楊元英，安志強(qiáng)，李 杜，楊晶晶

(1.中國(guó)航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所，湖南株洲 412002；2.中小型航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉輪機(jī)械湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南株洲 412002)

1 引言

航空發(fā)動(dòng)機(jī)制在低油耗、低成本、高推重比和高可靠性需求的推動(dòng)下，其壓氣機(jī)氣動(dòng)設(shè)計(jì)需要在盡可能提升效率水平、確保寬裕度的同時(shí)不斷提高平均級(jí)壓比，以便改善發(fā)動(dòng)機(jī)熱力循環(huán)，減少級(jí)數(shù)、減輕質(zhì)量[1]。增加壓氣機(jī)負(fù)荷水平是提高平均級(jí)壓比的一個(gè)主要手段，但高負(fù)荷設(shè)計(jì)必然使得壓氣機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)更加靠近轉(zhuǎn)/靜子擴(kuò)壓能力極限，使得壓氣機(jī)中低轉(zhuǎn)速穩(wěn)定裕度不足，這成為了高負(fù)荷壓氣機(jī)設(shè)計(jì)面臨的一個(gè)主要問(wèn)題[2]。

機(jī)匣處理設(shè)計(jì)可明顯抑制甚至消除壓氣機(jī)通道近端壁區(qū)出現(xiàn)的流動(dòng)堵塞，是當(dāng)前壓氣機(jī)設(shè)計(jì)主要采用的一種擴(kuò)穩(wěn)技術(shù)[2]。關(guān)于機(jī)匣處理流動(dòng)控制機(jī)理及應(yīng)用分析，國(guó)內(nèi)外已進(jìn)行了大量研究，包括機(jī)匣壁面周向環(huán)形槽、軸向/斜向槽、帶導(dǎo)向葉片凹槽以及附加抽吸通道的自適應(yīng)循環(huán)等型式[3-5]。其中，壁面開槽型式的優(yōu)點(diǎn)在于結(jié)構(gòu)工藝簡(jiǎn)單、可靠性高、擴(kuò)穩(wěn)效果好[6-8]。但壁面開槽會(huì)破壞整個(gè)流道面的光順性，在壓氣機(jī)通道內(nèi)引入新的二次流損失，再加上凹槽內(nèi)部本身也存在回流損失，這些因素可能導(dǎo)致壓氣機(jī)在流動(dòng)較為順暢的設(shè)計(jì)點(diǎn)工況下?lián)p失增加、效率下降[9-10]。為此，機(jī)匣處理設(shè)計(jì)的最佳效果是在壓氣機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)效率不降低或降低較少的同時(shí)，對(duì)壓氣機(jī)中低轉(zhuǎn)速穩(wěn)定裕度有明顯改善。

本文采用三維數(shù)值模擬方法，對(duì)高負(fù)荷軸流-離心組合壓氣機(jī)開展基于機(jī)匣處理的擴(kuò)穩(wěn)設(shè)計(jì)研究。通過(guò)對(duì)組合壓氣機(jī)流場(chǎng)的分析，將槽式處理設(shè)置在第一級(jí)轉(zhuǎn)子對(duì)應(yīng)機(jī)匣位置；同時(shí)，為盡可能減小組合壓氣機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)效率下降、獲得較好的擴(kuò)穩(wěn)效果，采用前伸出轉(zhuǎn)子葉尖前緣、寬度從前端到后端變化的斜槽結(jié)構(gòu)?；谠O(shè)計(jì)結(jié)果，對(duì)變寬度斜槽機(jī)匣處理擴(kuò)穩(wěn)機(jī)制進(jìn)行了詳細(xì)分析。

