劉 波，宋召運(yùn)，楊晰瓊，曹志遠(yuǎn)

斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子流場(chǎng)特性分析

劉 波，宋召運(yùn)，楊晰瓊，曹志遠(yuǎn)

（西北工業(yè)大學(xué)動(dòng)力與能源學(xué)院，西安710072）

以斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子為研究對(duì)象，運(yùn)用CFD軟件進(jìn)行了數(shù)值模擬，獲得了該壓氣機(jī)在100%和80%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下S1流面流場(chǎng)、子午流場(chǎng)、阻塞工況及近失速工況的流場(chǎng)特性，為斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子的設(shè)計(jì)和性能分析提供參考。研究結(jié)果表明：該斜流壓氣機(jī)在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速（69900 r/min）下超聲速特性明顯，特性曲線較陡峭；當(dāng)轉(zhuǎn)速小于80%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速時(shí)亞聲速特性明顯，特性曲線較平緩。隨著轉(zhuǎn)速的減小，壓氣機(jī)的穩(wěn)定裕度逐漸增大。該斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子葉根和葉中截面的損失主要來(lái)源于葉型尾緣的摻混損失和葉型吸力面的小范圍激波損失；而葉尖截面的損失主要來(lái)源于葉型吸力面的大范圍激波損失、激波與附面層的相互影響的損失和激波與葉尖泄漏流相互作用的損失。該斜流壓氣機(jī)進(jìn)入近失速工況后，前排轉(zhuǎn)子的激波強(qiáng)度進(jìn)一步增大，并且葉間存在大范圍低速區(qū)，造成流動(dòng)損失進(jìn)一步增大。

串列轉(zhuǎn)子；斜流壓氣機(jī)；流場(chǎng)；性能；激波損失；葉尖間隙渦損失；航空發(fā)動(dòng)機(jī)

0 引言

斜流式壓氣機(jī)具有單級(jí)增壓比高、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、穩(wěn)定裕度范圍大等優(yōu)點(diǎn)，相對(duì)于離心壓氣機(jī)而言，減小了子午流道機(jī)匣曲率，使得葉尖流動(dòng)得到了很好地改善，進(jìn)一步減小了流動(dòng)損失，所以在中小型發(fā)動(dòng)機(jī)上得到了廣泛使用。同時(shí)，由于子午面加速流動(dòng)和離心效果，斜流壓氣機(jī)有著良好的低流量特性。

斜流壓氣機(jī)長(zhǎng)期以來(lái)一直是國(guó)內(nèi)外學(xué)者密切研究的熱點(diǎn)。國(guó)外著名學(xué)者M(jìn)usgrave和Plehn研究設(shè)計(jì)了某斜流葉輪，并對(duì)其做了試驗(yàn)分析，該葉輪用作多級(jí)軸流式壓氣機(jī)的后面級(jí)[1]，試驗(yàn)測(cè)得該壓氣機(jī)單級(jí)試驗(yàn)結(jié)果總壓比達(dá)到了3，斜流葉輪效率達(dá)到0.91，效率也達(dá)到較高水平；Monig發(fā)表了總壓比為5∶1，流量為8.2 kg/s的斜流葉輪的設(shè)計(jì)結(jié)果和試驗(yàn)特性[2]，表明該斜流葉輪在相對(duì)較大的流量和壓比下有較高的絕熱效率；Gernot發(fā)表了某斜流壓氣機(jī)的設(shè)計(jì)結(jié)果[3]，在設(shè)計(jì)點(diǎn)下，試驗(yàn)測(cè)得該斜流葉輪總壓比為7.5，效率為0.91；中國(guó)吳克啟團(tuán)隊(duì)在常規(guī)斜流轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)方法的基礎(chǔ)上，應(yīng)用湍流邊界層理論和假想等價(jià)速度三角形設(shè)計(jì)了前緣彎掠（扭）斜流轉(zhuǎn)子[4]；北京航空航天大學(xué)劉寶杰團(tuán)隊(duì)以自行設(shè)計(jì)的多組高比轉(zhuǎn)速跨聲離心/斜流葉輪為例[5]，采用數(shù)值模擬方法，在級(jí)環(huán)境下分析了其總體性能及內(nèi)部流動(dòng)機(jī)理；西北工業(yè)大學(xué)劉振俠團(tuán)隊(duì)以某高壓比斜流壓氣機(jī)級(jí)為研究對(duì)象[6]，計(jì)算了該斜流壓氣機(jī)級(jí)的性能,初步分析了斜流葉輪中的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)和流動(dòng)機(jī)理，為斜流壓氣機(jī)的設(shè)計(jì)提供一定的參考。

