端壁抽吸槽道布置對邊界層抽吸壓氣機平面葉柵性能的影響

劉寶，杜政帥，周遜

哈爾濱工業大學 能源科學與工程學院，哈爾濱 150001

0 引 言

壓氣機向著高效率、高負荷、高壓比方向發展。邊界層抽吸作為一種能夠有效抑制邊界層分離的技術，在增大氣流折轉角、降低氣流損失和提高壓氣機載荷等方面能夠發揮重要作用，有利于壓氣機單級壓比的提升和整體性能的增強，應用前景廣闊。

在壓氣機靜葉葉柵內進行邊界層抽吸，是一種可以有效提高平面葉柵氣動負荷的手段，可吸除低能流體，延緩流動分離，增強柵內氣流的折轉能力。1971年，Horn等發現邊界層抽吸能夠提高平面葉柵氣動性能。1997年，美國麻省理工學院Kerrebrock等首次提出吸附式壓氣機（Aspirated compressors）的概念，闡述了其熱力學原理。其后，Kerrebrock等對吸附式壓氣機開展一系列研究，深刻地理解了吸附式壓氣機的設計和應用。進入21世紀后，Merchant等驗證了邊界層抽吸能夠有效提高壓氣機單級壓比和效率。Schuler等進行了單級風扇端壁邊界層抽吸實驗，驗證了在端壁附近進行邊界層抽吸能夠提升壓氣機性能。Schuler等驗證了邊界層抽吸在跨聲速條件下能夠改善壓氣機性能。Kerrebrock等設計了帶有邊界層抽吸的兩級無導葉對轉風機，壓比和效率分別達到了2.9和87%。

國外在吸附式壓氣機方面起步較早，有著大量的實驗和理論研究經驗，積累了豐富的資料和數據。國內起步雖然相對較晚，但也取得了一定進展。陳紹文等采用改變抽吸量的方式改善了具有較厚來流邊界層的壓氣機平面葉柵的變沖角特性。王松濤等分析了低反動度邊界層抽吸式壓氣機的設計概念和要點，針對亞聲速及跨、超聲速軸流壓氣機，全面論述了吸附式低反動度軸流壓氣機氣動設計思想。郭爽等研究了邊界層抽吸對平面葉柵端區旋渦發展的影響。張龍新等探討了不同構型的抽吸槽道對壓氣機平面葉柵性能的影響。王東等采用數值計算和實驗的方法研究了不同吸氣位置和吸氣量對平面葉柵氣動性能的影響。

在壓氣機端壁抽吸現有的研究中，對高亞聲速壓氣機葉型端壁周向位置抽吸槽道的數量和排布的研究有所欠缺。本文采用平面葉柵風洞實驗和數值模擬相結合的方法，對所研究的壓氣機平面葉柵原型及3種抽吸方案進行氣動性能參數對比以及內部流場結構分析；通過對端壁抽吸槽道的周向排布進行研究，給出最優端壁邊界層抽吸方案。

1 研究對象和方法

1.1 實驗方法

為降低葉型損失，尋找最優端壁邊界層抽吸方案，提升機組運行效率，實驗采用某高亞聲速壓氣機葉型，進行端壁邊界層抽吸研究。

實驗在哈爾濱工業大學發動機氣體動力研究中心的跨聲速平面葉柵風洞實驗臺上進行。實驗臺風機功率1000 kW，最大壓力0.22 MPa，最大質量流量10.5 kg/s，進氣角20°～90°，氣流折轉角0°～90°。實驗采用邊界層抽吸裝置，迎角0°，進口馬赫數0.6，平面葉柵工作雷諾數6.5×10。圖1為實驗平面葉柵幾何模型，其幾何參數如表1所示。

圖 1 實驗平面葉柵幾何模型Fig. 1 Geometry model of tested plane cascade

表 1 實驗平面葉柵的幾何參數Table 1 Geometry parameters of tested plane cascade

本文在平面葉柵端壁上開槽進行邊界層抽吸。由于流道內的流動分離多發生在平面葉柵后半段，因此抽吸槽道布置在距離前緣額線40%軸向弦長（C）處與尾緣額線之間。第1個抽吸槽道布置在靠近吸力面的位置，其余抽吸槽道沿周向每隔12 mm布置1個，一個平面葉柵節距內最多布置5個抽吸槽道。本文進行原型（Ori）、單槽抽吸（Slot1）、雙槽抽吸（Slot2）和五槽抽吸（Slot5）平面葉柵風洞實驗，各抽吸方案槽道布置如圖2所示。x為軸向（垂直于額線），y為額線方向，z為展向（即葉高方向）。

