不均勻進(jìn)口總壓對(duì)渦輪氣動(dòng)性能的影響

史文通，伊衛(wèi)林，季路成

（北京理工大學(xué)機(jī)械與車(chē)輛學(xué)院1，宇航學(xué)院2：北京100081）

0 引言

航空發(fā)動(dòng)機(jī)/燃?xì)廨啓C(jī)渦輪部件常依據(jù)進(jìn)口參數(shù)均勻條件開(kāi)展氣動(dòng)設(shè)計(jì)[1-2]。隨著渦輪進(jìn)口溫度提高和燃燒室結(jié)構(gòu)復(fù)雜化，燃燒室稀釋氣、冷卻氣及主流氣摻混強(qiáng)烈，導(dǎo)致渦輪進(jìn)口發(fā)生明顯的總溫畸變、總壓畸變及出現(xiàn)旋流現(xiàn)象，但其作用機(jī)理及影響規(guī)律尚不明晰。真實(shí)渦輪進(jìn)口邊界條件對(duì)渦輪內(nèi)流場(chǎng)分布影響研究越來(lái)越受到重視。在已有文獻(xiàn)中，渦輪進(jìn)口總溫不均勻或熱斑相關(guān)研究較多，而對(duì)于渦輪進(jìn)口總壓不均勻性影響的研究較少[3]。

2000 年和2002 年，Hermanson 與Thole 等[4-5]通過(guò)給定渦輪進(jìn)口流速沿展高方向1 維分布，利用CFD 方法研究了進(jìn)口總壓畸變對(duì)渦輪流場(chǎng)通道內(nèi)影響，發(fā)現(xiàn)進(jìn)口總壓分布直接影響渦輪流道內(nèi)端壁區(qū)域的二次流發(fā)展；2007 年和2009 年，Barringer 等[6-7]在美國(guó)空軍實(shí)驗(yàn)室渦輪研究平臺(tái)上，通過(guò)調(diào)節(jié)進(jìn)口前燃燒室模擬器中的泄漏流和冷卻氣的溫度及流量，創(chuàng)造不同分布形式的渦輪進(jìn)口邊界條件，發(fā)現(xiàn)不同進(jìn)口總壓分布可使葉表局部靜壓負(fù)荷發(fā)生約10%的變化，同時(shí)對(duì)葉表靠近端壁區(qū)域的換熱系數(shù)也造成顯著影響；2017 年，Wang 等[8-9]通過(guò)數(shù)值研究指出當(dāng)有進(jìn)口總溫不均勻性條件存在時(shí)，進(jìn)口總壓的不均勻性更直接影響渦輪流道內(nèi)的熱流輸運(yùn)與溫度分布。已有的研究表明：渦輪進(jìn)口總壓分布不均勻?qū)u輪流場(chǎng)內(nèi)的流動(dòng)結(jié)構(gòu)和熱負(fù)荷分布影響值得關(guān)注，但進(jìn)口不均勻分布形式樣本往往較少，且進(jìn)口總壓的不均勻性與總溫的不均勻性常相互耦合，所得出的結(jié)論具有一定局限性。

本文基于數(shù)值計(jì)算手段，分別以導(dǎo)葉和單級(jí)渦輪為研究對(duì)象，在總壓畸變高度δp和最大總壓畸變強(qiáng)度CPmax2 項(xiàng)特征因素的控制下對(duì)渦輪進(jìn)口總壓展向1 維分布進(jìn)行模化，以探究分布特征的變化對(duì)導(dǎo)葉及單級(jí)渦輪的氣動(dòng)特性影響規(guī)律及進(jìn)口總壓畸變環(huán)境下渦輪流道內(nèi)的流動(dòng)機(jī)理。