綜上所述，斜流壓氣機(jī)具有廣泛的應(yīng)用發(fā)展前景，為了使其結(jié)構(gòu)性能等滿(mǎn)足日益發(fā)展的航空發(fā)動(dòng)機(jī)領(lǐng)域的需要，有必要進(jìn)一步研究設(shè)計(jì)方法以提高其設(shè)計(jì)水平。串列轉(zhuǎn)子一直是國(guó)內(nèi)外學(xué)者密切研究的熱點(diǎn)。國(guó)外著名學(xué)者Bammert[7]在多級(jí)壓氣機(jī)中間級(jí)中采用串列轉(zhuǎn)子；而Wu[8]、Sachmann[9]等則在亞聲葉柵上做了大量的基礎(chǔ)研究工作；Hiroaki[10]和McGlump[11]分別在跨聲壓氣機(jī)和高壓壓氣機(jī)出口級(jí)中使用了跨聲和亞聲串列轉(zhuǎn)子，都大幅地提高了壓氣機(jī)的單級(jí)負(fù)荷水平。此外，串列葉柵能在比單排葉柵更寬廣的攻角范圍內(nèi)工作，喘振裕度也得到提高，而損失并不顯著增加。

本文把串列葉柵與斜流壓氣機(jī)相結(jié)合，設(shè)計(jì)斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子，進(jìn)行了壓氣機(jī)性能計(jì)算及流場(chǎng)特性分析，并分析了壓氣機(jī)的主要損失，對(duì)斜流壓氣機(jī)的進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 研究任務(wù)

研究對(duì)象是自行設(shè)計(jì)的斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子，該型壓氣機(jī)的特點(diǎn)是在設(shè)計(jì)過(guò)程中采用了包括高葉尖速度、高葉片氣動(dòng)負(fù)荷和串列轉(zhuǎn)子等較新的設(shè)計(jì)理念。該串列轉(zhuǎn)子總性能設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1，其重要的設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表2，流道幾何形狀如圖1所示。

表1 斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)性能參數(shù)

利用串列轉(zhuǎn)子葉型的設(shè)計(jì)參數(shù)，自行編程設(shè)計(jì)了該斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子葉型，再利用NUMECA/DESIGN 3D優(yōu)化設(shè)計(jì)該斜流壓氣機(jī)，經(jīng)過(guò)優(yōu)化計(jì)算得到串列葉片前、后排的周向相位和轉(zhuǎn)子的軸向間隙，優(yōu)化后的子午流道如圖1所示。本文對(duì)該斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子進(jìn)行了CFD數(shù)值計(jì)算研究，以斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子為研究對(duì)象，計(jì)算其設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速、95%轉(zhuǎn)速等5種不同轉(zhuǎn)速下的壓比-流量特性和效率-流量特性。此外，對(duì)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速和80%轉(zhuǎn)速2種情況，對(duì)其進(jìn)行了內(nèi)部流場(chǎng)數(shù)值模擬，對(duì)壓氣機(jī)流場(chǎng)進(jìn)行了詳細(xì)分析。

表2 斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)參數(shù)

圖1 斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子流道幾何形狀

2 CFD數(shù)值計(jì)算過(guò)程

2.1 網(wǎng)格生成及計(jì)算方法

計(jì)算網(wǎng)格采用FINE/Turbo軟件中專(zhuān)為葉輪機(jī)械用戶(hù)開(kāi)發(fā)的AutoGrid網(wǎng)格生成模塊，自動(dòng)建立串列葉柵流道拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。計(jì)算的串列轉(zhuǎn)子的第1、2排轉(zhuǎn)子葉尖間隙折合葉片展向高度分別為0.95%和1%。為保證網(wǎng)格質(zhì)量，葉片網(wǎng)格均采用最適合串列的O4H型。CFD 3維計(jì)算采用Numeca/Fine軟件，對(duì)有限體積形式的3維雷諾平均N-S方程進(jìn)行定常求解。湍流模型采用Spalart-Allmaras方程模型?？臻g離散采用中心差分格式并輔助人工黏性，以控制激波間斷附近的虛假振蕩，并消除其它較小的振蕩。時(shí)間離散采用4階顯式Runge-Kutta法進(jìn)行時(shí)間推進(jìn)求解；采用當(dāng)?shù)貢r(shí)間步、多重網(wǎng)格技術(shù)及隱式殘差光順?lè)ǖ确椒ㄟM(jìn)行流場(chǎng)計(jì)算的加速收斂[12-13]。

