田奎 唐方明 余佳

摘 要：本文針對(duì)組合壓氣機(jī)中過渡段的設(shè)計(jì)，提出了過渡段和離心一體化設(shè)計(jì)技術(shù)。此技術(shù)的核心是在設(shè)計(jì)組合壓氣機(jī)時(shí)綜合權(quán)衡過渡段和離心的相互影響，將二者作為一個(gè)整體來考慮，而不是割裂開來分開設(shè)計(jì)。 本文采用商用軟件CFX13.0，評(píng)估了過渡段旋轉(zhuǎn)與否、過渡段坡角以及過渡段流通面積分布這三個(gè)方面對(duì)過渡段和離心的影響。

關(guān)鍵詞：過渡段;離心;一體化設(shè)計(jì)

在中大功率范圍和高壓比渦軸/渦槳發(fā)動(dòng)機(jī)中，軸流離心組合壓氣機(jī)成為該類型渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)的典型壓氣機(jī)結(jié)構(gòu)形式。該類壓氣機(jī)結(jié)合了軸流級(jí)適應(yīng)大進(jìn)口流量、效率高以及離心級(jí)適應(yīng)小流量、穩(wěn)定工作范圍寬廣的特點(diǎn)，能夠在較小的迎風(fēng)面積和較少的級(jí)數(shù)下滿足流量、壓比和效率的多重要求。壓氣機(jī)過渡段是連接低壓壓氣機(jī)和高壓壓氣機(jī)的重要部件，它負(fù)責(zé)將前者已經(jīng)壓縮過的空氣輸送到后者中進(jìn)行進(jìn)一步壓縮。隨著壓氣機(jī)增壓能力和負(fù)荷的不斷提高，軸流和離心間的半徑落差朝著增大的趨勢(shì)發(fā)展，而出于減重的考慮，過渡段設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡可能減小軸向長度。

近年來，國內(nèi)外開展了較多關(guān)于過渡段的研究工作。Ortiz等[1]通過比較平板附面層和帶曲率端壁附面層的區(qū)別，指出軸向長度的縮短將使流動(dòng)損失增大以及流動(dòng)分離發(fā)生在壓力極小值之后具有強(qiáng)逆壓梯度的位置。Bailey[2]通過實(shí)驗(yàn)指出S彎過渡段無支板損失的產(chǎn)生是壓力梯度與曲率共同造成的，其中曲率、壓力梯度影響著附面層雷諾切應(yīng)力的發(fā)展，而壓力梯度影響附面層形狀因子。Wallin[3]和Tiziano[4]等通過優(yōu)化算法結(jié)合計(jì)算流體力學(xué)（CFD）方法計(jì)算探討了壓氣機(jī)過渡段的設(shè)計(jì)方法，優(yōu)化設(shè)計(jì)的目標(biāo)是為減小過渡段的總壓損失。文獻(xiàn)[3]和文獻(xiàn)[4]的研究結(jié)果都指出，流通面積先擴(kuò)張后收縮的過渡段設(shè)計(jì)可以有效減小后半段逆壓梯度帶來的總壓損失，使總壓損失大幅減小。英國懷特實(shí)驗(yàn)室的Naylor等[5]對(duì)壓氣機(jī)過渡段進(jìn)行了非軸對(duì)稱端壁的優(yōu)化，指出支板后部與輪轂交界位置存在雙重逆壓梯度疊加引起的回流現(xiàn)象，通過非軸對(duì)稱端壁可以達(dá)到減小甚至消除回流的目的。國內(nèi)的闕曉斌等[6]開展了壓氣機(jī)過渡段的設(shè)計(jì)探索，提出了半程落差比的概念，并用于過渡段設(shè)計(jì)。

