但在實際情況下，壓氣機是在變工況下運行，而沖角也是壓氣機葉片在變工況下最易發(fā)生非穩(wěn)定變化的因素之一[4]。

目前，大都采用矩形葉柵進行各種擴壓葉柵的變沖角性能研究。1997年，Kerrebrock等首次提出了吸附式壓氣機的概念，并對其熱力學原理進行了一定的闡述。隨后，美國的NASA格蘭研究中心與麻省理工大學合作進行了一系列的吸附式壓氣機和風扇實驗，結(jié)果發(fā)現(xiàn)通過特定位置吸除少量低能流體可以顯著地降低損失并改善壓氣機性能[5-7]。Liesner等[8]、Gmelin 等[9]以及Lemke等[10]通過實驗與數(shù)值的方法研究了端壁抽吸效應(yīng)，發(fā)現(xiàn)不同的端壁開槽位置對柵內(nèi)二次流的控制效果有顯著影響。而在國內(nèi)陳紹文、陳浮等[11-12]研究了彎曲葉片的沖角特性，發(fā)現(xiàn)沖角增大后，橫向壓力梯度增大，導致氣流動能降低，容易引起損失的激增。張華良等[13]研究發(fā)現(xiàn)，沖角增加會使矩形擴壓葉柵吸力面的分離程度增強，并且會趨向于閉式分離和流動非定常。然而在以往的研究中，為了保證抽吸的控制效果，通常采用大抽吸流量的方式（約進口質(zhì)量流量的3%～7.5%），這必定會造成更多的抽吸功消耗，不利于控制對象整體性能的提升[14-15]。此外，在葉片表面開槽[16]或者開多孔[17]也將給壓氣機葉片的強度和壽命帶來更大挑戰(zhàn)。

本文以跨聲速擴壓葉柵為研究對象，進行附面層抽吸的研究。由于角區(qū)分離主要是受到端壁二次流的影響，而沖角的變化也對二次流有極大影響。選擇在端壁處開設(shè)流向抽吸槽進行抽吸，旨在獲得不同沖角下最佳抽吸位置以及出口損失隨抽吸流量變化的規(guī)律。

1 計算模型與網(wǎng)格劃分

1.1 計算模型與抽吸方案

本文所采取的研究對象是跨聲速高擴壓靜葉柵DMU-37。詳細幾何參數(shù)見表1。抽吸方案為在上端壁開設(shè)流向抽吸槽，如圖1所示，抽吸槽的形狀以吸力面弧線為基準，分別命名為EW1，EW2，EW3。三種方案抽吸槽的弧長均為葉片吸力面弧長的1/3，寬為2mm。槽的近吸力面?zhèn)仁冀K與吸力面垂直相距1mm，并于兩端進行倒圓角處理。為與葉柵上端壁有良好的匹配性，各方案下抽吸近端壁一側(cè)網(wǎng)格進行加密。

表1 葉柵幾何參數(shù)Tab.1 Cascade geometry parameters

圖1 抽吸方案Fig.1 Suction scheme

本葉柵采用的ANSYS CFX軟件對模型進行網(wǎng)格劃分，用ICEM模塊建立H-O-H型非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并在葉片前尾緣處進行網(wǎng)格加密處理。計算域進口設(shè)定總溫、總壓、氣流角以及湍流強度，進口總壓包含附面層文件，附面層特性曲線如圖2所示，并調(diào)整進口總壓使各沖角下進口馬赫數(shù)保持0.67不變。出口設(shè)定平均分布靜壓（101 325Pa）；葉片表面及其他壁面均設(shè)為光滑、絕熱、無滑移壁面。因研究壁面為平面葉柵，所以流道兩側(cè)設(shè)定為平行性周期交界，圖3給出了葉柵網(wǎng)格圖。

圖2 附面層特性曲線Fig.2 Boundary layer characteristic curve

圖3 網(wǎng)格示意圖Fig.3 Mesh diagram

為消除網(wǎng)格數(shù)目對計算結(jié)果的影響，本文對原型葉柵進行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證。葉柵出口流場可以反映葉柵總體性能，所以本文選擇出口截面總壓損失系數(shù)來進行驗證?？倝簱p失系數(shù)定義如下：