2.2 邊界條件給定

為滿(mǎn)足求解方程的封閉性和解的適應(yīng)性，進(jìn)口給定均勻分布的總溫、總壓及來(lái)流方向，即進(jìn)口總溫288.15 K，總壓101325 Pa。進(jìn)口氣流方向?yàn)檩S向進(jìn)氣，固壁為絕熱無(wú)滑移。出口給定背壓，計(jì)算過(guò)程中逐步調(diào)整背壓值來(lái)調(diào)整流量（每1個(gè)背壓對(duì)應(yīng)1個(gè)工況），通過(guò)逐步提高出口背壓向近失速點(diǎn)推進(jìn)，近失速點(diǎn)為增大背壓至計(jì)算發(fā)散前的1點(diǎn)，堵塞點(diǎn)為減小背壓直至計(jì)算發(fā)散前的1點(diǎn)[13-14]。

3 壓氣機(jī)性能計(jì)算及結(jié)果分析

該斜流壓氣機(jī)的壓比-流量和效率-流量特性曲線分別如圖2（a）、（b）所示。從圖中可見(jiàn)，在5種轉(zhuǎn)速下，壓比特性均隨流量增大而降低；而效率特性曲線在某一具體流量處達(dá)到最大效率點(diǎn)，并向兩側(cè)遞減。這主要是因?yàn)閴簹鈾C(jī)工作在非設(shè)計(jì)工況時(shí)，由氣某轉(zhuǎn)速下喘振邊界的增壓比和流量，π0、m0是對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)速在工作點(diǎn)的增壓比和流量。）流與葉片的碰撞損失、附面層的摩擦損失和附面層的分離損失嚴(yán)重造成的。

圖2 斜流壓氣機(jī)特性曲線

此外，在100%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，特性線較陡峭，在70%～90%轉(zhuǎn)速下，特性線相對(duì)比較平緩，這主要是因?yàn)樵?00%轉(zhuǎn)速時(shí)壓氣機(jī)在超聲速條件下工作，超聲速氣流對(duì)柵后背壓變化比較敏感；而在70%～90%轉(zhuǎn)速時(shí)壓氣機(jī)在亞聲速條件下工作，柵后背壓變化對(duì)轉(zhuǎn)子進(jìn)口氣流影響較小。另外，由壓比-流量和效率-流量數(shù)據(jù)可得，在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下效率最高為0.8476，與設(shè)計(jì)時(shí)給出的總絕熱效率相差僅為0.01，這可能是NUMECA計(jì)算是由網(wǎng)格的劃分和湍流模型的選取等原因引起的，經(jīng)過(guò)多次劃分網(wǎng)格和選取湍流模型可以消除。此外，隨著轉(zhuǎn)速的降低，最大效率值逐漸增大，在70%轉(zhuǎn)速下最高效率為0.8831，比在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下的最高效率約提高3.5個(gè)百分點(diǎn)?？山埔哉J(rèn)為效率-流量特性線向左上方移動(dòng)。在5種轉(zhuǎn)速下的最高效率均近似達(dá)到葉輪的設(shè)計(jì)效率0.85。然而，最大壓比隨著轉(zhuǎn)速的降低逐漸減小，近似認(rèn)為壓比-流量特性線向左下方移動(dòng)。在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下最高壓比為3.368，比葉輪的70%轉(zhuǎn)速下最高壓比2.0高了1.368。計(jì)算得到設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下穩(wěn)定裕度僅為11.9%，在80%轉(zhuǎn)速下穩(wěn)定裕度達(dá)到16%，即隨著轉(zhuǎn)速的降低，壓氣機(jī)的穩(wěn)定裕度逐漸增大，這可能是因?yàn)殡S著轉(zhuǎn)速的降低，壓氣機(jī)的激波損失、激波與附面層的相互影響的損失和激波與葉尖間隙渦相互作用的損失都減小了。（其中穩(wěn)

