高麗敏, 劉 哲, 蔡 明, 黎浩學(xué)

西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院, 翼型、葉柵空氣動(dòng)力學(xué)國家級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 西安 710129

0 引 言

現(xiàn)代航空發(fā)動(dòng)機(jī)推重比的不斷提高要求壓氣機(jī)在減少級(jí)數(shù)的同時(shí)實(shí)現(xiàn)高壓比、高效率，設(shè)計(jì)使用高負(fù)荷擴(kuò)壓葉片是最直接的解決方法，而平面葉柵吹風(fēng)試驗(yàn)是先進(jìn)葉型設(shè)計(jì)不可或缺的試驗(yàn)環(huán)節(jié)[1-6]。

平面葉柵試驗(yàn)中葉柵流場(chǎng)需沿展向滿足一定的二維性[1, 7-10],才能獲得較為可靠的二維葉型性能數(shù)據(jù)。然而，隨著擴(kuò)壓葉柵負(fù)荷的不斷提升，流道內(nèi)逆壓梯度與附面層干涉會(huì)加劇附面層累積，導(dǎo)致流道收縮，測(cè)量截面(50%葉高)出口的軸向速度密流增加，從而使得流場(chǎng)二維性惡化，造成測(cè)量結(jié)果失真[7-13]。一般試驗(yàn)中通過增大展弦比來保證測(cè)量截面的二維性[1,8,13]，但流道收縮程度隨負(fù)荷升高而加劇，所需展弦比更大，受限于風(fēng)洞尺寸和成本，此方法不具備普適性，且變工況性能較差。目前試驗(yàn)中多采用端壁抽吸的主動(dòng)控制方法保證流場(chǎng)二維性[8-10,12-19]。

美國NACA于20世紀(jì)20年代中期發(fā)展的“多孔壁”(Porous wall)技術(shù)[14]將多孔材料作為葉柵端壁以吸除端壁附面層，Briggs[15]、Herrig等[16]通過平面葉柵試驗(yàn)證明了此技術(shù)的可靠性。1967年P(guān)ollard等[13]發(fā)現(xiàn)“多孔壁”技術(shù)雖然能獲得較好的二維結(jié)果，但無法完全吸除角區(qū)低能流體。1975年德國Starken等[17]在大負(fù)荷擴(kuò)壓葉柵吹風(fēng)預(yù)試驗(yàn)中，發(fā)現(xiàn)不同位置抽吸槽對(duì)氣源能力的利用率以及對(duì)來流的干擾不同。國內(nèi)的相關(guān)研究起步較晚，1995年中國燃?xì)鉁u輪研究院姜正禮[18]在試驗(yàn)中采取尾部開槽的方式改善二維性，研究了二維性對(duì)葉柵性能的影響規(guī)律。2014年西北工業(yè)大學(xué)鄧熙等[7]研究了出氣角的二維修正方法，但發(fā)現(xiàn)全弦長柵狀槽僅可實(shí)現(xiàn)局部控制。2020年沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所王東等[19]通過試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)流道端壁抽吸對(duì)減小密流比起決定作用，柵前抽吸作用不大。綜上所述，抽吸對(duì)改善葉柵流場(chǎng)二維性的作用顯而易見。但目前抽吸控制葉柵流場(chǎng)二維性的研究大多聚焦于控制效果，對(duì)抽吸控制方法研究較少，如抽吸位置的選擇缺乏理論依據(jù)、缺乏新的抽吸方法等等。

近年來，對(duì)吸附式葉柵的研究[20-23]表明，不同葉柵的抽吸布局、最佳抽吸位置及吸氣量并不相同，組合抽吸可以進(jìn)一步優(yōu)化控制效果。因此，本文借鑒吸附式葉柵的研究成果，針對(duì)高負(fù)荷擴(kuò)壓葉柵，采用數(shù)值方法分析影響葉柵流場(chǎng)二維性的因素，探索不同端壁抽吸位置對(duì)流場(chǎng)二維性的控制機(jī)理，驗(yàn)證分布式抽吸方法對(duì)流場(chǎng)二維性的控制效果，旨在為高負(fù)荷擴(kuò)壓葉柵吹風(fēng)試驗(yàn)流場(chǎng)二維性的控制技術(shù)優(yōu)化提供參考。

