攻角對平面擴壓葉柵葉根流動影響的分析

李翔，唐萌，張衍

(1. 中國電子科技集團公司第三十八研究所，安徽 合肥 230031； 2. 南京航空航天大學 能源與動力學院，江蘇 南京 210016)

0 引言

航空發(fā)動機被譽為“現(xiàn)代工業(yè)皇冠上的明珠”，是一個國家科技水平、工業(yè)能力和國防實力的重要評判標準。隨著航空發(fā)動機技術的日趨成熟，高壓壓氣機的壓比不斷提高，這也意味著間隙泄漏量的進一步增加，從而影響整個發(fā)動機的工作性能。封嚴篦齒是一種非接觸式封嚴結構，其封嚴效率主要取決于轉子部件與靜子部件之間的徑向間隙和篦齒數(shù)目。因為其結構簡單、封嚴效率高、使用壽命長等特點，被廣泛應用于航空發(fā)動機中。

WELLBORN等[1-3]的研究表明：篦齒封嚴間隙每增加1%，壓比下降3%，效率下降1%～1.5%。約0.5%的泄漏量即可造成轉子總壓比和效率分別約1.5%和1%的損失。DEMARGNE和LONGLEY等[4]認為角區(qū)失速對流道內的流動損失和擁塞有決定性的影響，當流量系數(shù)降低時，角區(qū)失速結構會增大。KIM等[5-6]通過實驗和數(shù)值研究指出泄漏流切向速度增加會減弱脫落渦、通道渦, 并減弱吸力面角區(qū)分離，從而使總損失減少。DONG等[7]的研究表明，在靜子和輪轂之間引入間隙泄漏流可以適當緩解角區(qū)分離。GIER等[8]的研究發(fā)現(xiàn)泄漏流影響葉排的進口氣流角度，使進口附面層厚度增加，從而導致通道內漩渦結構惡化。孟德君等[9]的研究表明泄漏流可對40%葉高處的主流造成不良影響，最大會增大近輪轂處靜子葉片出口落后角4°～6°。張一彬[10]的研究表明，泄漏流從上游容腔流出后，引起軸向速度和切向速度變化不均，使進口角度增加。

1 計算方法與計算模型

1.1 計算模型簡介

本文參考KIM等在研究過程中使用的簡化壓氣機靜子級模型，該模型由3個篦齒、平臺襯套、輪轂和擴壓葉片構成(圖1)，其中葉柵葉型參考中國燃氣渦輪研究院提供的某壓氣機靜子葉根截面設計，葉型及容腔參數(shù)具體見表1。本文采用的篦齒結構是一個在襯套和轉軸之間放置的三齒封嚴結構，篦齒造型參考如圖2所示，齒頂間隙為0.7mm，齒頂厚度0.2mm，齒腔寬度4mm，齒腔深度4.3mm。葉片頂部與固定的機匣相連，葉片底部與輪轂交界處用襯套連接。葉柵通道尺寸：計算域沿著流向總共為4倍弦長，其中進口1倍弦長，出口2倍弦長，沿額線方向計算域長度為1個柵距。

圖1 計算模型

表1 模型參數(shù)表

參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值葉片弦長 C /mm60軸向弦長 Cz /mm56.2柵距 S /mm45葉高 H /mm80稠度 τ1.33間隙 ε/mm0.7幾何進氣角 k1 /(°)46幾何出氣角 k2 /(°)-10容腔深度 h /mm5容腔寬度 d/mm9

圖2 篦齒結構幾何造型

1.2 計算網(wǎng)格及邊界條件

本文計算域網(wǎng)格使用ANSYS ICEM CFD 軟件手動分塊，把計算域分為葉柵通道和容腔通道塊。如圖3所示，網(wǎng)格均采用結構化網(wǎng)格，葉片周圍采用O型網(wǎng)格，其余部分采用H型網(wǎng)格。對葉片表面、間隙區(qū)域及近壁面處進行加密處理，設置葉片壁面第一層網(wǎng)格高度為0.004mm，其余壁面第一層網(wǎng)格高度為0.008mm。

圖3 計算網(wǎng)格模型

計算邊界條件：進口總溫288.15K，總壓101325Pa，通過調整進氣角和出口背壓改變攻角和進口馬赫數(shù)，葉片排沿周向給定周期性邊界，固體壁面設置為絕熱、無滑移邊界條件。

2 不同攻角對平面擴壓葉柵葉根流動的影響

本文從泄漏流結構、葉柵總壓損失、葉片載荷等角度分析不同進口攻角下的葉根流動，設定進口馬赫數(shù)Ma=0.1。為分析流體經葉柵通道后的總壓損失情況，定義損失系數(shù)如下：

圖4分別為-9°、-4°、0°、4°和9°攻角下經過靜子容腔的泄漏流在葉柵通道內的流動情況及S3截面總壓損失云圖，S3截面分別設置在25%、50%、75%、100%和130%軸向弦長位置處。