4 3維流場(chǎng)分析

4.1 壓氣機(jī)S1流面流場(chǎng)分析

從圖2中可見(jiàn)，在70%～90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下特性線相對(duì)平緩，在100%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下特性線比較陡峭。在低轉(zhuǎn)速時(shí)壓氣機(jī)亞聲速特性明顯，在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速時(shí)壓氣機(jī)超聲速特性明顯，并且在特性曲線上明顯體現(xiàn)出了2種情況的差異，即高轉(zhuǎn)速下的特性曲線比低轉(zhuǎn)速下的特性曲線陡峭很多，故而本文分低轉(zhuǎn)速和高轉(zhuǎn)速2部分討論特性曲線的變化規(guī)律。現(xiàn)選取100%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速和80%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速2種情況作為代表，分析其特性線陡峭或者平緩的原因，并分別分析其增壓機(jī)理和流動(dòng)損失。為了更詳細(xì)地分析流場(chǎng)在不同葉高截面處的變化，分別選取了10%葉高（葉根）、50%葉高（葉中）、90%葉高（葉尖）3個(gè)截面，對(duì)各S1流面上的相對(duì)馬赫數(shù)進(jìn)行了分析研究。

4.1.1 100%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速

在100%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下近設(shè)計(jì)點(diǎn)沿葉高S1相對(duì)馬赫數(shù)如圖3所示。從圖3（a）中可見(jiàn)，葉片根部大部分區(qū)域氣流速度分布均勻。在轉(zhuǎn)子1葉片尾緣處存在很小的摻混損失，在轉(zhuǎn)子2葉片尾緣處存在明顯低速區(qū)，這是由于葉型上、下表面附面層在后緣匯合而造成的尾跡損失。2排葉片的前緣葉背處均出現(xiàn)很小的局部超聲區(qū)，但氣流在轉(zhuǎn)子1和轉(zhuǎn)子2的葉片前緣處的最大相對(duì)馬赫數(shù)只有1.1左右，流動(dòng)損失小。

圖3 在100%轉(zhuǎn)速下各截面S1相對(duì)馬赫數(shù)

從圖3（b）中可見(jiàn)，2排葉片前緣葉背的最大相對(duì)馬赫數(shù)已增大至1.3左右，但超聲速區(qū)域較小，與氣流經(jīng)過(guò)葉片前緣的加速過(guò)程較吻合。轉(zhuǎn)子1吸力面靠近進(jìn)口處出現(xiàn)了1道斜激波，激波與附面層相互影響使葉型的損失有所增加，但由于激波強(qiáng)度較弱，損失比較小。出口馬赫數(shù)在0.9左右，整個(gè)葉中截面速度變化分布均勻較合理，且未出現(xiàn)明顯的低速區(qū)，葉片表面氣流流動(dòng)光滑，在此葉高處氣體氣動(dòng)損失相對(duì)較小。

從圖3（c）中可見(jiàn)，轉(zhuǎn)子1吸力面靠近進(jìn)口處出現(xiàn)了1道激波，波后氣流速度明顯降低，附面層有所加厚，激波對(duì)附面層的影響必然會(huì)造成葉片損失的增加。轉(zhuǎn)子1的低速區(qū)中最小馬赫數(shù)為0.3左右，但是在圖3（b）中的葉中截面無(wú)明顯的低速區(qū)出現(xiàn)，說(shuō)明該低速區(qū)在沿葉高方向上的分布范圍不大，對(duì)葉輪的整體氣動(dòng)性能的影響不太嚴(yán)重。

4.1.2 80%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速

在80%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下近設(shè)計(jì)點(diǎn)沿葉高處S1相對(duì)馬赫數(shù)如圖4所示。從圖4（a）可見(jiàn)，葉片根部大部分區(qū)域氣流速度分布均勻。在轉(zhuǎn)子1壓力面附近存在低速區(qū)，可能是由氣流在擴(kuò)張形葉柵通道的減速增壓引起的。轉(zhuǎn)子2葉片尾緣存在分離現(xiàn)象，可能是由葉型上、下表面附面層在后緣匯合而形成尾跡損失引起的。總體來(lái)看，相對(duì)馬赫數(shù)沿通道變化比較均勻平緩，馬赫數(shù)分布情況良好，損失小。

圖4 在80%轉(zhuǎn)速下各截面S1相對(duì)馬赫數(shù)