1 研究對(duì)象及研究方案

1.1 研究對(duì)象

本文研究的二維平面葉柵幾何定義如圖1所示，主要幾何尺寸參數(shù)見表1。其擴(kuò)散因子為0.63，稠度為2.77，彎角為54.12°，為典型的高負(fù)荷擴(kuò)壓葉柵。

圖1 平面葉柵幾何定義Fig.1 Linear cascade configuration

表1 平面葉柵幾何參數(shù)Table 1 Linear cascade geometric parameter

按照《航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)手冊(cè)》中的葉柵試驗(yàn)件標(biāo)準(zhǔn)，參考西北工業(yè)大學(xué)高亞聲速平面葉柵風(fēng)洞試驗(yàn)段尺寸，將二維葉柵等比模化，常規(guī)葉柵試驗(yàn)件的計(jì)算模型展向高度h=100 mm，弦長b=65 mm。

依據(jù)本文研究目的，計(jì)算模型除常規(guī)試驗(yàn)件外，另在常規(guī)試驗(yàn)件基礎(chǔ)上，于柵板開設(shè)抽吸槽，進(jìn)行端壁抽吸以控制吹風(fēng)試驗(yàn)中葉柵流場(chǎng)二維性。葉柵流場(chǎng)二維性的變化與端壁附面層發(fā)展直接相關(guān)。端壁附面層沿軸向發(fā)展經(jīng)歷了附面層累積階段、分離起始階段、充分發(fā)展階段，即端壁附面層形態(tài)沿著軸向位置而不同。因此，本文提出了3種軸向位置的柵板抽吸方案：Front：(0～33%)b，Middle：(33%～66%)b，Tail：(66%～99%)b，控制單一變量為軸向位置，使抽吸槽沿周向覆蓋整個(gè)端壁。參考現(xiàn)有研究的建模思路，為了兼顧柵板強(qiáng)度和抽吸能力[22-23]，葉柵端壁開設(shè)的抽吸槽寬度為1.5 mm，周向相鄰抽吸槽間距2 mm，抽吸槽布置如圖2所示。

圖2 抽吸控制葉柵開槽方案Fig.2 Slot configuration scheme of controlled cascade

由于研究內(nèi)容是葉柵吹風(fēng)試驗(yàn)的流場(chǎng)二維性，因此忽略周期性的影響，分別對(duì)二維平面葉柵、常規(guī)試驗(yàn)葉柵和抽吸控制葉柵進(jìn)行單通道計(jì)算，其中抽吸控制葉柵包括3種不同軸向位置的柵板抽吸方案，共計(jì)5種方案。為便于表示，將二維平面葉柵命名為Ideal，常規(guī)試驗(yàn)葉柵命名為No suc, 前部、中部、尾部抽吸控制葉柵分別命名為Front、Middle、Tail。計(jì)算工況為進(jìn)口馬赫數(shù)Ma1=0.40，攻角i=-8°～8°。

1.2 數(shù)值方法及有效性驗(yàn)證

本文5種幾何模型的主流道網(wǎng)格相同，均為常規(guī)試驗(yàn)件的流道。葉柵主流道網(wǎng)格劃分使用軟件NUMECA中AutoGrid5模塊生成O4H型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格拓?fù)?，?duì)于抽吸槽網(wǎng)格則使用IGG模塊手動(dòng)生成H型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。抽吸槽網(wǎng)格與葉柵通道網(wǎng)格之間采用完全非匹配連接方式實(shí)現(xiàn)界面間的數(shù)值傳遞，葉柵主流道網(wǎng)格及抽吸槽局部放大網(wǎng)格如圖3所示。

圖3 葉柵計(jì)算域網(wǎng)格及抽吸槽局部放大網(wǎng)格Fig.3 Computational grid of cascade and local enlargement of slot grid

