端壁抽吸對壓氣機平面葉柵性能影響的數值研究

陳毓磊，徐文峰，米瀚沁，黃士升

（沈陽航空航天大學航空發動機學院，遼寧沈陽 110136）

0 引言

燃氣輪機作為一種高技術含量的發電設備，具有占地面積小、低能耗和污染少等特點，是一種以氣體為工質帶動葉輪高速旋轉，將燃料通過燃燒使其化學能轉變成熱能來提高燃氣的焓值，進而產生有用功達到產電目的的氣動熱力機械。燃氣輪機數值仿真在其設計、試驗、系統調試及現場運行等各階段都有重要作用[1]。燃氣輪機的核心部件壓氣機的設計正不斷地向著高效率、高壓比、高負荷的要求發展。角區分離是影響壓氣機葉柵性能的主要因素之一，壓氣機的性能提高很大程度上取決于對角區分離的控制[2]，Denton[3]總結了角區分離產生機理：端壁邊界層在橫向壓力梯度的作用下向吸力面遷移，從而形成橫向二次流動，流動過程中流體受到吸力面的阻擋，故而低能流體在吸力面/端壁角區處堆積。大量相關學者正不斷探究其流動控制技術。相關研究發現，端壁抽吸技術作為壓氣機主動流動控制技術之一，能有效地控制角區分離[4]，隨著壓氣機單級葉柵負荷不斷提高，其角區分離現象也越來越嚴重[5]。楊剛等[6]通過在葉柵吸力面端壁處開設流向槽，通過數值仿真發現在大沖角下小抽吸流量對流場的改善效果不佳；陸華偉等[7]通過在端壁上不同弦長處開設周向槽，通過實驗和數值仿真，發現不同抽吸流量下，影響葉柵性能的渦種類不同；李聰等[8]發現，位于葉背中前部的抽吸方案對平面葉柵流場品質調控效果較好。

相關的研究大多數僅提出了使用抽吸的方法進行流場改善。而實際工況下，不同的抽吸參數，例如抽吸流量、抽吸位置等的選取還需要進一步研究。因此，本文在高亞聲速來流工況下，沿葉柵吸力面流向方向開槽進行抽吸，研究不同抽吸位置、不同抽吸流量對平面葉柵氣動性能和流場特性的影響。

1 方案設計與數值方法

1.1 葉柵參數

本文選用葉型為高負荷擴壓葉柵NACA65-K48模型，葉高100 mm，葉型設計如圖1 所示，其幾何及氣動參數見表1。

表1 葉柵幾何及氣動參數

1.2 抽吸方案

本文在靠近葉片吸力面側布置了兩種抽吸方案，分別以EW1 和EW2表示，其中抽吸槽距離葉柵吸力面1 mm，槽寬2 mm（圖2）。

圖2 抽吸槽布局示意

1.3 網格無關性驗證

模型采用ICEM CFD 軟件進行網格劃分，整個計算域為結構化網格，并在葉柵前、后緣點進行加密處理（圖3）。為保證計算結果的準確性，抽吸槽與端壁接觸處網格密度盡量保持一致。考慮到與湍流模型的匹配性，為滿足壁面y+值小于1 的要求，網格劃分時在靠近葉表周圍以及端壁處進行加密，第一層網格高度設置為0.005 mm。

圖3 葉柵網格劃分

為了排除網格數量對實驗結果的影響，本文通過計算設定工況下，80～300 萬網格下的出口平均總壓損失系數，進行了網格無關性驗證。定義總壓損失系數為：

由圖4 可知，當網格數大于220 萬時，出口平均總壓損失系數變化小于0.5%，滿足網格無關性條件，為節省計算時間，本文選取220 萬網格數量進行數值計算。

圖4 不同網格數下出口截面平均總壓損失系數

1.4 邊界條件

計算域如圖5 所示，考慮到平面葉柵計算結果的對稱性，為節省計算資源，下邊界設置為對稱邊界，僅計算50%葉高計算域，兩側交界面設置為周期性邊界。進口為壓力入口，給定來流總溫為320 K，由于靠近端壁附面層處流體流速較低，為了使數值模擬結果更貼近實際工況并保證來流馬赫數為0.7，將進口總壓沿葉高分布情況設置為如圖6 所示的分布情況。給定出口為壓力出口，設置出口平均靜壓、溫度分別為101 325 Pa、288 K；端壁與抽吸槽進口設置為交界面；抽吸出口給定抽吸質量流量；其余壁面均為光滑、絕熱、無滑移壁面。為保證求解的準確性，選擇SST 湍流模型，采用ANSYS CFX 軟件進行求解。

圖5 計算域

圖6 進口總壓沿葉高分布

2 結果與分析

2.1 原型葉柵流場結構

圖7 為攻角0°、來流馬赫數為0.7 工況下出口總壓損失系數云圖，可以發現，原型葉柵角區附近出現大范圍損失，約占據整體損失70%，這是由于高負荷葉柵吸力面角區易分離（圖8）。分離從葉柵前緣沿流向一直發展到尾緣，且沿流道分離范圍逐漸擴大，分離占據了80%葉高（圖9），因此增大了出口截面總壓損失。

