軸流壓氣機吸雨特性的數(shù)值研究*

夏國正 陸禹銘 夏全忠 張俊峰 明玉周 胡錫文 張 海

（1.中國核電工程有限公司；2.哈爾濱工程大學 動力與能源工程學院；3.中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院 高空模擬實驗室）

0 引言

在惡劣的天氣條件下，大量雨水會進入發(fā)動機內(nèi)部，影響壓氣機、燃燒室及渦輪等部件的性能，致使發(fā)動機失速、喘振、推力減小甚至熄火停車，最終釀成事故[1]，如1987年8月，一架搭載兩臺CFM56-3型發(fā)動機的波音737客機，在降落過程中遇到大雨冰雹天氣，兩臺發(fā)動機同時熄火[2]，諸如此類的事故還有很多，有關(guān)部門和航空發(fā)動機制造商意識到問題的嚴重性，為此CFM等制造商針對發(fā)動機進水的問題對部分部件進行了改造[3]，以增強發(fā)動機應(yīng)對惡劣天氣的能力。到90年代中期，每一臺新生產(chǎn)的發(fā)動機在獲得適航準許之前都要經(jīng)過嚴格的吞水測試[4]，以保證發(fā)動機在攝入大量雨水的情況下減少推力降低及熄火現(xiàn)象的出現(xiàn)。水滴經(jīng)過發(fā)動機風扇進入壓氣機中，在葉柵流道中發(fā)生蒸發(fā)、破碎等作用，對發(fā)動機性能造成較大影響，引起事故。因此，探究吞水對壓氣機性能影響的規(guī)律及機理對輔助航空發(fā)動機設(shè)計，增強其應(yīng)對惡劣天氣的能力有著重要的意義。

國外有關(guān)發(fā)動機吞水方面的研究起步較早。自1980年起，普渡大學的Tsuchiya T.和Murthy S.N.B[5-6]等人對一臺6級軸流壓氣機的吞水過程進行了一系列的研究，主要采用逐級疊加法對壓氣機吞水特性進行一維計算，考慮了水滴蒸發(fā)相變及水滴碰撞破碎等過程。結(jié)果表明，吞水對壓氣機性能有著非常顯著的影響，較小的吞水量（約1.0%，水的質(zhì)量與空氣質(zhì)量的比值）就會使壓氣機性能出現(xiàn)惡化，不同大小的水滴對壓氣機性能也有著不同的影響。2000年，Santa[7]通過建立數(shù)學模型對燃氣輪機吞水過程進行計算研究并指出，水滴的蒸發(fā)增加了水氣混合物的體積分數(shù)，導致壓氣機進口空氣質(zhì)量流量的減??；隨著吞水量的增加，壓氣機的失速裕度和工作穩(wěn)定性都呈現(xiàn)出降低的趨勢，同時發(fā)動機在加速或功率增加的情況下，水滴的攝入可能會導致燃燒室熄火。2005年前后，劍橋大學的Williams和Young[8-9]對一臺四級軸流壓氣機進行了一系列的噴水實驗，分析了水滴顆粒運動規(guī)律以及噴水量、粒徑大小等因素對壓氣機性能的影響。通過對實驗結(jié)果進行分析后發(fā)現(xiàn)，對于低工況的小型壓氣機，水在壓氣機中停留時間很短，蒸發(fā)不充分，由此引起的工質(zhì)物性的變化可以忽略；較小的吞水量對壓比幾乎沒有影響，當吞水量升高時壓比下降明顯。2008年，英國Cranfield大學的Theoklis Nikolaidis[10]等人對某1.5級壓氣機吞水過程進行了數(shù)值研究，分析了壓氣機吞水過程中葉表形成的水膜對壓氣機性能的影響，結(jié)果表明水膜使葉表的粗糙度增加，壓氣機的等熵效率、總壓比及質(zhì)量流量等性能參數(shù)并隨著水膜的出現(xiàn)而降低。

國內(nèi)方面，張海、孫蘭昕等人從熱力學基本方程出發(fā)，建立了壓氣機濕壓縮過程的數(shù)值計算模型，并對兩相流動過程中水滴顆粒運動及蒸發(fā)作用進行了詳細的研究[11-12]。楊璐、柴柏青[13-14]等人對壓氣機濕壓縮過程進行了數(shù)值研究，相較于濕壓縮過程，在雨天環(huán)境下壓氣機的吞水量和水滴直徑都更大，吞水過程對壓氣機性能的影響與濕壓縮過程的影響會有所不同。國內(nèi)關(guān)于航空發(fā)動機吞水的數(shù)值研究較少，目前還沒有一套完整的數(shù)值研究理論。本文應(yīng)用濕壓縮氣液兩相流理論，在較大的吞水量和水滴粒徑下對壓氣機性能變化進行數(shù)值研究。

