高負荷條件下吹吸氣靜子設計及其與串列轉子的組合研究

王 鵬，干 鵬，任麗蕓，綦 蕾，鄒正平，劉火星

(北京航空航天大學能源與動力工程學院航空發動機氣動熱力國家級重點實驗室，北京 100191)

0 引言

高的單級增壓比和效率是軸流壓氣機設計的重要目標。實現這一目標的主要途徑之一是增大氣流的彎折角度，但過大的彎折角度會導致流動分離。在諸多控制分離的方法中，吹吸氣技術和串列葉柵技術在發動機上已有實際應用。

與吹吸氣相關的流動控制技術的研究已有多年歷史。從20世紀50年代開始，國外就進行了機翼流動方面的附面層吸氣研究，包括實驗研究［1］以及數值模擬與實驗相結合的研究［2-4］。除單獨的吹氣、吸氣方式外，吹吸氣組合也是一種理想的流動控制方式。在文獻［5］中，介紹了近年來有關吹吸氣的進展，并采用數值模擬方法研究了吹吸氣組合技術在控制分離方面的效果。邁阿密大學的查戈成［6］等人以NACA2415葉型為研究對象，在吹吸氣組合方面做了卓有成效的工作。在國內，1988年，陳懋章院士等利用葉盆開槽技術［7］控制了壓氣機葉柵附面層的流動，減少了葉柵損失，取得了良好的效果。這些研究表明，適當的吹、吸氣結合的控制方法能夠有效地控制流動分離、降低氣動損失，從而較大幅度地增加葉柵的負荷或保持很高的升力系數。

串列葉柵良好的流動控制能力已經在靜子上得到體現。在動葉上的研究還在驗證階段，很少在商用的發動機上得到實踐應用。文獻［8-10］介紹了在動葉上研究的進展，文獻［11］也比較詳細的說明了bammert的實驗方案和結果，提高了級負荷和喘振裕度。

文獻［12］針對某高壓壓氣機的后兩級，設計了一級高負荷串列轉子。本文在其基礎上設計了高負荷吹吸氣靜子。由于在葉輪機械中轉子和靜子間的影響是不容忽視的，于是又利用數值模擬手段，探討了其與串列轉子組合形成的高負荷擴壓級的性能，這種探討對于高的單級壓比壓氣機設計有初步的指導意義。

1 吹吸氣靜子設計

本文的吹吸氣方案選用類似于查戈成等人在翼型邊界層控制中采用的方法，對葉型表面進行了少量的切削。根據串列轉子的出口馬赫數，幾何造型的初始模型選用的是文獻［5］中的葉型，其進口馬赫數與氣流進氣角與本文相近。然后基于MISES軟件對其進行了反問題修改，以改善其性能。最終得到的計算模型見圖1，其主要幾何參數和氣動參數分別在表1和表2中給出。

計算選用了FLUENT軟件。控制方程使用二維的定常粘性雷諾平均N-S方程，空間差分采用隱式的一階迎風格式，壓強與速度采用SIMLPE方法進行耦合計算，湍流模型使用S-A模型。計算網格由ICEM軟件制作(圖2)，有一個吸氣孔時的計算網格總數為4.5×104左右。壁面的Y+在10以下，與fluent說明書中“5以下”的標準有一些差距，所以本文將某一算例的壁面附近網格加密后在網格總數不變的情況下進行復算，以驗證本文各計算結果的可靠性，從圖3中兩結果的對比可以推斷本文的計算結果是可靠的。在邊界條件設置方面，主流進口和吹氣處都給定進口總溫總壓和氣流角度;吸氣處和主流出口都給定背壓。計算域的周向兩邊界為平動周期性邊界條件。數值計算時，給定相同的進口總溫總壓和氣流角度，調整出口的靜壓，保證進口的M數不變。在計算過程中，略微調整吹、吸氣處的參數，也會改變進口的M數，這需要配合出口的背壓的調整，進而確保進口M數不變。