1 研究對(duì)象

本文選定的研究對(duì)象為NASA 高效節(jié)能發(fā)動(dòng)機(jī)計(jì)劃中的GE-E3 發(fā)動(dòng)機(jī)高壓渦輪，幾何數(shù)據(jù)來(lái)源于文獻(xiàn)[2]；數(shù)值方法校核算例參考試驗(yàn)報(bào)告中的無(wú)冷卻環(huán)形葉柵試驗(yàn)對(duì)計(jì)算域進(jìn)行構(gòu)建。數(shù)值校驗(yàn)用計(jì)算域如圖1 所示。進(jìn)口邊界P0的位置參考試驗(yàn)的進(jìn)口總壓測(cè)量平面，位于導(dǎo)葉（以下簡(jiǎn)稱(chēng)NGV）前緣前0.127 m。由于試驗(yàn)的出口靜壓測(cè)量平面P1距離尾緣較近，僅為0.01016 m，為避免由此帶來(lái)的計(jì)算誤差，將計(jì)算域的出口平面位置向下游充分延長(zhǎng)，至尾緣后0.127 m。

圖1 數(shù)值校驗(yàn)用計(jì)算域

對(duì)于進(jìn)口非均勻性對(duì)NGV 性能影響，進(jìn)口邊界位置參考文獻(xiàn)[10-11]中對(duì)于渦輪與燃燒室交接平面（以下簡(jiǎn)稱(chēng)P40）的定義位置，選定NGV 前緣前40%軸向弦長(zhǎng)處為不均勻分布的渦輪進(jìn)口邊界條件的給定位置，相關(guān)網(wǎng)格亦做調(diào)整，保證不變。其計(jì)算域如圖2所示。

對(duì)于進(jìn)口非均勻性對(duì)單級(jí)渦輪性能影響，計(jì)算域出口取在動(dòng)葉尾緣充分距離之后的流道平直段，而出口監(jiān)測(cè)面位于動(dòng)葉尾緣后0.009525 m。其計(jì)算域如圖3 所示。

圖2 NGV 研究計(jì)算域

圖3 單級(jí)研究計(jì)算域

在上述2 個(gè)方面，對(duì)NGV 性能的評(píng)估指標(biāo)采取試驗(yàn)中使用的動(dòng)能效率ηV，其定義為

式中：V1為出口面P1的實(shí)際速度；V1，isen為出口面P1的等熵速度；等效變換后，PS，1為P1面靜壓；PT，1為P1面總壓；PT，0為進(jìn)口面P0的總壓；γ 為比熱容比，取1.4。

對(duì)1 級(jí)渦輪的性能評(píng)估指標(biāo)，采用滯止等熵效率ηst，其定義為

式中：TT，2為P2處的總溫；TT，0為P40處的總溫；πT為P40面與P2面總壓的比值；k0為工質(zhì)的比熱容比，取1.4。

2 研究方法

本文相關(guān)工作均基于數(shù)值方法開(kāi)展，網(wǎng)格生成由ICEM 完成，數(shù)值模擬利用CFX 進(jìn)行。首先將結(jié)合表1 所示工作條件，針對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行校核。在計(jì)算中，工質(zhì)選用理想氣體，來(lái)流方向均勻垂直于進(jìn)口邊界平面且湍流強(qiáng)度為10%[12]。出口給定靜壓，滿(mǎn)足徑向平衡方程，參考位置為中展處。在后續(xù)研究過(guò)程中，除進(jìn)口總壓邊界條件外，其余邊界條件的給定均與此相同，不再特別介紹。

表1 E3 發(fā)動(dòng)機(jī)環(huán)形試驗(yàn)邊界條件

2.1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性校驗(yàn)

均保證固壁表面Y+＜1，分別生成67、130、192、252 萬(wàn)4 套結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖4 所示。

在校核工況下4 種網(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。從表中可見(jiàn)，監(jiān)測(cè)參數(shù)隨著網(wǎng)格總數(shù)的增加變化較小，且趨于某一穩(wěn)定值。

在0%和100%展高位置的絕熱Ma 對(duì)比如圖5所示。從圖中可見(jiàn)，隨著網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)總數(shù)的增加，葉根和葉頂絕熱Ma 分布無(wú)明顯變化，且都與試驗(yàn)值吻合較好。從上述對(duì)比可見(jiàn)，130 萬(wàn)網(wǎng)格可滿(mǎn)足網(wǎng)格無(wú)關(guān)性要求，可用于后續(xù)研究工作。