對(duì)主流道網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，如圖4所示，當(dāng)網(wǎng)格量達(dá)到700 000時(shí)，總壓損失系數(shù)ω幾乎不隨網(wǎng)格量增加而增加，因此主流道網(wǎng)格量選擇700 000。抽吸控制葉柵的抽吸槽網(wǎng)格與相鄰主流道端壁網(wǎng)格尺度保持一致，同時(shí)對(duì)壁面網(wǎng)格進(jìn)行加密，保證壁面y+值小于1。

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.4 Grid independence verification

數(shù)值方法采用Fine/Turbo模塊求解定常雷諾平均N-S方程，湍流模型選用SA模型?？臻g離散為中心差分格式，時(shí)間項(xiàng)采用4階Runge-Kutta方法迭代求解，CFL數(shù)為3。進(jìn)口邊界條件給定總參數(shù)及進(jìn)氣方向，出口給定背壓，葉片表面給定絕熱無滑移壁面，二維平面葉柵端壁給定mirror模擬無限長葉片，常規(guī)葉柵試驗(yàn)件端壁、抽吸控制葉柵端壁及其抽吸槽壁面給定絕熱無滑移壁面，抽吸控制葉柵抽吸槽出口給定流量出口。

因本文研究對(duì)象的葉柵試驗(yàn)數(shù)據(jù)缺乏，為驗(yàn)證本文數(shù)值方法的正確性，故選取試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫完整、可信度高的NPU-A1葉型?；蟮娜S常規(guī)試驗(yàn)葉柵進(jìn)行對(duì)比工作[7,9,22]。工況為i=0°、Ma1=0.55。

試驗(yàn)前期準(zhǔn)備：1) 檢測(cè)空風(fēng)洞流場(chǎng)。其核心區(qū)分別占展向、周向范圍的90%、80%，馬赫數(shù)0.55±0.005，展向、周向氣流偏角±0.5°，空風(fēng)洞流場(chǎng)均勻。2) 檢測(cè)葉柵流場(chǎng)。葉柵中部2個(gè)葉柵通道滿足Ma1=0.55±0.005，來流均勻，尾跡深度、寬度一致性較高，滿足試驗(yàn)要求。

圖5為測(cè)量截面的葉片表面等熵馬赫數(shù)分布對(duì)比[22]，試驗(yàn)時(shí)由于葉片厚度的原因，近前緣和尾緣處無法開設(shè)靜壓孔，因此有部分?jǐn)?shù)據(jù)缺失，但兩者等熵馬赫數(shù)峰值點(diǎn)位置相同，分布趨勢(shì)一致，數(shù)值結(jié)果能夠較好地對(duì)應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果。

圖5 表面等熵馬赫數(shù)分布[22]Fig.5 Isentropic Mach number distribution[22]

圖6為總壓損失的展向分布對(duì)比?？梢钥闯?，數(shù)值方法結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的總壓損失沿展向具有一致的分布及變化趨勢(shì)，數(shù)值雖然存在差異，但處于可接受范圍，可以認(rèn)為本文的數(shù)值方法正確可靠。

圖6 總壓損失系數(shù)展向分布[22]Fig.6 Span distribution of ω[22]

1.3 數(shù)據(jù)處理方法

平面葉柵試驗(yàn)測(cè)量截面選取50%葉高處，進(jìn)口參數(shù)通過距離前緣1倍弦長處的上游測(cè)量站測(cè)量均勻來流得到，出口參數(shù)通過尾緣后1倍弦長處的下游測(cè)量站(保證主流與尾跡充分摻混)測(cè)量得到。通過質(zhì)量平均的方法處理1個(gè)柵距內(nèi)的流動(dòng)參數(shù)，得到表征葉柵性能的平均參數(shù)，如式(1)所示。

(1)

依據(jù)試驗(yàn)情況，使用離散格式進(jìn)行處理：

(2)

其中，C為平均參數(shù)，如壓力p、總壓損失系數(shù)ω等。t為葉柵標(biāo)號(hào)，dy為相鄰離散點(diǎn)間隔，Ci、ρi、vai分別為下游測(cè)量站的離散點(diǎn)處的物理參數(shù)值、密度和軸向速度，離散點(diǎn)為n個(gè),Δl為相鄰離散點(diǎn)間隔。