本文研究對(duì)象為某組合壓氣機(jī)中的過渡段和離心級(jí)，該組合壓氣機(jī)軸流末級(jí)靜子D因子很大，負(fù)荷很重，再減小軸流出口輪轂比已經(jīng)不太現(xiàn)實(shí)，受制于整個(gè)壓氣機(jī)的長度，過渡段的軸向長度也不能過長。本文采用過渡段和離心一體化設(shè)計(jì)技術(shù)來設(shè)計(jì)此組合壓氣機(jī)的過渡段和離心級(jí)，對(duì)影響過渡段和離心級(jí)性能的三點(diǎn)因素進(jìn)行了探討，并采用商用軟件CFX13.0評(píng)估了各個(gè)因素的影響。

1 設(shè)計(jì)思路

（1）評(píng)估過渡段采用靜止和旋轉(zhuǎn)兩種結(jié)構(gòu)形式下離心級(jí)的特性;（2）權(quán)衡過渡段坡角與離心進(jìn)口輪轂比的影響，選取最佳的坡角和輪轂比 ;（3）優(yōu)化過渡段的流通面積分布，以減小過渡段的損失并改善離心進(jìn)口的流場(chǎng)。

2 設(shè)計(jì)方法與結(jié)果分析

2.1 過渡段旋轉(zhuǎn)與否的影響

采用CFX13.0對(duì)離心壓氣機(jī)進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算域見圖1。網(wǎng)格劃分采用同樣的網(wǎng)格模板，以保證結(jié)果的可比性。

圖3給出了兩種情況下離心根部截面的馬赫數(shù)云圖。由于只是過渡段根部旋轉(zhuǎn)與否，因此其對(duì)離心進(jìn)口流場(chǎng)的影響主要是體現(xiàn)在根部截面，中、上部截面流場(chǎng)幾乎沒有變化。從圖中可以看出，過渡段旋轉(zhuǎn)時(shí)，離心大小葉片進(jìn)口低速區(qū)明顯增加，特別是進(jìn)口葉盆部分，低速區(qū)尤其明顯，導(dǎo)致離心流量減小，效率降低。

2.2 過渡段坡角的影響

圖4給出了兩種不同坡角的過渡段流道圖，方案1對(duì)應(yīng)大坡角小輪轂比的過渡段流道，方案2對(duì)應(yīng)小坡角大輪轂比的過渡段流道。

為真實(shí)模擬組合壓氣機(jī)中過渡段進(jìn)口來流條件，三維計(jì)算計(jì)算域帶上軸流末級(jí)靜子，且末級(jí)靜子的進(jìn)口條件，包括進(jìn)口總溫、總壓以及氣流方向的徑向分布與組合壓氣機(jī)中的末級(jí)靜子進(jìn)口條件一致。出口條件為給定靜壓值，不斷調(diào)整出口的靜壓值直到過渡段出口流量與組合壓氣機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)的流量值一致。

圖5給出了兩個(gè)方案下的過渡段子午馬赫數(shù)云圖，由圖可知，方案1相比方案2，由于方案1坡角更大，過渡段根部靠出口位置曲率變化較大，根部區(qū)域低速區(qū)明顯增大，過渡段損失更大。但方案1對(duì)應(yīng)的離心進(jìn)口輪轂相比方案2更小，離心輪轂比越小，離心力做功能力越強(qiáng)，氣動(dòng)損失越小，對(duì)應(yīng)的離心效率會(huì)更高。

表1為過渡段進(jìn)出口截面總壓值，不同方案下的過渡段進(jìn)出口的位置取子午方向的同樣位置。結(jié)果顯示，方案1，也就是大坡角情況下，過渡段總壓恢復(fù)系數(shù)相比方案2減小，說明過渡段損失較大。