對于原型葉柵選取了80～360萬左右的網(wǎng)格數(shù)目，以每40萬網(wǎng)格數(shù)目遞增。由圖4可知，網(wǎng)格數(shù)在80～240萬之間時，總壓損失系數(shù)上下波動較大，而當網(wǎng)格數(shù)達到240萬時，其波動趨于平衡，在280萬網(wǎng)格及以后，出口截面的總壓損失系數(shù)已無明顯變化，保持平衡，說明網(wǎng)格數(shù)目對計算結(jié)果基本無影響。故本文葉柵網(wǎng)格數(shù)選取為280萬。

圖4 不同網(wǎng)格數(shù)下出口截面總壓損失系數(shù)Fig.4 The total pressure loss coefficient of outlet section under different mesh number

2 計算結(jié)果與分析

2.1 變沖角對出口截面損失的影響

葉柵出口流場可以反映葉柵總體性能，并且直接影響下一級進氣狀況，是壓氣機穩(wěn)定性的重要參考指標。如下圖為無抽吸時不同沖角下出口截面總壓損失系數(shù)云圖以及二次流分布。由圖可知:各沖角下葉柵角區(qū)內(nèi)均存在明顯的高損失區(qū)，且以上下對稱分布。來流向正沖角發(fā)展時，兩端通道渦使得其席卷的分離流等低能流體也隨之向葉片中部靠攏，從而使角區(qū)范圍擴大，角區(qū)損失沿徑向急劇發(fā)展。角區(qū)損失隨正沖角的增加變化明顯，當沖角增加到+6°時，集中脫落渦向中部移動，并且上下脫落渦匯聚在一起，上下角區(qū)的高損失區(qū)已經(jīng)發(fā)展至整個葉高，造成強烈的角區(qū)失速。

圖5 各沖角下總壓損失云圖及二次流線圖Fig.5 Total pressure loss nephogram and secondary flow chart at each impact angle

3 變沖角附面層抽吸

3.1 壁面極限流線

以上分析可知，隨沖角的不斷增大，葉柵內(nèi)二次流動更加劇烈，更容易造成壓氣機的失速。觀察原型葉柵極限流線，發(fā)現(xiàn)-2°和+2°沖角下吸力面上下角區(qū)相對-4°，0°沖角并無明顯變化，僅端壁橫向流動隨沖角增加而增加。所以為探究各沖角下最佳抽吸位置，本文將選擇-4°，0°，+4°，+6°沖角來進行附面層抽吸的研究。如圖6為不同抽吸方案下各沖角所對應(yīng)的壁面極限流線。

圖6 不同抽吸方案下各沖角壁面極限流線圖Fig.6 Limit streamline of each incidence wall surface under different suction schemes

與原型葉柵相比，結(jié)果表明：i=-4°時，在EW1方案下，抽吸減弱了角區(qū)內(nèi)回流，角區(qū)分離線向尾緣和端壁靠近，角區(qū)范圍減小，中徑處通流面積增大；在EW2方案下，在上角區(qū)內(nèi)幾乎看不到回流，但是抽吸之后在抽吸槽附近和上端壁靠近尾緣處各產(chǎn)生一分離渦，分析其原因是由于抽吸使端壁二次流回流所致；EW3抽吸使得原來的脫落渦增強。

對于+4°沖角，在EW1和EW2方案下，角區(qū)流動情況更為復雜。下角區(qū)脫落渦沿著葉高方向發(fā)展，形成沿葉高的分離線。這是由于在抽吸的徑向力作用下其與主流摻混所致。而EW3方案則改善了下角區(qū)，使得下角區(qū)回流減弱，脫落渦基本消失，同時上角區(qū)分離范圍有所減小。

+6°沖角經(jīng)過抽吸發(fā)現(xiàn)， EW1和EW2方案下情況相似，原來的脫落渦已經(jīng)消失，轉(zhuǎn)化成一條沿著葉高的徑向分離線，究其原因是抽吸抽走了葉表部分低能流體使得主流動能增加，使得原本的渦趨向尾緣，又由于其旋向相反而相互抵消，故轉(zhuǎn)化為趨向尾緣的分離線。而EW3方案抽吸槽更靠近尾緣，抽吸使得葉表的低能流體匯聚到尾緣渦當中。