圖1 靜子葉型及吹吸氣方案Fig.1 Stator configuration and co-flow jets scheme

表1 靜子葉柵主要幾何參數Table1 Major geometry parameter of the stator

表2 靜子工作環境Table2 Working condition of the stator

圖2 局部網格Fig.2 Partial mesh

本文通過合理地改變吹、吸氣位置(文中以軸向弦長為參考長度對其進行了無量綱化)、開槽寬度和稠度，計算了一系列吹吸氣方案(表3)，以尋找相對最優的方案。其中case1為原始葉型，case2為MISES修改后的葉型。由圖4可見，case2葉型的分離點位置比case1靠后，約為軸向弦長的49%左右。case2葉型的吸力側M數最大值有所降低，沒有出現激波，使得原始超聲區減小，減少激波和摩擦損失。修改后的葉型還有典型的前加載特征。葉型的增壓能力更大，使得葉型出口M數變小，有更大的靜壓升。

圖3 不同Y+下的結果Fig.3 Results of different Y+condition

圖5給出了在相同的稠度和吹氣位置等條件下，不同吸氣位置時葉型表面的等熵馬赫數。由圖可知，case4和case5的吸力側的分離點與case2的分離點差不多，最終得到的出口M數也基本上相同。較大的M數平直區和大的損失系數，說明在該兩處的吸氣對于流動的控制不理想，有大尺度的分離，使得葉型的負荷比較小，氣流彎折角度也小。而case3和case8的吸氣位置分別為91%和61.6%軸向弦長處，流動圖像顯示，該兩處的吸氣都能很好的控制分離。可見，不同的吸氣位置，對分離產生不同的影響，進而會改變主流的流通能力。在case8中能看到，吸氣位置在case2分離位置偏后一點，很好的抑制了吸氣孔前的分離，并且還使得葉型的后部有很好的減速增壓效果，直至最后尾緣處有一個小分離泡，整個葉型的負荷也得到很大的提高。一般認為比較理想的吸氣位置是在邊界層即將分離，或分離點下游某個較近距離處，這樣抽吸能有比較好的效果。不過在本文的葉型上，在分離區的后部，使用少量的吸氣量(吸氣量與case8相近，比較時采用其占主流流量的百分比)也能達到較好的控制效果。

為了定性說明吹氣位置的影響，在具有比較理想的吸氣位置的case8模型上，選取了吹氣位置向后移一些的case7。case7相對于case8來說，損失系數增大一些，分離區域也變大。從吹氣的出流速度看，與主流速度相差不大，主流的該位置處速度型比較飽滿，吹氣的能量加入，對后面分離的控制效果不明顯。并且由葉型表面等熵M數(圖6)可知，吹氣孔后移產生了一個很強的激波，激波位于吹氣孔后面很近的距離，葉型尾緣處的分離區域也由于上游環境的改變而改變，使得case7的分離區域較case8的分離區域更大，損失系數變大。在該算例中，葉型的前部較為平直，前緣的逆壓梯度較小，葉型的M數較為平緩，邊界層內的速度型飽滿，這也決定在本葉型算例上吹氣的效果不是很理想。另外，為了簡單研究孔寬的影響，還在case8的基礎上將開孔寬度適當增加后計算了case6，結果表明，case6的氣流轉折能力變弱，擴散因子減小，總壓損失系數增加。

表3 不同吹吸氣方案的幾何參數Table3 Geometry parameter for different co-flow jets schemes

圖4 原始葉型與修改后葉型等熵M數圖Fig.4 Isentropic Mach number distribution of original and new blade

圖5 不同吸氣位置時葉型表面等熵M數圖Fig.5 Isentropic Mach number distribution of different suction location

圖6 不同吹氣位置時葉型表面等熵M圖Fig.6 Isentropic Mach number distribution of different blowing location