圖5 不同網(wǎng)格數(shù)下葉根與葉頂絕熱Ma 對(duì)比

2.2 湍流模型的選擇

綜合考慮已有校核經(jīng)驗(yàn)[9，13-14]，使用γ-θ 轉(zhuǎn)捩模型應(yīng)能進(jìn)一步提高高壓渦輪氣熱模擬的準(zhǔn)確性。本文參考試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)比了有/無(wú)（γ-θ）轉(zhuǎn)捩模型的SST 湍流模型對(duì)NGV“效率-壓比”和“流量-壓比”的計(jì)算差異。

計(jì)算結(jié)果如圖6 所示。當(dāng)進(jìn)口總壓與出口靜壓之比發(fā)生變化時(shí)，SST 模型與SST（γ-θ）模型在出口中展效率ηv和流量2 項(xiàng)計(jì)算結(jié)果的變化趨勢(shì)上具有高度的相似性。其中，對(duì)于中展效率的預(yù)測(cè)，當(dāng)進(jìn)口總壓與出口靜壓之比小于2.1 時(shí)，2 種模型都能較好地預(yù)測(cè)效率的變化趨勢(shì)，而數(shù)值上SST（γ-θ）模型的計(jì)算結(jié)果比SST 模型的更接近于試驗(yàn)值；但當(dāng)進(jìn)口總壓與出口靜壓之比大于2.1 時(shí)，2 種模型都不能非常準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)出口中展效率。對(duì)于進(jìn)出口流量的預(yù)測(cè)，在全壓比變化范圍內(nèi)，2 種模型都能較好地模擬流量隨壓比的變化趨勢(shì)，且2 種模型計(jì)算結(jié)果的數(shù)值差異不大。對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行觀測(cè)發(fā)現(xiàn)，SST（γ-θ）模型對(duì)轉(zhuǎn)捩發(fā)生的軸向位置的預(yù)測(cè)比SST 模型的靠后，導(dǎo)致其計(jì)算得到的尾跡厚度比SST 模型的薄，因此，其計(jì)算得到的中展效率也高。

圖6 SST 與SST（γ-θ）2 種湍流模型的計(jì)算特性對(duì)比

出口總效率的預(yù)測(cè)對(duì)比見(jiàn)表3。當(dāng)進(jìn)口總壓與出口靜壓之比小于2 時(shí)，SST（γ-θ）模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值相比預(yù)測(cè)誤差更小，考慮到后續(xù)研究的展開(kāi)主要基于設(shè)計(jì)工況（PT,0/PS,t=1.664），因此，后續(xù)的數(shù)值計(jì)算模型采用SST（γ-θ）模型。

表3 2 種湍流模型在不同壓比下出口總效率對(duì)比

2.3 進(jìn)口總壓不均勻模化方法

文獻(xiàn)[6]給出了發(fā)動(dòng)機(jī)真實(shí)燃燒室及多種燃燒室模擬器的出口總壓沿展高方向分布的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，如圖7 所示。從圖中可見(jiàn)，總壓分布具有靠近中展區(qū)域均勻，而在靠近端壁區(qū)域從某一展高開(kāi)始平滑過(guò)渡到端壁表面某一極值的特征。

圖7 真實(shí)燃燒室出口總壓分布

因此，本文參考這種分布規(guī)律，將其簡(jiǎn)化為對(duì)稱(chēng)分布形式，如圖8 所示。從總壓畸變發(fā)生位置到端壁的總壓極值點(diǎn)，使用拋物線(xiàn)公式過(guò)渡。在總壓畸變高度δP和最大總壓畸變強(qiáng)度CPmax2 種變量的控制下，可以獲得任意的總壓分布。其中，最大總壓畸變強(qiáng)度CPmax表示在端區(qū)位置處的總壓畸變的極值。δP為進(jìn)口邊界總壓畸變發(fā)生位置距離端壁的距離與進(jìn)口截面展高的比值。當(dāng)?shù)乜倝夯儚?qiáng)度CP用來(lái)描述當(dāng)?shù)乜倝号c中展處總壓的差異，即