從圖4（b）中可見(jiàn)，葉中大部分區(qū)域氣流速度分布均勻。轉(zhuǎn)子1在葉背處均出現(xiàn)局部超聲區(qū)，但氣流最大相對(duì)馬赫數(shù)小，超聲速區(qū)域范圍也小。此外，葉中截面進(jìn)口相對(duì)馬赫數(shù)在0.85左右，出口相對(duì)馬赫數(shù)在0.80左右，總體來(lái)看，相對(duì)馬赫數(shù)沿通道變化比較均勻平緩，馬赫數(shù)分布情況良好，且未出現(xiàn)明顯的低速區(qū)，葉片表面氣流流動(dòng)光滑，在此葉高處氣體氣動(dòng)損失相對(duì)較小。

從圖4（c）中可見(jiàn)，葉尖處氣流速度較大。葉尖吸力面靠近進(jìn)口處出現(xiàn)了1道斜激波，斜激波前的氣流相對(duì)馬赫數(shù)約為1.3，激波強(qiáng)度較小。然而該截面與100%轉(zhuǎn)速下的葉尖截面相比，激波強(qiáng)度和超聲速范圍都有明顯減小，轉(zhuǎn)子1有小范圍低速區(qū)的速度也有一定增大，葉輪的氣動(dòng)性能很好，這也從另一個(gè)方面解釋了在80%轉(zhuǎn)速下效率較高的原因。

4.2 子午流道流場(chǎng)分析

在100%和80%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下子午流道相對(duì)速度矢量如圖5所示。

從圖5中可見(jiàn)，斜流葉輪子午流面上氣流速度分布比較合理，觀察整個(gè)子午通道，只有轉(zhuǎn)子葉尖有少量間隙渦，從進(jìn)口到出口，速度呈增大的趨勢(shì)，這主要是從進(jìn)口到出口，葉型的徑向半徑增大，牽連速度增大，從而相對(duì)速度也增大。在100%轉(zhuǎn)速下設(shè)計(jì)點(diǎn)子午面相對(duì)速度矢量（圖5（a））變化趨勢(shì)與在80%轉(zhuǎn)速下的（圖（b））基本相同，然而在100%轉(zhuǎn)速下的相對(duì)速度大于在80%轉(zhuǎn)速下的，這與在低轉(zhuǎn)速下加功能力小有關(guān)。

圖5 近設(shè)計(jì)點(diǎn)子午面相對(duì)速度矢量

在100%和80%轉(zhuǎn)速下近設(shè)計(jì)點(diǎn)子午流面靜壓分布如圖6所示。從圖中可見(jiàn)，從入口到出口，靜壓逐漸均勻增大，分布比較合理。

圖6 近設(shè)計(jì)點(diǎn)子午流面靜壓分布

此外，從進(jìn)口到出口，靜壓沿徑向變化較小，氣流徑向二次流動(dòng)小，損失較小。出口靜壓在100%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下保持0.18 MPa左右，在80%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下保持0.15 MPa左右，這與圖2的流量-壓比特性曲線一致，在80%轉(zhuǎn)速下增壓能力較小。

在100%和80%轉(zhuǎn)速下近設(shè)計(jì)點(diǎn)葉輪子午流面的熵如圖7所示。從圖中可見(jiàn)，葉尖部位距前緣約20%弦長(zhǎng)處開(kāi)始有明顯的扁長(zhǎng)熵增，延伸到第2級(jí)轉(zhuǎn)子，直到至葉輪出口。結(jié)合以上分析可知，該處?kù)卦鲋饕扇~尖部位進(jìn)口處的激波以及激波附面層的雙重影響造成。但是熵增加的區(qū)域較小，僅僅發(fā)生在葉片尖部，且增加幅度不大，給斜流葉輪帶來(lái)的損失也不會(huì)太大。

圖7 近設(shè)計(jì)點(diǎn)葉輪子午流面的熵

從圖7（b）中可見(jiàn)，與100%轉(zhuǎn)速比較，熵增的范圍有明顯縮小，其值也明顯減小，證明在80%轉(zhuǎn)速下?lián)p失較小，這與在該轉(zhuǎn)速下激波強(qiáng)度較小，超聲速區(qū)域較小，激波與附面層的影響較小所導(dǎo)致的損失較小有關(guān)。驗(yàn)證了圖2的特性結(jié)果，即在80%轉(zhuǎn)速下的效率高于在100%轉(zhuǎn)速下的效率。

子午流面流線圖中2排轉(zhuǎn)子的葉尖間隙渦如圖8所示。葉尖間隙渦是由徑向間隙泄露流與葉尖渦造成的，在斜流壓氣機(jī)中葉尖間隙渦與葉尖的激波相互影響，使壓氣機(jī)損失明顯增大。