2 端壁附面層對(duì)流場(chǎng)二維性影響

本節(jié)對(duì)比二維平面葉柵與常規(guī)葉柵流場(chǎng)，旨在分析常規(guī)試驗(yàn)葉柵吹風(fēng)試驗(yàn)中流場(chǎng)二維性的影響因素。

由于葉柵吹風(fēng)試驗(yàn)的流場(chǎng)二維性受端壁附面層發(fā)展造成的流道收縮影響，因此進(jìn)出口流道收縮比可以作為流場(chǎng)二維性的衡量標(biāo)準(zhǔn)。進(jìn)出口流道收縮比可用出口與進(jìn)口的軸向速度密流比(Axial Velocity Density Ratio，AVDR)表示：

(3)

其中，A、β、ρ、va分別為流道面積、氣流角、密度、軸向速度，下標(biāo)1、2分別表示進(jìn)口、出口。

圖7為攻角i=0°、進(jìn)口馬赫數(shù)Ma1=0.40時(shí)二維平面葉柵與常規(guī)葉柵50%葉高截面的馬赫數(shù)云圖及流線分布對(duì)比。由圖7可知，受擴(kuò)壓葉柵內(nèi)逆壓梯度的影響，二維平面葉柵通道中部流動(dòng)發(fā)生分離，該分離區(qū)向下游發(fā)展過程中并未附著，最終形成開式分離區(qū)。與之相比，常規(guī)試驗(yàn)葉柵主流流線并未分離，持續(xù)附著，近尾緣處的馬赫數(shù)比二維平面葉柵高0.07，擴(kuò)壓能力下降，流場(chǎng)已經(jīng)失真。

圖7 馬赫數(shù)云圖及流線Fig.7 Mach number contour and streamline

圖8的葉片體流線表明，由于逆壓梯度的存在，常規(guī)試驗(yàn)葉柵端壁附面層在近前緣處即發(fā)生了分離，進(jìn)而產(chǎn)生了大范圍的回流區(qū)，向中部擠壓主流，馬赫數(shù)云圖沿軸向出現(xiàn)“凸起”，說明主流在擠壓下加速，抗逆壓能力增強(qiáng)，導(dǎo)致常規(guī)葉柵50%葉高截面流場(chǎng)與二維平面葉柵不同，造成流場(chǎng)失真。

圖8 體流線Fig.8 Volume line

常規(guī)試驗(yàn)葉柵的軸向速度密流比的攻角特性曲線及常規(guī)試驗(yàn)葉柵與二維平面葉柵總壓損失的攻角特性曲線如圖9和10所示。圖9表明，常規(guī)試驗(yàn)葉柵軸向速度密流比均大于1.0，隨攻角線性增加，葉柵流場(chǎng)二維性逐漸惡化。結(jié)合圖10，軸向速度密流比增大會(huì)使失真程度增加，總壓損失偏差增大，其中0°攻角下?lián)p失與真實(shí)情況相比減小50%左右，整體最小偏差達(dá)23%，偏差過大。由此可見，葉柵試驗(yàn)結(jié)果的正確性依賴于葉柵流場(chǎng)二維性，調(diào)控手段是必要的。

圖9 軸向速度密流比攻角特性Fig.9 AVDR of incidence characteristics

圖10 總壓損失攻角特性Fig.10 ω of incidence characteristics

3 控制結(jié)果分析

改善平面葉柵流場(chǎng)二維性的最佳抽吸結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)應(yīng)是：1) 抽吸結(jié)構(gòu)對(duì)來流擾動(dòng)小。2) 抽吸功耗小，最大化利用真空泵能力。3) 改善效果明顯，包括葉柵性能參數(shù)、葉片負(fù)荷、展向二維區(qū)域?qū)挾鹊雀纳啤?/p>