式中：P 為當(dāng)?shù)乜倝?；PMS1為渦輪進(jìn)口中展處總壓；1/2ρAVEU2AVE|1為均勻進(jìn)口邊界條件下渦輪進(jìn)口處平均動(dòng)壓。

參考真實(shí)情況，本文選定的δP變化范圍為[0，40%]，CPmax的變化范圍為[-2，+2]，并分別根據(jù)這2種分布特征對(duì)NGV 和單級(jí)渦輪的氣動(dòng)損失帶來(lái)的影響進(jìn)行數(shù)值研究。具體方法為，限定δP=30%不變，給定Cpmax={-2，-1.5-1-0.5 0+0.5+1+1.5+2}的進(jìn)口總壓分布條件，以探究總壓畸變強(qiáng)度對(duì)下游流場(chǎng)的影響；限定|CPmax|=2 不變，給定δP={10%，20%，30%，40%}的進(jìn)口總壓分布條件，以探究總壓畸變高度對(duì)下游流場(chǎng)的影響。2 個(gè)參數(shù)變化帶來(lái)的進(jìn)口分布變化如圖9 所示。

圖9 非均勻進(jìn)口總壓分布

3 進(jìn)口總壓不均勻?qū)π实挠绊?/h2>

3.1 NGV效率影響

將如圖9 所示的不同進(jìn)口邊界條件施加于如圖2 所示的計(jì)算域。不同進(jìn)口條件對(duì)于NGV 效率的影響如圖10 所示。

圖10 總壓畸變對(duì)NGV 效率的影響

從圖10（a）中可見(jiàn)，當(dāng)δP相同時(shí)，CPmax對(duì)ηV有影響，但正/負(fù)2 種畸變的影響卻不相同。當(dāng)CPmax＞0 時(shí)，ηV隨CPmax的增大而快速線(xiàn)性降低，影響幅度可達(dá)0.5%；當(dāng)Cpmax＜0時(shí)，ηV隨CPmax絕對(duì)值的增大而先快速提高后緩慢降低，但幅度很小，最大影響幅度僅為0.18%?？傮w來(lái)說(shuō)，當(dāng)總壓畸變?yōu)樨?fù)時(shí)，ηV有所提高，但效果不明顯；當(dāng)總壓畸變?yōu)檎龝r(shí)，ηV降低且效果顯著，值得進(jìn)一步深入探討。

從圖10（b）中可見(jiàn)，當(dāng)CPmax不變時(shí)，若CPmax＞0，相比于均勻進(jìn)口總壓邊界條件，非均勻進(jìn)口條件會(huì)使顯著降低，影響幅度可達(dá)0.5%。但δP＞10%后，隨著δP的增大，ηV變化不明顯。若CPmax＜0，δP的變化對(duì)ηV的影響不明顯。

在上文各模擬條件中，總壓徑向分布形式發(fā)生了改變，因而總壓平均值也發(fā)生變化。為了進(jìn)一步分析是否因進(jìn)口總壓平均值的變化影響ηV，本文還對(duì)與各總壓畸變情況進(jìn)口總壓流量平均值相同的均勻進(jìn)口總壓邊界情況進(jìn)行計(jì)算。結(jié)果顯示基本無(wú)變化，因此，可見(jiàn)ηV的變化主要來(lái)自于端區(qū)總壓變化造成的流道內(nèi)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)改變。

3.2 單級(jí)渦輪效率影響

將如圖9 所示的不同進(jìn)口邊界條件施加于如圖3 所示的計(jì)算域。不同進(jìn)口條件對(duì)于單級(jí)高壓渦輪的滯止等熵效率的影響如圖11 所示。

從圖中可見(jiàn)，2 種總壓畸變特征的變化對(duì)渦輪級(jí)效率的影響規(guī)律與對(duì)NGV 的影響規(guī)律幾乎一致。當(dāng)CPmax＞0 時(shí)，CPmax和δP的ηSI變化對(duì)的影響幅值分別為0.58%和0.59%；當(dāng)CPmax＜0 時(shí)，CPmax和δP的變化對(duì)ηSI影響的最大幅值為0.07%和0.06%。