從圖4中可以看出-9°攻角時，泄漏流流出上游容腔的位置約在50%葉柵距離附近，大部分流體沿端壁表面流出，少部分二次流在角區(qū)與其他二次流作用沿葉高爬升，隨著攻角的不斷增大，泄漏流流出容腔的位置逐漸向葉根吸力面靠近。從圖中還可以看出，泄漏流流出上游容腔后主要與通道渦一起在橫向壓力梯度的作用下向葉根角區(qū)運動，流至角區(qū)后發(fā)生分離，一部分隨通道渦流出葉柵，另一部分沿葉高爬升與其他二次流摻混，動能很快下降。隨攻角增大，這部分流體在角區(qū)的回流現(xiàn)象也越來越明顯。

圖4 不同攻角泄漏流三維流線對比

另外，在攻角從-9°～9°的變化過程中，泄漏流的流動差異性越來越大，4°攻角時泄漏流在30%軸向弦長處就開始分離，分離后的泄漏流大部匯入通道渦，僅有小部分迅速爬升至50%葉高附近后流出，在130%截面這兩部分流體分別很明顯。當攻角增加到9°時，泄漏流同樣在30%軸向弦長處分離，但沿葉高爬升的部分流體在20%葉高處即與通道渦再度匯合。由于大攻角下尾緣渦流的三維性大大增強，因此泄漏流在尾緣處的分離最為嚴重，泄漏流的影響范圍擴展到全葉高。

表2對各S3截面的總壓損失系數(shù)進行了質量流量的加權平均?？梢钥闯霎敼ソ菫樨摃r，25%截面處的總壓損失都比較高，這是因為負攻角時雖然氣流在吸力面的分離有所減緩，但在壓力面的分離卻顯著增加，使得通道前半?yún)^(qū)的損失整體增加。當攻角為正時，沿流動方向各截面的損失逐次增大，相較其他各攻角，4攻角時各截面的總壓損失最小。

表2 S3截面總壓損失系數(shù)

圖5為泄漏流量相對主流流量的百分比隨攻角的變化關系，可以看出隨攻角增大，泄漏流的占比呈線性增長。對比表2各S3截面的總壓損失并沒有明顯的線性關系。當攻角從-9°～4°變化時，130%截面的總壓損失反而減小，這說明評估泄漏流對葉柵性能的影響應該從多方面因素共同分析，不能僅以泄漏流的增減評價葉柵流動狀況的好壞。

圖5 泄漏流量相對主流流量占比隨攻角的變化

3 不同攻角下葉片載荷分析

為進一步分析攻角對葉柵流動的影響，分別計算各選定攻角下10%、50%和90%葉高截面處的葉表靜壓系數(shù)，如圖6所示。

從圖6中可以看出攻角越小，葉片前緣壓力面與吸力面的壓差越小，隨著攻角增大，前緣處壓力面的靜壓系數(shù)峰值逐漸增大，吸力面峰值逐漸減小，葉片力也逐漸增大。當攻角為負時，各截面前緣壓力面壓力均小于吸力面壓力，這是因為負攻角下葉片前緣附近端壁附面層區(qū)吸力面的局部加速減壓能力的下降，造成了前緣附近端壁附面層區(qū)的葉片力虧損。除9°攻角外，其余攻角下吸力面靜壓系數(shù)約在30%軸向弦長位置之后呈較明顯的上升趨勢，且除-9°攻角外，其余攻角下吸力面靜壓系數(shù)在葉片尾部均有一個壓力平臺。

圖6 各攻角S1截面靜壓系數(shù)對比

各攻角下10%、50%和90%葉高截面葉片載荷系數(shù)如表3所示。可以發(fā)現(xiàn)隨著攻角增大，各截面葉片載荷也逐漸增大，在4°攻角時載荷最大，隨后開始降低。另外，各攻角10%和90%葉高截面載荷系數(shù)均比50%截面小，但10%截面載荷系數(shù)相對葉中截面的下降程度更大，說明葉根和葉端相對葉中的流動差異程度不同，葉根的流通性能更差。其中-9°時葉根和葉端截面載荷系數(shù)最接近，流動差異性不大，隨攻角增大，這種差異性越來越明顯，在0°攻角達到最大。

表3 S1截面葉片載荷系數(shù)比較

4 結語

本文對帶有篦齒封嚴結構的簡化壓氣機靜子級模型進行數(shù)值計算，分析不同攻角下泄漏流結構、葉柵總壓損失、葉片載荷等參數(shù)對葉根流動的影響，得到的結論如下：

1) 負攻角時葉根角區(qū)的流動狀況較好，攻角從負轉正后泄漏流的流動差異性越來越大。9攻角時，泄漏流在尾緣處的分離最為嚴重，影響擴展到全葉高。

2) 隨攻角的增大，泄漏流流量相對主流流量的百分比呈線性增長，但S3截面的總壓損失并沒有明顯的線性關系，且4攻角時葉柵的擴壓能力相對最好，總壓損失相對最小，流動性能也相對最好。

3) 攻角越小，葉片前緣壓力面和吸力面的差值越小，負攻角下甚至出現(xiàn)葉片力的虧損，隨著攻角的增大，葉片載荷逐漸增大，在4攻角時載荷最大，隨后開始降低。