2 研究對(duì)象

研究對(duì)象為某高負(fù)荷軸流-離心組合壓氣機(jī)。其第一級(jí)轉(zhuǎn)子采用了高負(fù)荷設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)點(diǎn)尖部擴(kuò)散因子0.5以上、de Haller數(shù)接近0.6，逼近當(dāng)前高負(fù)荷設(shè)計(jì)的極限值。三維計(jì)算得到的組合壓氣機(jī)90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速近峰值效率點(diǎn)與近喘點(diǎn)狀態(tài)第一級(jí)轉(zhuǎn)子98%相對(duì)葉高位置葉柵通道的馬赫數(shù)云圖見圖1，圖中同時(shí)給出了近喘點(diǎn)狀態(tài)低速區(qū)域?qū)?yīng)的速度矢量圖。結(jié)果顯示，在近峰值效率點(diǎn)，該葉高位置雖受轉(zhuǎn)子葉尖間隙泄漏流干涉，但其進(jìn)口激波并未完全脫體，激波后流動(dòng)仍然比較順暢，沒有出現(xiàn)低速區(qū)。在近喘點(diǎn)，進(jìn)口激波已完全脫體，可明顯看到大面積的低速流動(dòng)幾乎占據(jù)了整個(gè)葉柵通道進(jìn)口。進(jìn)一步通過(guò)矢量圖可看出，受轉(zhuǎn)子葉尖前緣處產(chǎn)生的泄漏流卷攜的低速流體向相鄰葉片壓力面堆積，形成了典型的葉尖間隙泄漏渦堵塞葉柵通道的特征。在該區(qū)域?qū)?yīng)的機(jī)匣內(nèi)壁面采用機(jī)匣處理擴(kuò)穩(wěn)設(shè)計(jì)，可通過(guò)對(duì)泄漏渦及堵塞區(qū)域的直接作用，延緩失速發(fā)生，拓寬壓氣機(jī)喘振裕度。

圖1 組合壓氣機(jī)90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速第一級(jí)轉(zhuǎn)子98%葉高葉柵通道馬赫數(shù)云圖Fig.1 The cascade passage Mach number cloud of first rotor on 98%blade height from root at 90%design speed

3 設(shè)計(jì)方案

壓氣機(jī)斜槽式機(jī)匣處理結(jié)構(gòu)的主要特征參數(shù)見圖2。斜槽機(jī)匣處理設(shè)計(jì)的特征參數(shù)取值見表1。

圖2 斜槽式機(jī)匣處理主要特征參數(shù)示意Fig.2 Parameters of oblique grooves casing treatment

表1 斜槽機(jī)匣處理設(shè)計(jì)主要特征參數(shù)取值Table 1 Parameter value of oblique grooves casing treatment

為獲得好的擴(kuò)穩(wěn)效果，槽道斜向與轉(zhuǎn)子葉片近似正交，α取40°；考慮工程實(shí)際中機(jī)匣厚度的限制，H取1.0 mm。以上兩者均為權(quán)衡擴(kuò)穩(wěn)效果與設(shè)計(jì)點(diǎn)效率下降的優(yōu)選結(jié)果。槽道相對(duì)軸向長(zhǎng)度的選取基于轉(zhuǎn)子葉尖軸向弦長(zhǎng)，綜合L1、δX確定。采用槽道軸向前伸出轉(zhuǎn)子葉尖前緣的設(shè)計(jì)(L1=-10.5%)，以盡可能減小組合壓氣機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)效率下降，對(duì)應(yīng)L=75.7%、L2=65.1%。槽道寬度的選取綜合槽道數(shù)、槽道周向覆蓋率確定，同時(shí)為兼顧工藝可行性，還需控制槽道間最小距離(過(guò)小的槽道間距容易造成加工難度大和機(jī)匣防碰磨涂層脫落)。槽道周向覆蓋率直接決定機(jī)匣處理槽道流動(dòng)與壓氣機(jī)通道流動(dòng)的周向摻混面積。綜合擴(kuò)穩(wěn)效果、設(shè)計(jì)點(diǎn)效率下降及工藝可行性，采用了變寬度槽道(W1=2.0 mm，W2=3.8 mm)的設(shè)計(jì)方案，對(duì)應(yīng)的B=1.47 mm。

4 數(shù)值計(jì)算方法

4.1 計(jì)算域劃分及求解設(shè)置

三維計(jì)算采用CFX單通道定常求解，各葉片排網(wǎng)格近壁面第一層網(wǎng)格尺度為0.005 mm。針對(duì)機(jī)匣處理結(jié)構(gòu)，在第一級(jí)轉(zhuǎn)子機(jī)匣上方增設(shè)厚度0.02 mm 的薄片，用于輔助轉(zhuǎn)子通道計(jì)算域與機(jī)匣處理計(jì)算域之間的交界面設(shè)置(圖3)。組合壓氣機(jī)三維流場(chǎng)求解湍流模型選用k-ε，各葉片排間交接面采用基于混合平面法的周向平均守恒方法。Y+滿足k-ε湍流模型scalable壁面函數(shù)法近壁面求解需求。