為探索稠度對吹吸氣的影響，本文在case8的模型上，修改了稠度。其他幾何參數以及進出口參數都沒有變動，計算得到的結果見圖7。本文對稠度影響做選擇性的研究，主要是為了選擇滿足要求的稠度，使得整個吹吸氣靜子有良好的性能。雖然在這三種稠度情況下，吹吸氣都能很好地控制分離，但是對損失系數有比較大的影響。考慮到稠度為1.174時較原始的第八級靜子稠度1.250有所改觀，而且有更小的損失系數，所以最終選擇吹吸氣方案的葉型稠度都為1.174。

圖7 稠度對擴散因子和損失系數的影響Fig.7 The influence from denseness to the diffusion factor and loss coefficient

最終選定的兩個方案是case9和case10(表4)，其流動圖畫見圖8。case9是在case8的基礎上，將稠度從0.87增加到 1.174。case10是在 case9基礎上，在93.1%軸向弦長處的吸力面上，開了一個與葉型表面成45°夾角的斜向孔。case9與case8比較可知，由于稠度的增加，葉型有更好的導向功能，氣流的彎折角度有所增大。而稠度的增大，同時會使得葉片對氣流的限制作用增大，使得葉型表面的最大相對速度有所下降，擴散因子有所降低。case10相比case9，增加了一個吸氣孔位置。不過由于此吸氣孔的位置沒有發生分離，且此處是一個低速區，抽走的低能量氣體體現在損失系數上有所降低。而氣流的彎折角度沒有太大的改觀，這主要是和葉型尾緣處的軸向壓力梯度有關，吸除低速的氣流，并沒有改觀該處的靜壓，葉型的氣流彎折角度沒有進一步增大。綜合總體性能和流動圖畫，最終性能較好的吹吸氣靜子方案選為case9和case10。

表4 最終吹吸氣方案與case2和case8比較Table5 Comparison between final co-flow jets scheme and case2 and case8

圖8 case9和case10的S1流面壓力與流線圖Fig.8 Pressure and streamline of case9 and case 10

2 串列轉子與吹吸氣靜子組合計算

本文用轉靜組合后的整級替代某高壓壓氣機的八九兩級擴壓級。考慮到串列轉子的上下游葉型的大小和吹吸氣孔的加工尺度，該整級的轉子和靜子的軸向長度分別為原始第八級轉子和靜子的1.5倍長度。這樣的取值既能保證葉型的幾何參數不至于過小影響到強度，又能有更短的軸向長度。轉子已滿足這一要求;靜子是在原始已有葉型上修改得到的，需要進一步縮小。最終方案的主要幾何參數見下表。

整級計算的模型有兩套。串列轉子沒有改變，吹吸氣靜子用了case9和case10中的方案，這兩個整級模型分別命名為caseA和caseB。計算選用FLUENT軟件，計算設置與吹吸氣靜子的計算相同，網格采用ICEM軟件制作(圖9)。最終生成的網格為:轉子2.2×104個網格單元，靜子4.6×104個網格單元，葉型表面網格Y+在10以內。邊界條件設置上，轉子進口和吹氣處都給定進口總溫總壓和氣流角度;靜子出口和吸氣處都給定背壓;計算域的周向邊界為平動周期性邊界條件;轉子計算域有374m/s的周向速度。轉靜子之間使用摻混交接面邊界。計算時發現，由于組合后，上下游的影響，caseA和caseB模型中靜子葉型61.6%軸向弦長處的吸氣孔還是不能很好的控制流動的分離，最終將吸氣孔的位置稍微向后挪動，約為靜子軸向弦長的65%處，而case10中的第二個吸氣孔位置沒有變化。