圖 2 抽吸方案Fig. 2 Suction scheme

總壓、總溫由穩壓箱測得，葉柵入口靜壓由距前緣額線1倍軸向弦長的靜壓孔測取，葉柵出口靜壓由距尾緣額線40%軸向弦長的靜壓孔測得。葉柵入口、出口的參數在一個平面葉柵節距內布置測點測量，總參數按質量流量取平均值。實驗重點在于考察抽吸背壓相同時不同抽吸槽道的布置對平面葉柵氣動性能的影響，因此各方案選定同一抽吸靜壓，抽吸靜壓在抽吸管道穩壓腔內測得。

葉柵出口處的參數采用五孔探針非對向測量法進行測量，五孔探針偏轉角和俯仰角校準范圍為±30°。采用油流法顯示平面葉柵表面流場。

1.2 數值方法

計算網格包含主流道網格和抽吸槽道網格。主流道網格采用NUMECA軟件中的AutoGrid5模塊生成O4H網格。由于平面葉柵兩端對稱，故選取模型的一半進行計算。網格總數為50萬，對邊界層內網格進行加密處理，達到了湍流模型計算要求，如圖3所示。入口給定總溫、總壓和速度方向，出口給定靜壓。

圖 3 計算網格Fig. 3 Grids of computational domain

抽吸槽道網格同樣采用NUMECA軟件中的AutoGrid5模塊進行網格生成，用生成葉頂間隙的方式在槽道中生成蝶型網格（Buttefly），5個槽道的網格總數為48萬，如圖4所示。在IGG模塊里用完全非對接面（Full non matching）技術對抽吸槽道網格和主流道網格之間的交界面進行拼接處理。抽吸槽道四周為N–S黏性壁面，采用Spalart–Allmaras湍流模型，抽吸槽道出口給定抽吸管道穩壓腔內測得的靜壓。

1.3 數值驗證

各抽吸方案的抽吸流量比（即抽吸質量流量與總質量流量之比）如表2所示。可以看到，在抽吸靜壓一致的情況下，隨著抽吸槽道數量的增加，抽吸流量比不斷增大。

圖5為平面葉柵出口、入口兩節距內的靜壓分布。可以看到，入口流場有較好的均勻性，出口流場滿足周期性要求，實驗數據的有效性可以保證。

圖 4 各抽吸方案的計算網格Fig. 4 Grid of each suction scheme

總壓損失系數是衡量壓氣機平面葉柵性能的重要參數。平面葉柵出口截面總壓損失系數的表達式為：

表 2 各抽吸方案的抽吸流量比Table 2 Suction mass flow ratio of each suction scheme

圖6為平面葉柵出口總壓損失系數沿展向分布的實驗和數值計算結果對比，其中EXP表示實驗結果，CFD表示數值計算結果。可以看到，數值計算所得的總壓損失系數分布曲線和實驗所得曲線在數值和變化趨勢上基本吻合，存在的微小差異可能是由計算模型本身的缺陷及計算精度等問題導致的。

圖7為實驗獲得的葉片吸力面油流顯示圖片與數值計算獲得的吸力面極限流線的對比（左為油流顯示圖片，右為極限流線）。可以看到，數值計算得到的極限流線與實驗情況基本吻合，較好地還原了葉片吸力面的流動狀況。

圖 5 平面葉柵出口、入口兩節距內靜壓分布Fig. 5 Static pressure distribution in 2 pitch of plane cascade inlet and outlet

圖 6 平面葉柵出口總壓損失系數的展向分布Fig. 6 Spanwise distribution of total pressure loss coefficient at plane cascade outlet