圖3 機(jī)匣處理三維計(jì)算域Fig.3 Numerical simulation domain of oblique grooves casing treatment

4.2 計(jì)算方法校驗(yàn)

采用上述計(jì)算方法，對(duì)另一經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證過(guò)的組合壓氣機(jī)機(jī)匣處理設(shè)計(jì)進(jìn)行三維計(jì)算，通過(guò)與其試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，校驗(yàn)了本文計(jì)算方法。圖4 給出了采用機(jī)匣處理后計(jì)算和試驗(yàn)獲得的組合壓氣機(jī)90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下的主要性能參數(shù)變化量。其中，流量、壓比變化量采用比值結(jié)果，效率、流量裕度變化量采用差值結(jié)果，喘振裕度變化量采用公式(1)計(jì)算。

從圖4可看出，與試驗(yàn)結(jié)果相比，三維計(jì)算獲得的喘振裕度增幅偏低2.58 個(gè)百分點(diǎn)，主要體現(xiàn)在喘點(diǎn)壓比增幅的差異上；峰值效率變化雖然趨勢(shì)相反，但變化幅度差異不大。綜合對(duì)比顯示，本文計(jì)算方法對(duì)斜槽機(jī)匣處理擴(kuò)穩(wěn)效果的預(yù)估偏低。

圖4 基于某組合壓氣機(jī)的機(jī)匣處理計(jì)算方法校驗(yàn)Fig.4 Verification of oblique grooves casing treatment using CFD calculation method

5 結(jié)果分析

5.1 性能參數(shù)對(duì)比

針對(duì)本文機(jī)匣處理設(shè)計(jì)，選取組合壓氣機(jī)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速、90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速數(shù)值模擬結(jié)果，對(duì)比分析組合壓氣機(jī)及其軸流級(jí)主要性能參數(shù)和特性曲線變化。表2列出了采用機(jī)匣處理后壓氣機(jī)主要性能參數(shù)的相對(duì)變化量(表中n代表轉(zhuǎn)速)。圖5給出了機(jī)匣處理前后組合壓氣機(jī)兩個(gè)轉(zhuǎn)速下的計(jì)算特性對(duì)比，圖中的流量、壓比數(shù)據(jù)均基于設(shè)計(jì)點(diǎn)參數(shù)進(jìn)行了?；幚?。結(jié)果顯示，采用機(jī)匣處理后組合壓氣機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)效率降低0.18 個(gè)百分點(diǎn)，90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速峰值效率基本沒變；兩個(gè)轉(zhuǎn)速下喘振裕度均有增大，主要體現(xiàn)在近喘點(diǎn)壓比增加，其中設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速近喘點(diǎn)壓比增加0.97%，90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速近喘點(diǎn)壓比增加1.90%；機(jī)匣處理改善了轉(zhuǎn)子尖部區(qū)域堵塞，使得流量特性曲線呈向右平移的趨勢(shì)。前期數(shù)值計(jì)算及試驗(yàn)結(jié)果也發(fā)現(xiàn)，斜槽機(jī)匣處理對(duì)組合壓氣機(jī)中高轉(zhuǎn)速的擴(kuò)穩(wěn)效果主要體現(xiàn)在喘點(diǎn)壓比的增加上。對(duì)于軸流級(jí)，機(jī)匣處理帶來(lái)的喘點(diǎn)壓比增加更明顯，90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速喘點(diǎn)壓比增加3.15%，峰值效率僅降低0.05個(gè)百分點(diǎn)。

表2 采用機(jī)匣處理后壓氣機(jī)主要性能參數(shù)的相對(duì)變化量Table 2 Relative variation of compressor performance with oblique grooves casing treatment

圖5 有無(wú)機(jī)匣處理的壓氣機(jī)特性對(duì)比Fig.5 Contrast of compressor characteristics between oblique grooves casing treatment and no casing treatment