圖11 總壓畸變對(duì)單級(jí)效率的影響

同樣的，經(jīng)計(jì)算發(fā)現(xiàn)，隨進(jìn)口總壓分布變化產(chǎn)生的進(jìn)口總壓平均值的變化對(duì)于ηSI的影響幅度非常微小，可以忽略不計(jì)。

4 內(nèi)部流場(chǎng)分析

4.1 NGV內(nèi)流場(chǎng)分析

4.1.1 CPmax＞0

P1面經(jīng)整體流量平均后的NGV 效率沿展高分布如圖12 所示。從圖中可見(jiàn)，與均勻進(jìn)口條件相比，當(dāng)CPmax＞0 時(shí)，在10%展高以下和80%展高以上的效率有所升高，而在中展區(qū)域效率有所降低。并且隨CPmax的增大，這一特征越來(lái)越明顯。

圖12 CPmax 對(duì)ηV 的影響

圖13 效率監(jiān)測(cè)面上的ηV 分布

選擇變化強(qiáng)度最大的CPmax=+2 工況開(kāi)展進(jìn)一步研究，將其在P1面上的與均勻進(jìn)口條件得到的ηV分布進(jìn)行差運(yùn)算，如圖13所示。從圖中可見(jiàn)，2 個(gè)高效區(qū)A 和C 與1 個(gè)大低效區(qū)B 的存在，從展向分布上看與圖12 的吻合。

對(duì)高效區(qū)A 的射入流線(xiàn)進(jìn)行監(jiān)測(cè)，如圖14 所示。從圖中可見(jiàn)，對(duì)于CPmax=+2 的情形，A 區(qū)的氣體主要由通道中間的氣體發(fā)展而來(lái)，而對(duì)于均勻進(jìn)口條件情形，A 區(qū)的氣體是流經(jīng)葉片壁面附近發(fā)展而來(lái)的。相比之下，在CPmax=+2 時(shí)，氣體更少流經(jīng)近壁面區(qū)域，也沒(méi)有發(fā)生大的渦流與卷曲，保持了入口處的高總壓特征，因此效率更高。

圖14 A 區(qū)回溯流線(xiàn)

同樣的，對(duì)高效區(qū)C 的流線(xiàn)進(jìn)行回溯，如圖15所示。從圖中可見(jiàn)，在均勻進(jìn)口條件下，C 區(qū)的流體曾受到橫向二次流的作用撞擊到葉片吸力面。而在時(shí)，端區(qū)流體的總壓更高，橫向二次流效應(yīng)減弱，流線(xiàn)未經(jīng)撞壁，更為平直的射入了C 區(qū)，因此損失更小，使C 區(qū)的效率更高。

圖15 C 區(qū)回溯流線(xiàn)

低效區(qū)B 由3 個(gè)低效核心區(qū)B1、B2和B3組成。對(duì)這3 個(gè)低效區(qū)的流線(xiàn)進(jìn)行回溯發(fā)現(xiàn)，B1區(qū)的流體主要來(lái)自于貼近葉片壓力面流動(dòng)的流體，B2和B3區(qū)的流體主要來(lái)自于貼近葉片吸力面流動(dòng)的流體。進(jìn)口靠近端壁區(qū)域的流體受進(jìn)口總壓梯度的作用向中展區(qū)域匯集，經(jīng)過(guò)撞擊與摻混后流至B1區(qū)，而在均勻進(jìn)口條件下，B1區(qū)的流體由進(jìn)口處同展高的流體平順發(fā)展而來(lái)，如圖16 所示。從圖中可見(jiàn)，流線(xiàn)先通過(guò)的云圖1 為渦量云圖，從該云圖中可見(jiàn)，在CPmax=+2 時(shí)，端區(qū)流體向中心匯聚的過(guò)程中產(chǎn)生較強(qiáng)的渦流，由此發(fā)生動(dòng)能損失，使最終匯集到的B1區(qū)流體的效率低于均勻進(jìn)口條件下的效率。