表5 主要幾何參數Table5 Major geometry parameters

圖9 caseB網格Fig.9 Mesh of caseB

從表6給出的計算結果看，caseB比caseA有更大的效率和更小的出口氣流角，但是總壓比比原始兩級轉子總增壓比1.631要略小。而caseA中靜子由于存在分離，影響到其總壓恢復系數和整級的流通能能力。總體來說，整級計算，轉子的性能參數有所下降。從反力度上看，兩個方案的反力度比常規小一些。這表明，串列轉子的加功主要是使得氣體有更大的動能，從而出口氣流的絕對速度比較大，使得靜子的進口速度和來流方向更偏離軸向，增壓能力比較大，最終體現在靜子的流動控制比較難。在本文中，caseB的總體參數要優于caseA模型。

圖10、圖11給出了兩模型的S1流面流動圖畫。圖12是caseA的等熵馬赫數曲線。從這些圖中可以看出，流通能力很好，串列轉子的上游葉型的構造角度和實際流通的氣流角度都有很好的對應。由于有位勢作用，靜子葉型的來流有很小的正攻角。在小的正攻角的情況下，caseA的流動環境有所改變，在吸力側尾緣處又發生了分離，有較小的分離泡，分離的尺度大概為10%的軸向弦長。分離的存在，使得靜子葉型的流通能力下降，進而影響到上游的串列轉子，使得轉子偏離設計工作狀態，在上游葉柵的壓力面有一個低速區，雖沒有大損失回流，但也使得效率有所下降。而caseB在葉型后部近尾緣處有第二個吸氣孔，將分離的邊界層吸除，整個流動控制有更明顯的效果，靜子葉柵中氣流彎折角度也比caseA中大。

兩個吸氣孔的存在，吸氣量有所加大，這是成功控制分離的一個因素。另一個很重要的原因就是兩個吸氣孔可以比一個吸氣孔更好地實現流動控制，吸除低能流體后，使得吸氣孔后的葉型邊界層又重新生成發展，有利于氣動性能。但是好的氣動性能也帶來其他方面的問題:多一個吸氣孔不僅使得葉片加工工藝更加復雜，而且給流動控制帶來更多的控制參數，比如要調整兩個吸氣孔內的總參數如總壓等。

表6 計算結果Table6 Computational result

圖10 caseA的壓力與流線圖Fig.10 Pressure and Streamline of caseA

圖11 caseB的壓力與流線圖Fig.11 Pressure and Streamline of caseB

圖12 caseA的等熵馬赫數圖Fig.12 Isentropic Mach number distribution of caseA

3 結論

本文主要研究并設計一級高負荷的2D擴壓級，轉子使用文獻中已設計完成的串列轉子，靜子使用吹吸氣組合技術。

吹吸氣靜子的設計中，對原始葉型進行了優化修改，并研究了吹吸氣位置、稠度等對邊界層控制的影響規律。計算結果表明，在本算例中，在分離開始并靠后一些位置能很好的控制分離，而在很靠近尾緣地方吸除時，也能有比較好的效果，很好的控制原本從49%軸向弦長處開始分離的流動。吹氣位置的選擇和具體葉型的流動狀況有很大的關系。最終生成的吹吸氣方案，能夠使得靜子葉型得到0.897的擴散因子而無分離，體現了吹吸氣方案在局部流動控制上的優越性。

整級組合計算時，下游的吹吸氣靜子的存在，會影響到整級的流通能力，使得轉子和靜子都略微偏離設計點。在單獨的靜子計算時，單吸氣孔和雙吸氣孔都能很好的控制分離，出口的氣流角度沒有什么變化。而在整級計算中，靜子的工作環境略有變化，caseA吸力側有個一分離泡，caseB的靜子葉型沒有分離，體現了雙孔吸氣的氣動優勢，能夠很好的達到邊界層吸除效果。通過計算表明，該整級能夠有1.6左右的增壓比，和0.89的效率，整體性能良好。基本上可以使用該一級高負荷擴壓及替代某壓氣機高壓的第八九兩級。達到了預定的設計目標。

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