5.2 流場(chǎng)分析

圖6示出了無(wú)機(jī)匣處理的組合壓氣機(jī)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速、90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速近喘點(diǎn)第一級(jí)轉(zhuǎn)子尖部區(qū)域流場(chǎng)，轉(zhuǎn)子葉尖間隙泄漏流的三維流線，以及轉(zhuǎn)子98%葉高回轉(zhuǎn)面葉柵通道軸向速度小于0的區(qū)域。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速近喘點(diǎn)，間隙泄漏渦基本靠近葉片吸力面向下游發(fā)展，間隙泄漏渦卷攜形成的98%葉高葉柵通道回流區(qū)域較小。但在90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速近喘點(diǎn)，間隙泄漏渦受逆壓力梯度的影響，向相鄰葉片壓力面擴(kuò)展，間隙泄漏渦卷攜形成了98%葉高進(jìn)口段大面積回流區(qū)，對(duì)通道流動(dòng)堵塞明顯；此外，間隙泄漏渦的流動(dòng)速度更低，更加容易發(fā)生扭曲滯止。

圖6 組合壓氣機(jī)無(wú)機(jī)匣處理近喘點(diǎn)第一級(jí)轉(zhuǎn)子尖部流動(dòng)Fig.6 The first rotor tip flow field near surge point of combined compressor without oblique grooves casing treatment

為明確機(jī)匣處理擴(kuò)穩(wěn)機(jī)制，對(duì)采用機(jī)匣處理組合壓氣機(jī)第一級(jí)轉(zhuǎn)子內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行對(duì)比分析。按圖6方法提取機(jī)匣處理組合壓氣機(jī)90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速近喘點(diǎn)第一級(jí)轉(zhuǎn)子尖部區(qū)域流場(chǎng)，見圖7。圖中還對(duì)比了有無(wú)機(jī)匣處理轉(zhuǎn)子葉尖間隙泄漏渦的發(fā)展。從圖7(a)與圖6(b)可以看出，采用機(jī)匣處理后，間隙泄漏渦卷攜形成的98%葉高葉柵通道的回流區(qū)明顯減?。煌瑫r(shí)，從轉(zhuǎn)子葉尖前緣向下游發(fā)展的間隙泄漏渦的渦核速度明顯增加，泄漏渦發(fā)展成低速堵塞團(tuán)的趨勢(shì)得到了抑制。這一方面是由于機(jī)匣處理斜槽通過(guò)抽吸作用使得轉(zhuǎn)子葉尖近壓力面區(qū)域的低能流體進(jìn)入槽道，緩解了該區(qū)域低能流體的堆積；另一方面是機(jī)匣處理斜槽還向從前緣往下游發(fā)展的泄漏渦注入高速流體，增加了泄漏渦靠近葉片吸力面向下游傳播的慣性，抑制了低速堵塞團(tuán)的生成。

圖7 90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速近喘點(diǎn)第一級(jí)轉(zhuǎn)子尖部流動(dòng)Fig.7 The first rotor tip flow field near surge point at 90%design speed with oblique grooves casing treatment

為進(jìn)一步分析變寬度斜槽機(jī)匣處理抽吸-再注入的擴(kuò)穩(wěn)流動(dòng)特征，提取了槽道與轉(zhuǎn)子葉片通道交接面位置徑向速度的分布，見圖8。從圖8(a)氣體徑向流入機(jī)匣處理槽道的云圖可清晰看到，在轉(zhuǎn)子葉尖近壓力面沿弦長(zhǎng)方向呈現(xiàn)出由葉片通道流向槽道的高速?gòu)较蛄鲃?dòng)，由于近喘點(diǎn)轉(zhuǎn)子葉尖工作在較大的正攻角狀態(tài)，在葉型進(jìn)口段會(huì)形成較大的氣動(dòng)載荷，因而轉(zhuǎn)子前緣附近抽吸效果表現(xiàn)得最為強(qiáng)烈；此外，在槽道其他位置，也出現(xiàn)了速度較低的流體徑向流入，結(jié)合轉(zhuǎn)子葉尖間隙泄漏渦的發(fā)展軌跡認(rèn)為，這些徑向流動(dòng)主要是由間隙泄漏渦卷入機(jī)匣處理槽道引起。從圖8(b)氣體徑向流出機(jī)匣處理槽道的云圖可看出，徑向最大流出速度仍然位于近前緣的槽道區(qū)域，呈現(xiàn)出最強(qiáng)烈的注入流動(dòng)；除此外，槽道的其他位置，也有流速較高的流體注入葉片通道，且主要集中在與間隙泄漏渦的交匯處以及槽道末端。