從圖中可見(jiàn)，在100%轉(zhuǎn)速下，轉(zhuǎn)子1葉尖間隙渦范圍更大，分離更明顯，轉(zhuǎn)子2整個(gè)葉片葉尖均出現(xiàn)大范圍的漩渦，這是產(chǎn)生損失的主要原因；在80%轉(zhuǎn)速下，只有尾緣發(fā)生小范圍的分離，這與在80%轉(zhuǎn)速下效率大于在100%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下的相一致。

4.3 阻塞工況和近失速工況流場(chǎng)分析

本文不僅對(duì)設(shè)計(jì)工況進(jìn)行計(jì)算分析，還對(duì)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下近堵塞點(diǎn)和近失速點(diǎn)進(jìn)行詳細(xì)分析，并與設(shè)計(jì)工況進(jìn)行對(duì)比，分析與總結(jié)堵塞及喘振發(fā)生的原因。

4.3.1 阻塞工況流場(chǎng)分析

當(dāng)壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速固定時(shí)，逐漸降低葉柵出口靜壓，就可以增加壓氣機(jī)流量，壓氣機(jī)將進(jìn)入阻塞工況。其后，壓氣機(jī)流量不再繼續(xù)增加，同時(shí)效率、增壓比都大大降低。在100%轉(zhuǎn)速下，大流量近堵塞點(diǎn)的CFD計(jì)算結(jié)果如圖9所示。

圖9 100%n近堵塞點(diǎn)相對(duì)馬赫數(shù)

從圖中可見(jiàn)，轉(zhuǎn)子2在近堵塞工況時(shí)從葉根到葉尖存在大范圍超聲區(qū)，轉(zhuǎn)子1只在葉尖存在大范圍超聲區(qū)，并有激波產(chǎn)生，這是損失較小的主要原因；轉(zhuǎn)子1在葉中和葉根斜流葉輪流動(dòng)基本正常，在葉尖處的吸力面有很小的分離區(qū)域，整體看分離現(xiàn)象不是特別嚴(yán)重，因此，即使在近堵塞點(diǎn)該斜流葉輪也具有較高的效率。此外，通過(guò)對(duì)比設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下的阻塞工況和設(shè)計(jì)工況不同葉高處的S1流面相對(duì)馬赫數(shù)云圖，發(fā)現(xiàn)串列轉(zhuǎn)子在阻塞工況和設(shè)計(jì)工況時(shí)，轉(zhuǎn)子1從葉根到葉尖的相對(duì)馬赫數(shù)云圖變化不大；在阻塞工況時(shí)，不同葉高下轉(zhuǎn)子2無(wú)論在葉根、葉中還是葉尖，葉片間的氣流通道都發(fā)生了明顯阻塞，亞聲速氣流在該級(jí)氣流通道中加速到聲速?gòu)亩箒?lái)流速度和流量無(wú)法繼續(xù)增大。通過(guò)上面的分析可知，該串列轉(zhuǎn)子從設(shè)計(jì)工況進(jìn)入阻塞工況的主要原因是氣流流速在后排轉(zhuǎn)子葉柵通道喉部處達(dá)到了聲速，氣流發(fā)生阻塞，損失增大。

4.3.2 近失速工況流場(chǎng)分析

失速就是葉片表面邊界層嚴(yán)重增長(zhǎng)或分離造成了流動(dòng)條件的惡化，表現(xiàn)為損失達(dá)一定程度或顯著增大，氣流折轉(zhuǎn)角明顯減小等特征。在100%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速近失速點(diǎn)的葉根、葉中、葉尖截面相對(duì)馬赫數(shù)如圖10所示。

圖10 100%n近失速點(diǎn)相對(duì)馬赫數(shù)