實(shí)際平面葉柵試驗(yàn)中流場(chǎng)達(dá)到準(zhǔn)二維狀態(tài)即可，相關(guān)學(xué)者建議[8]，下游測(cè)量站的軸向速度密流比臨界值為1.1，因此本文在此條件下對(duì)比不同抽吸位置的優(yōu)劣。常規(guī)葉柵在攻角i=0°、進(jìn)口馬赫數(shù)Ma1=0.40下軸向速度密流比可達(dá)1.4，改善效果對(duì)比明顯，選擇其為對(duì)比工況。

3.1 抽吸對(duì)來流影響及抽吸功耗對(duì)比

對(duì)來流的擾動(dòng)主要表現(xiàn)為對(duì)來流方向的擾動(dòng)，圖11為不同抽吸位置下進(jìn)氣角β1隨軸向速度密流比的變化曲線。

圖11 進(jìn)氣角隨軸向速度密流比變化Fig.11 Variation of β1 with AVDR

整體來看，抽吸槽距進(jìn)口越遠(yuǎn)，對(duì)進(jìn)氣角的擾動(dòng)越小。相比之下，中部抽吸在軸向速度密流比為1.1時(shí)進(jìn)氣角最接近理想二維狀態(tài)，前部抽吸對(duì)進(jìn)氣角擾動(dòng)最大，尾部抽吸時(shí)的進(jìn)氣角則始終維持在常規(guī)試驗(yàn)葉柵的進(jìn)氣角附近。整體上，3種位置抽吸的進(jìn)氣角與設(shè)計(jì)進(jìn)氣角偏差不超過0.25°，滿足試驗(yàn)要求。

抽吸功耗則由相對(duì)抽吸流量qmsi(抽吸流量占主流流量的百分比)、抽吸槽入口相對(duì)主流進(jìn)口的靜壓系數(shù)cp表征:

(4)

其中，p為靜壓，下標(biāo)1、si分別表示葉柵進(jìn)口、抽吸槽進(jìn)口。

對(duì)比下游測(cè)量站軸向速度密流比為1.1時(shí)的抽吸流量百分比qmsi及抽吸槽入口靜壓系數(shù)cp，即可對(duì)比3種位置所需的抽吸功耗。

表2 抽吸功耗對(duì)比Table 2 Suction power consumption

前部抽吸的抽吸流量和靜壓系數(shù)均最小，相比之下，中部抽吸時(shí)分別增加67%、15%，尾部抽吸時(shí)則分別增加了3倍和13倍。這是因?yàn)閿U(kuò)壓葉柵內(nèi)沿軸向端壁附面層會(huì)持續(xù)累積并在角區(qū)位置形成大范圍低能區(qū)，所需要的抽吸流量隨之增加；越靠近葉柵尾部，靜壓越高。兩者共同作用導(dǎo)致尾部抽吸功耗最大，因此在真空泵抽吸能力一定時(shí)，應(yīng)避免在尾部抽吸。

3.2 改善效果及機(jī)理分析

以二維平面葉柵為基準(zhǔn)，通過對(duì)比不同抽吸位置的葉柵性能參數(shù)及其偏差衡量改善效果。分別給出不同抽吸位置控制下的靜壓升p2/p1和總壓損失系數(shù)ω隨軸向速度密流比的變化曲線，同時(shí)給出常規(guī)試驗(yàn)葉柵和二維平面葉柵的相關(guān)性能參數(shù)，如圖12和13所示。

圖12 靜壓升隨軸向速度密流比變化Fig.12 Variation of p2/p1 with AVDR

圖13 總壓損失系數(shù)隨軸向速度密流比變化Fig.13 Variation of ω with AVDR

相對(duì)于二維平面葉柵，常規(guī)試驗(yàn)葉柵由于流道收縮、主流加速、擴(kuò)壓性下降，靜壓升下降了0.02，占比2%。主流加速造成開式分離消失，會(huì)減小葉型損失，總壓損失系數(shù)下降了0.04，占比達(dá)50%。對(duì)于控制葉柵，隨軸向速度密流比下降，葉柵擴(kuò)壓性明顯升高，損失也隨之增加，逐漸向理想二維狀態(tài)靠攏。軸向速度密流比達(dá)到1.1時(shí)，前部、中部抽吸的靜壓升與二維平面葉柵一致，尾部抽吸則表現(xiàn)出了過改善；但3種抽吸位置對(duì)損失改善均有不足，前部、中部、尾部抽吸與二維平面葉柵的偏差分別為12.5%、7.5%和25%。相比之下，尾部抽吸對(duì)靜壓升p2/p1改善過度，對(duì)總壓損失系數(shù)ω則表現(xiàn)出改善不足。