相比于均勻進(jìn)口條件，在CPmax=+2 時(shí)，B2和B3區(qū)回溯流體在進(jìn)口面的展向分布范圍更大，如圖17 所示。這同樣是由于受到端區(qū)總壓梯度的作用，而使流線(xiàn)向中展區(qū)域匯集。

圖16 B1 區(qū)回溯流線(xiàn)

圖17 B2 和B3 區(qū)回溯流線(xiàn)

但與圖16 相比，其匯集作用并沒(méi)有流經(jīng)壓力面的流體所受到的那樣強(qiáng)，流線(xiàn)相對(duì)平直，無(wú)明顯旋流產(chǎn)生，因此，更多的損失應(yīng)由其他因素造成。B2區(qū)所處展高位置約56.5%，繪制該展高位置葉片吸力面上的形狀因子分布如圖18（a）所示。從圖中可見(jiàn)，無(wú)論是均勻進(jìn)口分布還是CPmax=+2 的情況，延流向發(fā)展，形狀因子都存在由高到低的跳躍過(guò)程，通常這一過(guò)程由轉(zhuǎn)捩流動(dòng)導(dǎo)致[15]。但明顯可見(jiàn)，在CPmax=+2 時(shí)，形狀因子跳躍過(guò)程發(fā)生的位置更加提前，所占軸向距離也更短。說(shuō)明在CPmax=+2 時(shí)，轉(zhuǎn)捩發(fā)生得更快且位置更加提前。葉片表面湍動(dòng)能分布中也能較好地觀測(cè)到這一現(xiàn)象，如圖19 所示。從圖18（b）中可見(jiàn)，在CPmax=+2時(shí)，轉(zhuǎn)捩后附面層更厚。附面層內(nèi)流體速度和總壓明顯低于主流區(qū)的，因此當(dāng)附面層增厚時(shí)，尾跡中的高損失區(qū)增厚，這也是低效區(qū)B2產(chǎn)生的原因。推論低效區(qū)B3由同樣的理由產(chǎn)生。

圖18 吸力面56.5%展高處的形狀因子與附面層厚度

圖19 葉片表面湍動(dòng)能分布

結(jié)合圖12 與13 可見(jiàn)，在CPmax＞0 時(shí)，使出口動(dòng)能效率降低的主要因素是B1區(qū)的產(chǎn)生，亦即受進(jìn)口總壓梯度影響的壓力面流體向中展區(qū)的匯集與碰撞。在δP相同時(shí)，CPmax越大，匯集與碰撞的強(qiáng)度越大，因此損失增大，ηV線(xiàn)性降低；而在CPmax相同時(shí)，δP越大，匯集點(diǎn)越提前，如圖20 所示。但δP足夠大時(shí)，匯集點(diǎn)進(jìn)一步提前不能引起匯集點(diǎn)后更多流動(dòng)形式的改變，因此δP的增大沒(méi)有使ηV線(xiàn)性降低。

圖20 不同δP 情況滯止點(diǎn)前釋放的流線(xiàn)（CPmax=+2）

4.1.2 CPmax＜0

觀察圖10 可見(jiàn)，在CPmax＜0 時(shí)，相比于均勻進(jìn)口條件，ηV變化不顯著，僅略有微量提高。從圖12（b）中可見(jiàn)，中展區(qū)的整體流量平均效率有明顯提高，而端區(qū)的效率則明顯降低，綜合來(lái)看整體積分面積變化不大，這與圖10 得到的結(jié)論是相對(duì)應(yīng)的。為進(jìn)一步理解其原因，做NGV 效率監(jiān)測(cè)面各展高的流量平均效率分布和流量分布隨CPmax的變化曲線(xiàn)，如圖21 所示（δP=30%）。從圖中可見(jiàn)，在CPmax＜0 時(shí)，上、下端區(qū)各成對(duì)出現(xiàn)1 組流量平均效率的高低極值區(qū)，但變化幅值較小。從圖21（b）可見(jiàn)，與之相比更為顯著的，在時(shí)，中展區(qū)的流量增加，端區(qū)流量降低，同時(shí)隨CPmax絕對(duì)值的增大，流量進(jìn)一步向中展區(qū)集中。當(dāng)取出口面整體流量平均時(shí)，在圖21（b）中各展高流量的大小相當(dāng)于圖21（a）中各展高流量平均效率的權(quán)值，因此盡管端區(qū)流量平均效率有所變化，但在CPmax＜0 時(shí)，對(duì)流量分布帶來(lái)的影響更為顯著，中展區(qū)域高動(dòng)能效率流體流量比重的增大，在CPmax＜0 時(shí)，整體流量平均效率沒(méi)有降低甚至有微量提高的原因。