通過樣條插值對平面葉柵流道內的極限流線進行加密，用無量綱長度l將極限流線參數化，求得每個數據點對應的曲率K：

式中，x=x（l），y=y（l）。

葉柵出口高損失區相對高度H的數值計算與實驗結果對比如表3所示。高損失區起始于端壁，終止點（即周向平均總壓損失沿葉高變化曲率最大的點）在20%～30%葉高范圍內。從表中可以看到，數值計算與實驗結果的誤差不超過0.7%。綜上所述，本文的數值計算與實驗結果吻合較好，驗證了該數值方法的可信性。

圖 7 油流顯示圖片與極限流線Fig. 7 Oil flow display pictures and limit streamlines

表 3 各方案出口高損失區相對高度對比Table 3 Relative blade height of high loss region at outlet

2 數值計算結果分析

2.1 壁面極限流線

以數值計算得到的平面葉柵壁面極限流線為依據，對平面葉柵的流動和分離狀況以及抽吸槽道對柵內流場的影響進行研究。原型及各抽吸方案的極限流線如圖8所示，左為吸力面極限流線，右為端壁極限流線。

圖 8 吸力面與端壁極限流線Fig. 8 Limit streamline of suction surface and endwall

從圖中可以看出，角區分離徑向高度在Ori、Slot1、Slot2、Slot5中分別為28%、25%、20%、24%相對葉高。隨著周向布置的抽吸槽從0增加到2，角區分離徑向高度減小，角區范圍減小，平面葉柵中部流動條件改善。當抽吸槽數量增加到5，角區范圍相比Slot2有所回升（略大于Slot1），邊界層分離弱于Ori但強于Slot1。當使用單槽和雙槽抽吸時，通過邊界層抽吸將積聚在吸力面角區的部分低能流體去除，使邊界層分離減弱，流動條件改善，通流能力增強。在本文的抽吸方案中，Slot2的角區范圍最小，抽吸效果最好。

從Ori的端壁極限流線可以看出，平面葉柵吸力側存在明顯的旋渦，尾緣附近存在較為明顯的回流區，流場中低能流體堆積，流動被嚴重堵塞，低能流體向角區聚集。在此作用下，尾緣的吸力側發生了較為明顯的閉式分離。

在Slot1中，受端壁抽吸的影響，平面葉柵吸力側旋渦增大。由于端壁抽吸去除了大量低能流體，主流區流動方向向壓力側偏移，尾緣附近的回流區減小，尾緣的吸力側分離減弱，流動條件改善。

在Slot2中，隨著抽吸流量和強度的增加，大量低能流體被吸除，通流面積明顯增加。雖然吸力側旋渦進一步擴大，尾緣回流區面積有所反彈，但分離進一步減弱，抽吸帶來的收益依然大于旋渦和回流區面積增加造成的損失。

2.2 馬赫數分布

圖9和10分別為壓氣機平面葉柵50%和15%葉高處的馬赫數分布圖。從圖9中可以看出，抽吸方案的選取對葉展中部流動影響較小。這是因為在50%葉高處，3種抽吸方案的馬赫數分布幾乎相同，相比于原型平面葉柵，葉片周圍的馬赫數分布變化不大，葉展中部未出現嚴重的流動分離。可以推斷，葉展中部處的流動受端壁附近的分離流動影響較小，主要的流動損失是尾跡造成的旋渦運動損失和摻混損失。在端壁上開槽進行抽吸的方案Slot1、Slot2和Slot5對葉展中部流動影響不大。

在圖10中，隨著抽吸槽數量的增加，葉片周圍低馬赫數區域的占比不斷減小。在Ori中可以觀察到較為嚴重的流動分離，低馬赫數區域占據了相當大的比例。在Slot1中，吸力側氣流馬赫數大幅增大，低馬赫數區域占比明顯下降，流動分離范圍減小，流動狀況得到了改善。在Slot2中，低馬赫數區域相比Slot1進一步減小，流動條件進一步改善。在Slot5中，低馬赫數區域占比比Slot2有所增加，流動條件惡化。綜上所述，Slot2端壁附近流動的改善效果最佳，Slot5對端壁附近流動的改善效果介于Slot1和Slot2之間。

2.3 總壓損失系數分布

了解平面葉柵出口截面的總壓損失系數分布有助于研究柵內流動造成高損失區的原因和邊界層抽吸對柵內流場的影響。圖11給出了原型及3種抽吸方案出口截面總壓損失系數分布云圖。