3.2 損失沿流向發(fā)展規(guī)律

為詳細研究葉柵通道內(nèi)總壓損失變化規(guī)律，給出圖7不同方案下各沖角葉柵內(nèi)擬S3截面的總壓損失系數(shù)云圖。

圖7 不同方案下各沖角葉柵內(nèi)擬S3截面的總壓損失系數(shù)云圖Fig.7 The cloud diagram of total pressure loss coefficient of simulated S3 section in each incidence blade cascade under different schemes

觀察原型負沖角和設(shè)計沖角下的流動，葉片前緣附近截面低能流體主要分布在端壁的附面層內(nèi)。隨著流動向下游發(fā)展，受橫向壓力梯度的作用，端壁附面層內(nèi)低能流體約距前緣60%處開始在吸力面?zhèn)榷逊e。該位置伴隨著角區(qū)分離的起始而出現(xiàn)明顯的局部高損區(qū)。之后在下游發(fā)展過程中，角區(qū)范圍逐漸擴大，至葉片尾緣處達到峰值。隨著來流向正沖角發(fā)展，橫向壓力梯度增大，此時端壁附面層內(nèi)低能流體提前向吸力面積聚，高損區(qū)幾乎占據(jù)整個葉高。對比不同抽吸方案下各沖角總壓損失變化，在負沖角和設(shè)計沖角下，發(fā)現(xiàn)EW2方案各沖角上角區(qū)高損失區(qū)尤其是徑向尺寸顯著減小，這對應(yīng)著上角區(qū)回流減弱。而EW1方案相比效果不顯著，高損失區(qū)的范圍只有略微減小。EW3方案抽吸效果較差，近乎無效果。

對于正沖角，發(fā)現(xiàn)+4°時，雖然EW2方案對上角區(qū)損失的改善很明顯，但整個葉高方向仍布滿高損失區(qū)，損失依然很大。EW3方案抽吸，上半葉高較原型并無明顯改善，但其下角區(qū)損失以及葉高方向高損區(qū)幾乎消失，下角區(qū)范圍減小，故此方案效果更好。EW1方案對上角區(qū)略有改善。

沖角進一步增大到+6°時，此時發(fā)現(xiàn)EW1和EW2方案對上角區(qū)略有改善，但下角區(qū)高損區(qū)較原型也沿該方向發(fā)展。這也對應(yīng)著其極限流線轉(zhuǎn)化為葉片表面的型面分離線。EW3對下角區(qū)略有改善，中徑處高損區(qū)范圍減小。但三種抽吸方案總的效果并不顯著。為此將采用從定量分析和變抽吸流量的方法進一步研究。

圖8為各沖角下不同抽吸方案葉柵出口截面質(zhì)量流量平均總壓損失沿葉高分布。從圖中可以看出沖角為-4°和0°時，EW2方案其上角區(qū)損失系數(shù)大小和徑向尺寸都明顯減小，有效的改善了上角區(qū)的流動狀況，故EW2抽吸位置效果最佳；而對于+4°和+6°沖角則著重改善了下角區(qū)的流動，對比三種方案，發(fā)現(xiàn)EW1和EW2效果相似，這兩種方案下，約60%葉高上的總壓損失系數(shù)減小，而下半葉高損失系數(shù)增大；EW3方案抽吸正好相反，該方案使得下端壁到60%葉高處損失減小。整體上EW3方案抽吸使得總壓損失系數(shù)降低程度更大，故+4°和+6°沖角EW3抽吸效果最好。

圖8 葉柵出口截面質(zhì)量流量平均總壓損失沿葉高分布Fig.8 The average total pressure loss of mass flow at the blade cascade outlet is distributed along the blade height