葉片表面等熵馬赫數(shù)分布表征擴(kuò)壓葉柵的擴(kuò)壓程度以及表面附面層流動(dòng)狀況，圖14和15分別為葉片表面等熵馬赫數(shù)Mais分布、與二維平面葉柵的等熵馬赫數(shù)偏差ΔMais分布。

圖14 等熵馬赫數(shù)Mais對(duì)比Fig.14 Comparison of isentropic Mach number Mais

常規(guī)試驗(yàn)葉柵受流道收縮的影響，對(duì)主流有加速效應(yīng)，因此等熵馬赫數(shù)整體最大，其偏差ΔMais整體超過0.05，尾緣等熵馬赫數(shù)升高會(huì)導(dǎo)致擴(kuò)壓性下降;抽吸控制葉柵的表面等熵馬赫數(shù)分布則均有不同程度的改善。下文結(jié)合不同軸向位置的軸向速度密流比變化進(jìn)行分析。

由于葉柵通道狹窄，試驗(yàn)中無法測(cè)得通道內(nèi)部的軸向速度密流比，因此現(xiàn)有研究中軸向速度密流比數(shù)據(jù)大都基于下游測(cè)量站數(shù)據(jù)[13]，但其僅能反映端壁附面層對(duì)流場(chǎng)二維性的影響在下游測(cè)量站的總和，不利于精細(xì)化調(diào)控，因此，有必要了解流道內(nèi)軸向速度密流比變化。由于葉片的厚度分布及葉片表面附面層的發(fā)展都會(huì)引起實(shí)際流道收縮，因此,為單獨(dú)研究端壁附面層發(fā)展對(duì)流道收縮的影響，采用與二維平面葉柵流道內(nèi)相同軸向位置的軸向速度密流比差值(ΔAVDR)代表端壁附面層的作用，如圖16所示。

圖16 ΔAVDR分布對(duì)比Fig.16 Comparison of ΔAVDR Distribution

常規(guī)試驗(yàn)葉柵在進(jìn)口前端壁附面層逐漸累積，ΔAVDR增長較緩。進(jìn)入葉柵流道內(nèi)，受逆壓梯度影響，端壁附面層累積加劇，發(fā)生分離，流道收縮劇烈，ΔAVDR劇烈增大。0.04 m后ΔAVDR略微下降，結(jié)合第2節(jié)的分析可知，這是開式分離消失與端壁附面層發(fā)展的耦合作用所致。開式分離消失使通流面積增加，端壁附面層發(fā)展使通流面積減小。開式分離消失本質(zhì)上是附面層發(fā)展對(duì)主流的加速作用所致，實(shí)際上流場(chǎng)已經(jīng)失真。葉柵出口端壁附面層向下游發(fā)展與主流摻混會(huì)引起ΔAVDR繼續(xù)增大，較遠(yuǎn)下游處，其影響逐漸減弱，最終趨于平緩。

前部、中部抽吸分別作用于前部附面層、附面層分離起始區(qū)，能夠在改善當(dāng)?shù)囟S性的同時(shí)對(duì)下游產(chǎn)生正效果，使ΔAVDR整體維持在較低的水平，Mais分布整體接近理想二維值。相比之下，前部抽吸會(huì)對(duì)流道前部產(chǎn)生過抽吸，使當(dāng)?shù)氐褥伛R赫數(shù)低于理想二維值，但其偏差ΔMais不大(見圖15)，中部抽吸則對(duì)全流道端壁附面層的控制效果最佳。尾部抽吸直接作用于附面層完全分離區(qū)域，ΔAVDR于葉片流道中部開始驟降，僅局部改善葉片負(fù)荷，前部并無改善甚至惡化，偏差ΔMais最大達(dá)0.08。