圖21 在CPmax＜0 時(shí)流量平均效率與流量沿展高的分布

圖22 經(jīng)過(guò)P40 面不同展高扇面的流線(xiàn)及P1 面帶流量比重的效率分布

在3 維流場(chǎng)中，從進(jìn)口面90%～100%和70%～80%展高的環(huán)形面釋放流線(xiàn)，對(duì)在CPmax=-2（CP=30%）的情況與均勻進(jìn)口情況進(jìn)行觀測(cè)，如圖22（a）所示。其中藍(lán)色流線(xiàn)由90%～100%展高的環(huán)面釋放，紅色流線(xiàn)由70%～80%展高的環(huán)面釋放。如圖22（b）所示的云圖為對(duì)應(yīng)情況出口面的ρ*Vw分布，以作為流量分布的參考。對(duì)于從2 種不同展高范圍出發(fā)的流體，都可看作2 部分，一部分的出發(fā)位置更靠近吸力面，另一部分則更靠近壓力面。在CPmax時(shí)，靠近吸力面的流體流速較高，受進(jìn)口徑向總壓梯度的作用效果不顯著，仍保持較為平直的流線(xiàn)貼近吸力面流動(dòng)。而靠近壓力面的流體流速較低，受到進(jìn)口徑向總壓梯度作用后效果顯著。對(duì)于從進(jìn)口90%～100%展高出發(fā)的流體，其總壓較低，在總壓梯度作用下向端壁遷∑，撞壁后回流并在靠近進(jìn)口的區(qū)域滾動(dòng)，最終受橫向靜壓差的作用匯入靠近吸力面流動(dòng)的高速流體。對(duì)于從進(jìn)口70%～80%展高出發(fā)的流體，其總壓較高，在總壓梯度的作用下，向更高的展高區(qū)域流動(dòng)擴(kuò)張而未回流，最終占據(jù)貼近壓力面流動(dòng)的70%～100%展高的區(qū)域，如圖23 所示。而這些流體在通過(guò)流道時(shí)受到橫向靜壓梯度的作用，向吸力面遷∑，并擠占靠近吸立面流動(dòng)的高展高區(qū)域。這部分來(lái)自進(jìn)口靠近壓力面位置的流體的流速較低，總壓較高，因此最終出口面的高展高區(qū)流量減小，原本貼近吸力面高展高區(qū)流動(dòng)的流體被擠壓至更低展高區(qū)域，使得出口面稍低于機(jī)匣的展高區(qū)出現(xiàn)了流量匯集。對(duì)靠近輪轂的展高區(qū)有類(lèi)似現(xiàn)象，不再贅述。

圖23 紅色流線(xiàn)橫向流動(dòng)，擠占了吸力面高展高區(qū)

當(dāng)δP不變，CPmax絕對(duì)值增大時(shí)，這種擠占和流量匯集的趨勢(shì)更加顯著，因此出現(xiàn)了如圖12（b）所示的出口效率分布變化。而根據(jù)圖10（b）所示，出口總效率隨δP的變化不明顯，說(shuō)明CPmax不變時(shí)，δP的變化不會(huì)使流動(dòng)狀況發(fā)生顯著改變，在此不再深入討論。