導(dǎo)致斜流流壓氣機(jī)葉輪效率急劇損失的原因有：激波損失、葉尖泄漏損失，以及激波與邊界層、激波與葉尖泄漏相互作用的損失等。從圖10中可見(jiàn)，在100%轉(zhuǎn)速下葉輪根部與尖部同時(shí)存在低速區(qū)，但是葉輪的損失主要集中在葉尖區(qū)域，進(jìn)口區(qū)域損失較大是由于在進(jìn)口形成了比較強(qiáng)的激波，激波損失較大；同時(shí)較強(qiáng)的激波與葉尖泄漏流相互作用，形成了高損失區(qū)。在葉根區(qū)主要是由葉尖泄漏及葉根低速流體通過(guò)徑向遷移向葉尖堆積造成的。其中損失最大的區(qū)域位于葉尖靠近進(jìn)口區(qū)域。此外，葉片表面分布有明顯低速附面層。此外，通過(guò)對(duì)比設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下的近失速工況和設(shè)計(jì)工況不同葉高處的相對(duì)馬赫數(shù)云圖，發(fā)現(xiàn)在近失速工況和設(shè)計(jì)工況下，轉(zhuǎn)子2的相對(duì)馬赫數(shù)分布變化不大，損失也較??；在近失速工況下，轉(zhuǎn)子1前緣激波強(qiáng)度增強(qiáng)和葉間通道中存在大范圍的低速區(qū)，損失增大。通過(guò)上面的分析可知，該串列轉(zhuǎn)子從設(shè)計(jì)工況進(jìn)入近失速工況的主要原因是前排轉(zhuǎn)子的激波強(qiáng)度增大和葉間存在大范圍的低速區(qū)，損失增大。

4.3.3 阻塞工況和近失速工況吸力面極限流線圖分析

對(duì)比了在設(shè)計(jì)工況、近失速工況和堵塞工況下轉(zhuǎn)子1和轉(zhuǎn)子2的吸力面流線分別如圖 11、12所示。由于斜流壓氣機(jī)3元效應(yīng)比較明顯，吸力面流線圖呈現(xiàn)比較復(fù)雜的現(xiàn)象。

圖11 轉(zhuǎn)子1吸力面極限流線

從圖11中可見(jiàn)，在近失速工況下氣流在轉(zhuǎn)子1葉片前緣處的流動(dòng)發(fā)生明顯紊亂，前緣靜壓較小，氣流流速快，出現(xiàn)大范圍超聲速區(qū)域，流動(dòng)發(fā)生明顯分離，這是失速工況下流動(dòng)惡化的具體表現(xiàn)。通過(guò)比較轉(zhuǎn)子1在設(shè)計(jì)工況和阻塞工況下的吸力面流線，發(fā)現(xiàn)在2種工況下，轉(zhuǎn)子1吸力面的流動(dòng)情況和靜壓分布基本不變，這也說(shuō)明該串列轉(zhuǎn)子從設(shè)計(jì)工況進(jìn)入阻塞工況時(shí)前排轉(zhuǎn)子流動(dòng)變化不大，主要是后排轉(zhuǎn)子流動(dòng)惡化。從圖12中可見(jiàn)，在3種工況下轉(zhuǎn)子2均有分離情況發(fā)生，但氣流流動(dòng)都沒(méi)發(fā)生明顯變化，證明了當(dāng)該串列轉(zhuǎn)子在非設(shè)計(jì)工況下工作時(shí)，前排葉片相當(dāng)于后排葉片的導(dǎo)流葉片，所以即使該串列轉(zhuǎn)子工作在非設(shè)計(jì)工況時(shí)，后排葉片的進(jìn)口氣流角也不會(huì)發(fā)生明顯變化，仍然工作于設(shè)計(jì)工況。所以串列葉片的性能在非設(shè)計(jì)工況下得到明顯改善。

圖12 轉(zhuǎn)子2吸力面極限流線

4.4 超跨聲速流動(dòng)損失分析

在上述斜流壓氣機(jī)的超跨聲速流動(dòng)產(chǎn)生的激波系中，槽道激波是導(dǎo)致?lián)p失最大的激波。這不僅僅因?yàn)椴鄣兰げ◤?qiáng)度相對(duì)較強(qiáng)，引起較大的總壓下降，還在于槽道激波一直延伸到下1個(gè)葉片的葉背上，對(duì)葉背表面附面層產(chǎn)生干擾，可能會(huì)使表面附面層嚴(yán)重分離，從而造成比激波引起的更大的損失。激波越強(qiáng)，對(duì)附面層的干擾就越嚴(yán)重，損失也越大。

為了減少損失，就要設(shè)法降低槽道激波的強(qiáng)度，也就是要減小槽道激波前的馬赫數(shù)。而在葉背與槽道激波交界處波前馬赫數(shù)最大，附面層干擾也就發(fā)生在此處，所以減小此處的氣流相對(duì)馬赫數(shù)會(huì)有效減小損失。減小葉背與槽道激波交界處以前的型面轉(zhuǎn)折角度可以有效減小此處的馬赫數(shù)，這就是超聲速葉片葉型設(shè)計(jì)減小流場(chǎng)損失和提高效率的關(guān)鍵[14-16]。