圖15 等熵馬赫數(shù)偏差ΔMais分布對(duì)比Fig.15 Comparison of isentropic Mach number deviation ΔMais

為直觀上理解不同位置抽吸控制的作用機(jī)理，觀察通道內(nèi)端壁附面層的軸向發(fā)展。圖17為S3流面的總壓損失系數(shù)分布，在葉柵通道內(nèi)垂直于軸向截取間距相等的7個(gè)截面，自前緣向尾緣分別標(biāo)記為面1～7。

圖17 端壁附面層發(fā)展Fig.17 End wall boundary layer development

常規(guī)試驗(yàn)葉柵自面1至面3附面層累積，面3之后端壁附面層在逆壓梯度作用下開始發(fā)生分離并逐漸發(fā)展，在面7近端壁處形成大范圍低能區(qū)域，主流流道明顯收縮。端壁附面層經(jīng)過前部抽吸始終保持較薄的狀態(tài)，未見明顯高損失區(qū)，角區(qū)低能區(qū)強(qiáng)度整體減弱，周向影響范圍明顯減小，因此對(duì)全葉展均有改善效果，但其展向影響范圍擴(kuò)大，會(huì)影響展向二維區(qū)域?qū)挾取Ｖ胁砍槲c前部抽吸相比，面3之前的附面層有所累積，但經(jīng)過抽吸后，對(duì)面3之后的端壁附面層仍表現(xiàn)出較強(qiáng)的控制能力，出口處低能流體的范圍及損失強(qiáng)度同樣有明顯改善。尾部抽吸時(shí)，常規(guī)試驗(yàn)葉柵面1～5的附面層并未削減，僅在近尾緣處損失強(qiáng)度驟減，低能區(qū)域向兩側(cè)移動(dòng)，因此其對(duì)葉片負(fù)荷僅有局部改善。

平面葉柵試驗(yàn)中，葉柵的中部應(yīng)保持一定的展向二維區(qū)，以避免端壁低能區(qū)的影響，確保下游測(cè)量站所測(cè)參數(shù)的真實(shí)性。圖18為不同抽吸位置下出口展向軸向速度密流比分布。

圖18表明，常規(guī)試驗(yàn)葉柵由端壁向中心軸向速度密流比急劇升高，50%葉高處軸向速度密流比最高，可達(dá)1.4，說明兩側(cè)存在大范圍低能區(qū)，中部主流加速明顯。抽吸控制葉柵50%葉高處軸向速度密流比均為1.1。相比之下，前部、中部抽吸的全葉高二維性整體獲得改善，但會(huì)對(duì)下游造成擾動(dòng)，使出口展向二維區(qū)偏窄。尾部抽吸的展向二維區(qū)域達(dá)展向高度60%左右，低速區(qū)完全分布在兩側(cè)端壁。

圖18 出口展向軸向速度密流比分布Fig.18 Span distribution of AVDR

試驗(yàn)中，希望在全工況下都能得到二維數(shù)據(jù)，因此不同抽吸位置的控制能力也是我們所關(guān)心的。圖19為出口軸向速度密流比為1.1時(shí)不同抽吸槽的相對(duì)抽吸流量(qmsi)的攻角特性線。

圖19 不同抽吸位置流量攻角特性Fig.19 Suction flow of incidence at different positions

相比之下，前部抽吸主要作用于附面層，流量隨攻角變化很小，控制效果最佳，全攻角特性很好。尾部抽吸流量始終最大，隨攻角線性增加, 其作用于附面層完全分離區(qū)，對(duì)出口軸向速度密流比值有著直接影響，變化趨勢(shì)與軸向速度密流比的發(fā)展趨勢(shì)一致(對(duì)比圖9)。中部抽吸的負(fù)攻角特性較好，當(dāng)攻角i>0°控制效果明顯下降，隨攻角增加，附面層分離提前，中部位置逐漸成為附面層完全分離區(qū)，因此正攻角特性與尾部抽吸類似。