圖 9 50%葉高處馬赫數分布云圖及等熵馬赫數分布圖Fig. 9 Mach number contours and isentropic Mach number distribution at 50% spanwise

從圖11（a）可以看出，在原型平面葉柵中，出口截面有一個大范圍的高損失區，這是吸力面和端壁邊界層內的低能流體相互作用后，由旋渦輸運至此堆積所致。葉片表面邊界層在葉展中部造成了尾跡損失，在圖中表現為葉展中部到角區的條狀損失區域。總體而言，平面葉柵出口截面總壓損失大部分是由旋渦運動引起的能量耗散和低能流體堆積所造成，但由尾跡所造成的損失也不可忽視。

如圖11（b）所示，與原型相比，在Slot1中，高損失區的核心位置變化不大。角區的高損失區尺寸減小，峰值下降，尾跡峰值減小但寬度變化不大，這表明Slot1主要吸除了來自端壁邊界層和堆積在角區的低能流體，對葉展中部的流動影響有限。與Slot1相比，Slot2的高損失區核心位置同樣幾乎無變化，角區的高損失區尺寸更小，峰值降得更低，葉展中部尾跡損失更低，如圖11（c）所示。

圖 10 15%葉高處馬赫數分布云圖及等熵馬赫數分布圖Fig. 10 Mach number contours and isentropic Mach number distribution at 15% spanwise

在圖11（d）中，高損失區的峰值上升，尺寸略微增大，核心位置向壓力側偏移。這反映了Slot5的巨大吸力使得旋渦向壓力側偏移，對原有流場結構造成較大影響，平面葉柵出口截面總壓損失系數整體比Slot1小，比Slot2略大。

當節氣門關小時，充量系數急劇下降，但留在汽缸內的殘余廢氣量不變，使殘余廢氣系數及滯燃期增加，火焰傳播速率下降，最高爆發壓力、最高燃燒溫度、壓力升高率均下降，冷卻液散熱損失相對增加，因而燃油消耗率增加。因此，隨著負荷的減小，最佳點火提前角要提早。反之，負荷增大，最佳點火提前角要推遲。當車輛處于急加速或爬坡時，節氣門處于全開狀態，由于大量混合汽迅速進入汽缸，發動機負荷迅速增加，混合汽燃燒速率加快，此時，如果燃油品質不良或者標號達不到要求，就會出現敲缸現象(圖4)。

圖 11 出口截面總壓損失系數分布云圖Fig. 11 Total pressure loss coefficient contours at outlet section

綜上所述，本文所采用的抽吸方案對近端壁處旋渦耗散和低能流體堆積造成的高損失影響最為顯著，對葉展中部吸力面邊界層低能流體也有一定的影響。雙槽抽吸方案的抽吸效果最佳，角區分離尺寸最小，總壓損失系數峰值最低。五槽抽吸方案對主流區造成干擾，對流場原有結構影響較大，高損失區核心位置向壓力側偏移，其抽吸效果比雙槽略有惡化。

圖12為按質量流量取節距平均得到的原型及各抽吸方案出口截面總壓損失曲線。如圖所示，在30%～50%葉高范圍內（即葉展中部附近），不同的抽吸方案對總壓損失的絕對變化影響較小，相對變化影響較大，Slot2降低總壓損失的效果最佳，Slot5的總壓損失水平和Ori保持一致。而在30%葉高以下，所有的抽吸方案都顯著減低了總壓損失系數，其中Slot2降低總壓損失的效果最佳，符合圖11中Slot2的高損失區尺寸最小、總壓損失系數峰值最小的結論。因此，在吸力面側不改變抽吸槽道軸向位置只增加其數量，雙槽抽吸比單槽抽吸降低總壓損失的效果更為明顯。