圖8 機(jī)匣處理槽道與葉片通道流動(dòng)交互Fig.8 Flow interaction of the first rotor tip with oblique grooves casing treatment

5.3 變寬度斜槽設(shè)計(jì)分析

表3從機(jī)匣處理帶來(lái)的組合壓氣機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)效率下降、90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速近喘點(diǎn)壓比增加、槽道最小間距三個(gè)方面，對(duì)比了不同槽寬方案的設(shè)計(jì)結(jié)果。各方案其他設(shè)計(jì)參數(shù)均一致，周向覆蓋率通過(guò)調(diào)整槽道數(shù)控制。對(duì)比分析顯示，變寬度斜槽設(shè)計(jì)在獲得較好擴(kuò)穩(wěn)效果的同時(shí)，有效控制了組合壓氣機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)效率的降低。等寬度槽設(shè)計(jì)中，槽寬2.60 mm 方案表現(xiàn)出了最明顯的擴(kuò)穩(wěn)效果，對(duì)設(shè)計(jì)點(diǎn)效率的影響也最小，但其對(duì)應(yīng)的槽間距僅為1.09 mm。由于機(jī)匣處理槽通常開設(shè)在轉(zhuǎn)子對(duì)應(yīng)的機(jī)匣流道面(圖9)，該區(qū)域往往需要噴涂涂層以預(yù)防轉(zhuǎn)/靜子刮磨帶來(lái)的破毀。而工程應(yīng)用中發(fā)現(xiàn)，槽道間最小距離過(guò)小時(shí)，工藝上難以保證流道面涂層的噴涂質(zhì)量，容易發(fā)生涂層脫落，因此當(dāng)前工藝水平對(duì)應(yīng)的槽間距最小值建議為1.50 mm左右。

表3 不同槽寬設(shè)計(jì)方案對(duì)比Table 3 Cases groove of different width

圖9 斜槽機(jī)匣處理實(shí)物照片F(xiàn)ig.9 Pictureof oblique grooves casing treatment

圖10 進(jìn)一步對(duì)比了上述方案中槽寬3.8 mm 的等寬度斜槽與變寬度斜槽在組合壓氣機(jī)90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速近喘點(diǎn)狀態(tài)槽道內(nèi)的三維流動(dòng)。由圖可知，變寬度斜槽設(shè)計(jì)，槽道前半部分流動(dòng)更順暢，流動(dòng)旋渦較少，旋渦范圍也明顯更小。此外，變寬度斜槽由于進(jìn)口段槽寬減小，槽道流動(dòng)與葉片通道流動(dòng)的周向摻混面積減小，摻混損失有所降低，因而對(duì)設(shè)計(jì)點(diǎn)效率的影響較小。

6 結(jié)論

針對(duì)某高負(fù)荷軸流-離心組合壓氣機(jī)，采用變寬度斜槽機(jī)匣處理設(shè)計(jì)，在盡可能減小設(shè)計(jì)點(diǎn)效率下降的前提下，有效提高了組合壓氣穩(wěn)定裕度。通過(guò)性能參數(shù)對(duì)比及流場(chǎng)分析得出以下結(jié)論：

圖10 機(jī)匣處理對(duì)流動(dòng)的影響對(duì)比Fig.10 Contrast of the first rotor tip flow with variable width casing treatment

(1) 三維計(jì)算顯示，所設(shè)計(jì)的變寬度斜槽機(jī)匣處理可在設(shè)計(jì)點(diǎn)效率僅下降0.18 個(gè)百分點(diǎn)時(shí)，使得90%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下組合壓氣機(jī)近喘點(diǎn)壓比增加1.90%，軸流級(jí)近喘點(diǎn)壓比增加3.15%。

(2) 變寬度斜槽機(jī)匣處理在轉(zhuǎn)子尖部區(qū)域呈現(xiàn)出明顯的抽吸-再注入擴(kuò)穩(wěn)流動(dòng)特征，大幅削弱了從轉(zhuǎn)子葉尖前緣向下游發(fā)展的葉尖間隙泄漏渦對(duì)主流的影響。

(3) 與等寬度斜槽設(shè)計(jì)相比，變寬度斜槽設(shè)計(jì)有利于獲得較寬的槽道間距，確保工藝可行性，并可使得組合壓氣機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)效率下降較少的同時(shí)獲得更好的擴(kuò)穩(wěn)效果。