3.3 分布式抽吸探索

前部、中部抽吸對(duì)葉柵二維性的整體控制更好，但出口展向二維區(qū)偏??；尾部抽吸的展向二維區(qū)更寬，但僅能局部改善。為實(shí)現(xiàn)較好的控制效果且保證出口展向二維區(qū)寬度，探索了分布式(Distributed)抽吸方法。

對(duì)前部、中部和尾部同時(shí)抽吸并分別控制流量，在i=0°、Ma1=0.40時(shí)進(jìn)行控制，軸向速度密流比控制在1.1左右。圖20為分布式抽吸控制后50%葉高截面云圖與二維流場(chǎng)對(duì)比(含流線)。

圖20 馬赫數(shù)云圖及流線Fig.20 Mach number contour and streamline

可以看出，分布式抽吸后，50%葉高截面出現(xiàn)二維平面葉柵流場(chǎng)的開式分離特征。相比常規(guī)試驗(yàn)葉柵，50%葉高截面近尾緣處與理想二維狀態(tài)的馬赫數(shù)偏差由0.07降為0.01(對(duì)比圖7)，擴(kuò)壓性上升，高度還原了二維流場(chǎng)。

分布式抽吸下出口展向二維區(qū)域分布如圖21所示。圖21表明，分布式抽吸能夠明顯改善前部、中部抽吸出口二維區(qū)偏窄的問題。圖22為通道內(nèi)端壁附面層的軸向變化，端壁附面層自面3分離后強(qiáng)度持續(xù)減弱，并無單一尾部抽吸的低能區(qū)域驟減的現(xiàn)象，因此對(duì)通道整體流場(chǎng)均有改善。同時(shí)在尾部抽吸作用下，角區(qū)低能區(qū)遠(yuǎn)離中部區(qū)域，因此流道中部二維區(qū)域明顯加寬。

圖21 出口展向軸向速度密流比分布Fig.21 Span distribution of AVDR

圖22 端壁附面層發(fā)展Fig.22 End wall boundary layer development

因此，針對(duì)本文高負(fù)荷擴(kuò)壓葉柵，分布式抽吸能夠擴(kuò)展出口二維區(qū)域并實(shí)現(xiàn)流場(chǎng)二維性的整體控制，值得探索與應(yīng)用。

4 結(jié) 論

本文研究了高負(fù)荷擴(kuò)壓葉柵吹風(fēng)試驗(yàn)流場(chǎng)二維性的影響因素及不同軸向位置端壁抽吸的主動(dòng)控制技術(shù)，得到以下結(jié)論：

1) 常規(guī)試驗(yàn)葉柵端壁附面層發(fā)生了分離，低能區(qū)擠壓主流并使其加速，相比二維平面葉柵擴(kuò)壓性下降，造成流場(chǎng)失真。軸向速度密流比隨攻角線性增加，損失與理想二維狀態(tài)相比最小偏差達(dá)23%。控制手段是必要的。

2) 對(duì)比3種位置抽吸控制方法，抽吸槽離進(jìn)口越遠(yuǎn)，對(duì)來流影響越小，但整體上偏差控制在±0.25°，滿足試驗(yàn)要求。前部抽吸的抽吸流量和抽吸槽靜壓系數(shù)均最小，相比之下，中部抽吸時(shí)分別增加67%、15%，尾部抽吸時(shí)則分別增加了3倍和13倍。

3) 前部、中部抽吸可整體控制葉柵二維性，但出口展向二維區(qū)偏窄。尾部抽吸出口展向二維區(qū)較寬，但僅局部改善近尾緣處二維性。前部抽吸在全攻角下控制良好，中部抽吸的負(fù)攻角特性較好，尾部抽吸流量則隨攻角呈線性變化。

4) 分布式抽吸能夠擴(kuò)展出口二維區(qū)域并實(shí)現(xiàn)流場(chǎng)二維性的整體控制，值得探索與應(yīng)用。

展望:本文針對(duì)附面層沿軸向的發(fā)展階段進(jìn)行抽吸，未考慮附面層沿周向的發(fā)展，后期將針對(duì)周向不同位置抽吸進(jìn)行研究。