4 抽吸流量探究

通過對各沖角不同抽吸方案對比發(fā)現(xiàn)，負沖角和沖角下在葉中部分（EW2）即角區(qū)分離起始位置下游附近開始進行抽吸效果最優(yōu)，而對于大沖角靠近尾緣（EW3）抽吸效果最佳。針對各沖角下最佳抽吸位置，補充探究了葉柵整體性能隨抽吸流量的變化規(guī)律，以葉柵出口截面總壓損失系數(shù)表征。抽吸流量分別為進口質(zhì)量流量的0.25%，0.5%，0.75%，1%。結(jié)果如圖9所示。

圖9 各沖角損失系數(shù)隨流量變化規(guī)律Fig.9 The loss coefficient of each impact angle varies with the flow rate

由圖可知，抽吸確實能降低總壓損失系數(shù)，即能降低葉柵損失。這是由于抽吸抽走了附面層內(nèi)低能流體，使得附面層動能增加，抵抗逆壓梯度能力增強，抑制了附面層的分離，降低損失。其中抽吸效果最好的是+4°沖角，總壓損失絕對值減少了0.013，且抽吸使得上下角區(qū)范圍均減小，回流減弱，故出現(xiàn)圖中突降的現(xiàn)象；而-4°和0°沖角抽吸效果次之，總壓損失絕對值減少了0.007；+6°沖角效果最差，總壓損失絕對值減少了0.002，考慮其原因是隨著沖角的增大，葉柵通道內(nèi)的分離流動增強，便需要更大的抽吸流量才能有效的改善流場。整體上隨著抽吸流量的增加，各沖角總壓損失系數(shù)減小，當抽吸流量達到0.75%時，設(shè)計沖角損失系數(shù)大小不再變化，而其他沖角損失系數(shù)大小雖仍呈減小趨勢，但減小幅度變?nèi)?。因此考慮到抽吸所耗功，本文采用的抽吸槽出口的抽吸流量為進口流量的0.75%。

5 結(jié)論

本文通過對跨聲速高負荷扇形擴壓葉柵進行下端壁流向槽附面層抽吸的研究分析，得出以下結(jié)論：

1）高負荷擴壓葉柵沖角特性較差，負沖角來流下，附面層所受橫向壓差和逆壓梯度相對減小，二次流損失隨之降低，角區(qū)分離線起始于正常點。隨來流向正沖角轉(zhuǎn)變，流道內(nèi)橫向壓差和逆壓梯度增強，角區(qū)回流增加，附面層提前分離。在上端壁單側(cè)實施附面層抽吸，能改善角區(qū)內(nèi)流動狀況，推遲分離。

2）負沖角和設(shè)計沖角下，上端壁附面層抽吸可以抑制上角區(qū)的分離和角區(qū)內(nèi)回流，有效降低總壓損失，而對下角區(qū)的分離并未起到作用；正沖角下，對比抽吸方案可知，端壁抽吸改善了下角區(qū)的分離。

3）對比各沖角下不同位置的抽吸方案，可以發(fā)現(xiàn)，-4°和0°沖角下于角區(qū)分離起始位置附近開始抽吸的方案最佳（EW2），有效抑制并推遲了角區(qū)分離, 總壓損失系數(shù)絕對值均減小了0.007；分離前抽吸可以吸除來自來流附面層低能流體，但對下游附面層的分離影響有限（EW1）；分離后角區(qū)內(nèi)的抽吸不能從根本上抑制角區(qū)分離，效果最差（EW3）。而正沖角角區(qū)分離提前，發(fā)現(xiàn)在分離后靠近尾緣的抽吸方案最佳。+4°沖角下，總壓損失系數(shù)絕對值減小了0.013；可見在不同沖角下存在最佳抽吸位置。

4）附面層抽吸的效果也與抽吸流量有關(guān)。針對本文僅在進口質(zhì)量流量1%范圍內(nèi)進行探究，在此抽吸流量范圍內(nèi)，隨著抽吸流量的增加，各沖角下總壓損失系數(shù)均減小，當抽吸流量增加到進口質(zhì)量流量的0.75%時，其總壓損失系數(shù)減小的幅度開始減緩。沖角增大到+6°時，總壓損失系數(shù)變化不明顯，說明在大沖角下，小抽吸流量對流場的改善效果不佳。