5 結(jié)論

本文研究分析了自行設(shè)計(jì)的斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子的流場(chǎng)，得到以下結(jié)論：

（1）該斜流壓氣機(jī)在設(shè)計(jì)換算轉(zhuǎn)速（69900 r/min）時(shí)超聲速特性明顯，特性曲線較陡峭；當(dāng)轉(zhuǎn)速小于80%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速時(shí)亞聲速特性明顯，特性曲線較平緩。隨著轉(zhuǎn)速的減小，壓氣機(jī)的效率-流量特性線向左上方移動(dòng)，壓比-流量特性曲線向左下方移動(dòng)。而且，隨著轉(zhuǎn)速的減小，壓氣機(jī)的穩(wěn)定裕度逐漸增大，這可能是因?yàn)殡S著轉(zhuǎn)速的減小，壓氣機(jī)的激波損失、激波與附面層的相互影響的損失和激波與葉尖間隙渦相互作用的損失都減小了。

（2）通過(guò)對(duì)該斜流壓氣機(jī)在100%和80%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速S1流面流場(chǎng)分析和子午流道的流場(chǎng)分析，發(fā)現(xiàn)該斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子葉根和葉中截面的損失主要是葉型尾緣的摻混損失和葉型吸力面前緣的小范圍激波損失，流動(dòng)損失??；而葉尖截面的損失主要有：葉型吸力面前緣的大范圍激波損失、激波與附面層的相互影響的損失和激波與葉尖間隙渦相互作用的損失，損失較大。研究發(fā)現(xiàn)，影響最為嚴(yán)重的是葉尖的激波損失、葉尖間隙渦損失及二者相互影響引起的損失。

（3）通過(guò)對(duì)該壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子在阻塞工況和近失速工況下的流場(chǎng)分析，可知該壓氣機(jī)從設(shè)計(jì)工況進(jìn)入阻塞工況的主要原因是氣流流速在后排轉(zhuǎn)子葉柵通道喉部處達(dá)到了聲速，氣流發(fā)生阻塞，損失增大；該壓氣機(jī)從設(shè)計(jì)工況進(jìn)入近失速工況時(shí)，前排轉(zhuǎn)子的激波強(qiáng)度增強(qiáng)和葉間存在大范圍的低速區(qū)，使流動(dòng)損失增大。

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Flow Field Analysis of a Mixed Flow Compressor Tandem-Rotor

LIU Bo，SONG Zhao-yun，YANG Xi-qiong,CAO Zhi-yuan
（School of Power and Energy,Northwestern Polytechnical University,Xi'an 710072）

Taking tandem-rotor of a mixed flow compressor as an object,flow characteristics of S1 stream surface,meridional channel,blocking point and stall point were obtained by numerical simulations using CFD software to provide reference of design and characteristics analysisofthetandem-rotor.Theresultsshowthat themixed flowcompressor hasobvioussupersonic performanceand steep performancecurve at design speed(69900 r/m).When thespeed islower than 80%design speed,the compressor hasobvioussubsonic characteristicsand a flat characteristic curve.As the speed decreases,the stability margin of the compressor gradually increases.The loss of the tandem-rotor root and middle section is mainly caused by the mixing loss of the blade trailing edge and small shock loss of blade suction;the loss of the tip section is mainly caused by large range shock loss,shock and boundary layer interaction loss,shock and tip clearance vortex interaction loss.After the mixed flow compressor entered near stall point,the shock intensity of the front blade is further enhanced and the tip section visualized a wide low-speed zone,which further increases the flow loss.

tandem-rotor;mixed flow compressor;flow field;performance;shock loss;tip clearance vortex loss；aeroengine

V231.3

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2015.01.001

2014-08-05 基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金（51236006）資助

劉波（1960），男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)橄冗M(jìn)葉輪機(jī)械氣動(dòng)設(shè)計(jì)和試驗(yàn)；E-mail：liubo704@nwpu.edu.cn。

劉波，宋召運(yùn)，楊晰瓊，等.斜流壓氣機(jī)串列轉(zhuǎn)子流場(chǎng)特性分析[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2015，41（1）：1-8.LIUBo，SONGZhaoyun，YANGXiqiong,et al.Flowfield analysisof amixed flow compressor tandem-rotor[J].Aeroengine，2015，41（1）：1-8.

（編輯：張寶玲）