圖7 原型葉柵出口總壓損失系數云圖

圖8 角區三維流線圖及吸力面、端壁靜壓分布

圖9 吸力面極限流線圖

2.2 端壁抽吸對葉柵氣動性能及流場特性的影響

壓氣機葉柵出口流場品質直接影響葉柵氣動性能，進而影響下一級，本節研究了在攻角為0°、抽吸流量為進口質量流量的0.5%的工況下，EW1 和EW2 兩種端壁開槽方式對葉柵流暢品質調控的效果。

不同方案下葉柵流場出口截面總壓損失系數云圖對比如圖10 所示，可以看出，兩種方案均能明顯減少角區高損失區的總壓損失，其原因是抽吸使得端壁附面層處低能流體被吸走，低速流體獲得動能，進而推遲了其發生分離，與原型葉柵相比，EW2 方案減少損失效果較好，這是由于該處為葉柵角區分離起始點，在此處布置抽吸槽，將位于葉表附近即將發生分離的大部分流體進行抽吸，使得主流動能增加，原本的分離渦趨向尾緣。

圖10 出口截面總壓損失系數云圖

為了分析不同節距端壁抽吸對總壓損失的改善，圖11 給出了節距平均總壓損失沿葉高分布。可以看出，靠近端壁處角區分離較大，流動損失大，而主流區分離小，損失相對較小。此外，兩種方案均能明顯降低的總壓損失，在約28%葉高以下處改善效果較明顯，其中EW2 方案最明顯，使總壓損失降低了17.9%。

分子量分布是肽類產物的重要特征性指標，直接反映產物中不同大小分子量肽類的構成[24]。肽類的苦味與其相對分子量密切相關，分子量大于5 ku的肽無苦味，只有分子量小于5 ku的肽才可能會顯現出苦味，且分子量介于500～1000 ku的短肽苦味最強[25]。付光中等研究也發現蝦頭自溶產物的苦味主要來自分子量為3～5 ku的肽[26]。宋雪梅等采用液相色譜-串聯質譜從干酪中鑒定出的14種苦味肽均是分子量小于2 ku的肽[27]。

圖11 節距平均總壓損失沿葉高分布

圖12 為不同方案下，葉型表面靜壓系數分布，本文定義靜壓損失系數為：

圖12 葉型表面靜壓系數分布

其中，Ps為當地靜壓；Pin為進口截面平均靜壓；Pv，in為進口截面平均動壓。

通過對比發現，EW2 方案使分離起始位置向尾緣靠近，在靠近尾緣處，抽吸改善了葉柵內部流場的流動狀態，增強了葉柵通流能力，提高了葉柵尾緣附近靜壓系數，增大了其擴壓能力。

由以上分析可知，EW2 抽吸方案較好，為了更好地分析沿葉柵流道方向損失分布，圖13 給出了原型葉柵和EW2 方案擬S3 截面總壓損失云圖，觀察整體可以看出，在該處抽吸使角區附近低能流體被吸除，推遲了角區分離的起始位置，避免了低能流體因過早分離而產生較大損失，使高損失區沿流向方向均呈先擴大后減小的趨勢發展，使葉柵尾緣點后高損失區明顯減小，尾緣點前略有減小。

圖13 擬S3 截面總壓損失云圖

2.3 抽吸流量研究

由于EW2 抽吸方案對損失減少的效果較好，為進一步探究流量對抽吸效果的影響，進行0.25%～1.5%六種抽吸流量的數值仿真計算（圖14），仿真結果顯示，隨著抽吸流量的增加，出口截面平均總壓損失系數一直降低。當抽吸流量大于1%后，總壓損失降低得較少，但抽吸流量卻仍以原來的比例增加，考慮到經濟性等方面的因素，本文認為最佳抽吸流量為進口質量流量的1%。

圖14 EW2 方案不同抽吸流量下出口截面平均總壓損失系數

3 結論

（1）葉柵角區分離是影響其氣動性能的主要因素，高負荷壓氣機葉柵角區存在低能流體團聚集，易產生角區分離，弱化葉柵內通道流動狀態，增大了損失。

（2）在葉柵吸力面開槽抽吸能夠推遲角區分離現象的產生，可以明顯降低出口總壓損失系數，在25%～50%弦長段開槽降低損失效果最明顯，使總壓損失降低了17.9%。

（3）隨著抽吸流量的增加，出口截面平均總壓損失系數不斷降低，當抽吸流量大于1%時，總壓損失基本保持不變。因此，在本文設計工況下，最佳抽吸流量為1%。

（4）在本文研究工況下，EW2 方案抽吸效果最好，為平面葉柵主動流動控制技術提供了方法，同時對于工程實際運用中各結構及環境參數的設置提供了參考。