圖 12 總壓損失系數沿展向的分布Fig. 12 Spanwise distribution of total pressure coefficient

在Slot5中，低能流體受到壓力側抽吸槽道的拉扯以及吸力側角區和端壁分離的擠壓，其面積逐漸在周向和徑向上擴張，比其他抽吸方案更為顯著地堵塞了流道，使得平面葉柵通流能力下降，流道內逆壓梯度增大。在30%～50%葉高范圍內，受平面葉柵通流能力下降的影響，總壓損失相較于其他抽吸方案有所上升，達到了原型的損失水平。在5%～30%葉高范圍內，由于低能流體在周向和徑向上的擴張以及吸力側角區和端壁分離的加劇，角區高度相較于Slot2有所回升，總壓損失有所上升。在5%葉高以下，由于抽吸槽道吸除的流量大，低能流體難以聚集，總壓損失相較于Slot2有所降低。總體而言，Slot5總壓損失系數小于Slot1、高于Slot2，這說明抽吸槽道布置的數量并非越多越好，合理設置抽吸槽道的數量才能達到最佳的抽吸效果。

2.4 落后角

氣流流出平面葉柵時，其方向并不沿著出口幾何角，而是與之有一定的差值（即落后角）：

式中，為一個節距內平面葉柵出口平均氣流角。本文中的所有角度均是與平面葉柵軸向的夾角。

在入口氣流角和入口幾何角一定時，氣流流出平面葉柵的角度反映了氣流的折轉角度，落后角越大，則氣流的折轉角度就越小，平面葉柵的擴壓能力就越弱。落后角沿展向的分布反映了流場內的邊界層、旋渦以及端壁邊界層抽吸對氣流運動的影響。

原型及各抽吸方案的落后角展向分布如圖13所示。除Slot5外，其他方案的落后角在30%～50%葉高范圍內相差不大，說明Slot1和Slot2對葉展中部氣流影響較小。在15%～30%葉高范圍內，Slot1和Slot2的落后角均小于Ori，這說明單槽和雙槽抽吸方案有效提高了氣流在出口處的折轉能力。對Slot1和Slot2而言，在23%～30%葉高范圍內，落后角基本相等，而在15%～23%葉高范圍內，Slot2的落后角小于Slot1，這說明雙槽抽吸效果好于單槽抽吸。在10%葉高以下，落后角從大到小依次是Slot2、Slot1和Ori。這是因為抽吸槽道對近端壁流體的吸力在吸除低能流體時也使氣流流向發生了偏移。

圖 13 落后角沿展向的分布Fig. 13 Spanwise distribution of deviation angle

在Slot5中，落后角與其他方案相差極大。這可能是受壓力側槽道的影響。壓力側靜壓高于吸力側，且抽吸背壓一致，所以壓力側槽道兩側的壓差大，對氣體產生了較大的吸力，使得氣流向壓力側偏斜，導致落后角增大，吸力側氣體分離加劇。在30%～50%葉高范圍內，受壓力側抽吸槽道影響，落后角有所增大，氣流的折轉能力下降。在20%葉高以下，氣體受壓力側抽吸槽道吸引和吸力側分離的擠壓效果更為明顯，Slot5的落后角與前3套方案的差值進一步加大，這說明五槽抽吸方案對近端壁流體的影響尤甚，會使氣流向壓力側偏移更大，造成氣流折轉能力的極大下降。

3 結 論

本文結合平面葉柵風洞實驗和數值計算得到了某高亞聲速壓氣機葉柵原型及各抽吸方案的流場數據，通過實驗數據驗證了數值方法的可信性，對數值計算結果進行分析和研究，得到結論如下：

1）本文設計的端壁抽吸方案能夠有效減弱端壁和吸力面交接處的吸力面邊界層分離和角區低能流體積聚，減小角區分離的范圍和強度，有效降低平面葉柵出口的總壓損失，改善平面葉柵內部的流動條件，減輕低能流體的阻塞，提升平面葉柵的通流能力。

2）端壁開抽吸槽道對平面葉柵近端壁處流動的影響強于葉展中部，平面葉柵近端壁流動的改善是平面葉柵總壓損失下降的主要原因。

3）單槽抽吸（Slot1）方案和雙槽抽吸（Slot2）方案減小了高損失區強度和尺寸，但對其核心位置影響較小。五槽抽吸（Slot5）方案在減少高損失區強度和尺寸的同時，使高損失區核心位置向壓力側偏移。

4）邊界層抽吸效果與抽吸槽道布置的數量有關，合理增加抽吸槽道數量能夠增強角區低能流體的抽吸效果，降低平面葉柵總壓損失。過多增加抽吸槽道數量，會對平面葉柵的流動造成干擾，降低平面葉柵的氣動性能。