4.2 渦輪級(jí)內(nèi)流場(chǎng)分析

4.2.1 CPmax＞0

作CPmax=-2（δP=30%）時(shí)動(dòng)葉流道內(nèi)高損失區(qū)的云圖，如圖25 所示。其中高損失區(qū)定義為ΔηSI·ρ·VW＜0。從圖13 中可見(jiàn)，在CPmax＞0 時(shí)，靜葉出口形成的流體動(dòng)能損失較高的B，在流入旋轉(zhuǎn)的動(dòng)葉流道后形成周向全環(huán)形的高損失帶。又如圖24（a）所示，作通過(guò)動(dòng)葉進(jìn)口高損失帶的流線(xiàn)，靜葉流道內(nèi)向中心區(qū)匯集的流體在進(jìn)入動(dòng)葉流道后以較為平順的趨勢(shì)通過(guò)了流道。靜葉流道出口的流動(dòng)情況較為平順地傳遞到動(dòng)葉流道出口，因此在CPmax＞0時(shí)，ηSI隨CPmax和δP的變化規(guī)律與對(duì)靜葉流道的相似。

圖24 經(jīng)過(guò)中展高損失帶的單級(jí)內(nèi)流線(xiàn)

圖25 在CPmax=+2 時(shí)動(dòng)葉內(nèi)流道高損失區(qū)的分布

4.2.2 CPmax＜0

相似的，做在CPmax=-2（δP=30%）時(shí)動(dòng)葉流道內(nèi)高損失區(qū)的云圖，如圖26 所示。靜葉出口的高損失區(qū)在動(dòng)葉前形成高損失帶，其位置集中于上下端壁附近。做通過(guò)這2 個(gè)高損失帶的流線(xiàn)如圖27 所示，可見(jiàn)動(dòng)葉出口的高損失帶分布與這些流線(xiàn)在動(dòng)葉出口通過(guò)的位置有對(duì)應(yīng)關(guān)系。

因此在CPmax＜0 時(shí)，ηSI隨CPmax和δP的變化規(guī)律與靜葉流道的相似。

圖27 經(jīng)過(guò)端區(qū)高損失帶的單級(jí)內(nèi)流線(xiàn)

5 結(jié)論

本文針對(duì)渦輪進(jìn)口總壓沿展高方向1 維分布的不均勻性，利用總壓畸變高度δP和最大總壓畸變強(qiáng)度CPmax2 項(xiàng)特征因素對(duì)其進(jìn)行?；_(kāi)展了不同總壓畸變形式對(duì)GE-E3 發(fā)動(dòng)機(jī)高壓渦輪第1 級(jí)導(dǎo)葉和第1 級(jí)氣動(dòng)性能影響的數(shù)值研究，得到以下結(jié)論：

（1）當(dāng)渦輪進(jìn)口端區(qū)總壓高于中展區(qū)總壓時(shí)，導(dǎo)葉出口效率顯著降低。這主要由靠近壓力面流體向中展區(qū)的匯集碰撞以及靠近吸力面的流體提前發(fā)生轉(zhuǎn)捩流動(dòng)導(dǎo)致。隨畸變強(qiáng)度的增大，導(dǎo)葉出口效率線(xiàn)性降低，幅值可達(dá)0.5%?；兏叨鹊脑龃螅瑫?huì)使匯集位置進(jìn)一步提前。

（2）當(dāng)渦輪進(jìn)口端區(qū)總壓高于中展區(qū)總壓時(shí)，導(dǎo)葉出口中展區(qū)流量增加，端區(qū)流量減少，各展高的流量平均效率變化不大，整體平均后，進(jìn)口總壓畸變形式的變化對(duì)導(dǎo)葉出口氣動(dòng)效率影響不明顯。

（3）從定常解來(lái)看，靜葉出口的參數(shù)分布較為平直地傳遞到動(dòng)葉出口，因此，總壓畸變對(duì)第1 級(jí)渦輪氣動(dòng)性能的影響規(guī)律與對(duì)第1 級(jí)導(dǎo)葉的相似。進(jìn)口總壓畸變引發(fā)的渦輪級(jí)絕熱效率降低幅值可達(dá)0.59%。

盡管本文所選的型號(hào)樣本和工況樣本具有一定的局限性，但仍可見(jiàn)在渦輪設(shè)計(jì)過(guò)程中，不均勻的進(jìn)口總壓邊界條件值得關(guān)注和進(jìn)一步研究。

圖26 在CPmax=-2 時(shí)動(dòng)葉內(nèi)流道高損失區(qū)的分布