2.3 過渡段流通面積分布的影響

圖6給出了兩個(gè)流通面積分布規(guī)律不同的過渡段的流道對(duì)比圖，方案1為流通面積分布為先減小再增大，方案2為先增大后減小。

圖7為過渡段子午絕對(duì)馬赫數(shù)分布，由圖可知，兩個(gè)方案下過渡段的子午絕對(duì)馬赫數(shù)分布有較大不同，方案2的支板區(qū)馬赫數(shù)明顯低于方案1，考慮到支板的損失與氣流速度有關(guān)，速度越高損失越大，反之，速度越小損失越小，所以過渡段前半段快速擴(kuò)壓有助于減小支板區(qū)的總體流速，進(jìn)而減小由于支板造成的損失，但是這一擴(kuò)壓過程將造成端壁附面層的加厚，加重?fù)p失，所以存在最佳擴(kuò)壓度使總體損失最小[7]。在支板出口離心進(jìn)口處，方案2過渡段出口根部的低速區(qū)小于方案1， 這是由于方案2過渡段后半段面積收縮，氣流在此區(qū)間加速，氣流處于順逆壓梯度下，小的低速區(qū)意味著過渡段的損失減小，而且由于通道收縮，離心進(jìn)口的流場(chǎng)會(huì)更加均勻，對(duì)離心的設(shè)計(jì)更有利。

圖8給出了兩個(gè)方案下過渡段在組合環(huán)境下的總壓恢復(fù)系數(shù)分布，結(jié)果顯示，方案2，也就是過渡段流通面積先增大后減小的情況下，過渡段的總壓恢復(fù)系數(shù)達(dá)到了0.998，在整個(gè)流量范圍內(nèi)，方案2的過渡段總壓恢復(fù)系數(shù)均高出方案1約0.4個(gè)百分點(diǎn)。

3結(jié)束語

（1）過渡段根部采用靜子結(jié)構(gòu)，相比旋轉(zhuǎn)結(jié)構(gòu)，離心級(jí)的壓比、效率提升明顯?？梢?，過渡段的旋轉(zhuǎn)與否對(duì)離心級(jí)特性影響很大。

（2）在軸流出口一定的情況下，增大離心葉輪的進(jìn)口輪轂比可以適當(dāng)?shù)臏p少過渡段的坡角，過渡段出口的低速區(qū)會(huì)減小，損失會(huì)降低，但離心葉輪的效率會(huì)有所降低;反之，如果減小離心葉輪的進(jìn)口輪轂比，過渡段的坡角就會(huì)增大，過渡段的損失增加，出口根部低速區(qū)范圍增加。所以在組合壓氣機(jī)設(shè)計(jì)過程中，如何權(quán)衡過渡段的坡角和離心葉輪進(jìn)口輪轂的關(guān)系至關(guān)重要。

（3）過渡段的流通面積分布對(duì)過渡段的損失影響較大，在過渡段帶支板的情況下，過渡段流通面積采用先擴(kuò)張后收縮的分布形式時(shí)，過渡段的總壓恢復(fù)系數(shù)最高，氣動(dòng)損失最小，同時(shí)離心進(jìn)口的流場(chǎng)也會(huì)更加均勻，對(duì)離心的設(shè)計(jì)也更有利。

參考文獻(xiàn)：

[1]? Ortiz D C，Miller R J，Hodson H P，et al.Effect of length on compressor inter-stage duct performance.ASME Paper，GT-2007-27752，2007.

[2]? Bailey D W. The aerodynamic performance of an annular S-shape duct. Leicestershire， K：Department of Aero-nautical and Automotive Engineering and Transport Studies，Loughborough University，1997.

[3]? Wallin F，Eriksson L.Response surface-based transition duct shape optimization. ASME Paper，GT-2006-90978，2006.

[4]? Tiziano G，Massimiliano M，Geoffrey T P，et al.Axial compressor intermediate duct design and optimization. AIAA-2007-1868，2007.

[5]? Naylor E M J，Duenas C O，Miller R J，et al. Optimisation of non-axisymmetric endwalls in compressor S-shaped ducts. ASME Paper， GT-2008-50448，2008.

[6]? Que X B， Hou A P，Zhou S. S-shaped compressor transition duct design based on wall pressure gradient control. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2010，31（3）：459-465.（in Chinese）

[7] 高麗敏，馮旭棟等.關(guān)于壓氣機(jī)過渡段設(shè)計(jì)方法的探討.航空學(xué)報(bào).2013.

作者簡(jiǎn)介：

田奎（（1988-）男，漢族，湖北仙桃人，碩士，工程師，現(xiàn)就職于中國航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所，研究方向：壓氣機(jī)氣動(dòng)設(shè)計(jì)。