本文基于ANSYS CFX軟件，采用歐拉-拉格朗日多相流模型，對NASA Stage35跨音級軸流壓氣機在不同吞水情況下的壓縮過程進行數(shù)值模擬。選擇比較適合葉輪機械流場計算的標準湍流模型，考慮了水滴的蒸發(fā)作用，采用水滴氣動破碎CAB模型，水滴碰壁破碎模型及水滴阻力模型，水滴顆粒直徑服從Rosin-Rammler液滴分布規(guī)律，通過比較干空氣流通及不同吞水情況下壓氣機進口流量、壓比及效率等性能參數(shù)的變化，分析吞水對壓氣機性能的影響規(guī)律，并通過內(nèi)部流場流動分析揭示吞水影響機制。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

NASA Stage35為跨音速單級軸流式壓氣機，工作葉片數(shù)目為36，靜子葉片數(shù)目為46，額定轉(zhuǎn)速17 188轉(zhuǎn)/分。計算域通道網(wǎng)格采用多塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在通道內(nèi)、進口和出口采用H型網(wǎng)格，葉片周圍選用O型網(wǎng)格。對局部計算域進行網(wǎng)格加密，計算模型如圖1所示。本文計算了葉柵中部沿葉根到葉頂?shù)目倝悍植?，圖2給出了兩種網(wǎng)格數(shù)量（62萬和136萬）條件下的變化曲線。由圖可見，兩種網(wǎng)格數(shù)量下表面壓力分布曲線基本重合，誤差較小，因此在后續(xù)的數(shù)值計算中采用的網(wǎng)格數(shù)為62萬，其中工作葉片區(qū)域網(wǎng)格數(shù)為34萬，靜止葉片區(qū)域網(wǎng)格數(shù)為28萬。

圖1 NASA Stage35幾何模型和網(wǎng)格結(jié)構(gòu)Fig.1 Computational geometric model and grids for NASA Stage35

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.2 Grid independence validation

1.2 數(shù)值方法

本文采用ANSYS CFX軟件中的歐拉-拉格朗日多相流模型，即用歐拉法求解空氣與水蒸氣混合氣體的連續(xù)相控制方程，用拉格朗日法對離散項水滴顆粒的運動規(guī)律進行追蹤，并通過質(zhì)量、動量和能量源項對連續(xù)相和離散項間的相互作用進行耦合，以控制兩相之間的質(zhì)量交換、動量交換及能量交換等。

1.2.1 連續(xù)相控制方程

空氣和由水滴蒸發(fā)生成的水蒸氣組成的混合氣體構(gòu)成了連續(xù)相，采用歐拉法求解其控制方程，連續(xù)相的三大控制方程質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程及能量守恒方程分別為：

式中，源項Sm表示從離散相到連續(xù)相的質(zhì)量傳輸，是外部體積力即動量源項；Sh為熱量源項。

1.2.2 離散項控制方程

在氣液兩相流動中，作用在水滴顆粒上的力比較復雜，主要有氣動曳力、重力、虛擬質(zhì)量力和壓力梯度力等，另外在旋轉(zhuǎn)的氣流中，水滴還因轉(zhuǎn)動而受到離心力和科氏力的作用。由于壓氣機的高速旋轉(zhuǎn)，重力作用產(chǎn)生的浮力相較于慣性力（離心力和科氏力）是小量；而且水滴離散相的密度比氣體連續(xù)相介質(zhì)要大得多，虛擬質(zhì)量力和壓力梯度力的作用比較小，可以忽略。因此，在本研究中主要考慮氣動曳力和慣性力對水滴顆粒運動的影響，在拉格朗日坐標系下，水滴顆粒的運動方程為：

式中，為氣動曳力；為慣性力；其計算公式分別為：

式中，為旋轉(zhuǎn)速度；u→為氣流速度；為位置向量。

水滴顆粒傳熱方程：

式中，Cw為液相的比熱；TP為液滴溫度；λ為連續(xù)相氣體介質(zhì)的熱傳導速率；dmp/dt為液滴蒸發(fā)速率；hfg為液滴的蒸發(fā)潛熱；Nu為努塞爾數(shù)。對于式（7），等號右邊第一項為離散相與連續(xù)相之間的對流換熱量，右邊第二項為離散相的蒸發(fā)潛熱量。

水滴在壓氣機內(nèi)部的蒸發(fā)過程中，其蒸發(fā)強度同時受到壓力和溫度的影響。依據(jù)蒸發(fā)強度的不同，可將蒸發(fā)分為沸騰態(tài)的強制對流蒸發(fā)和未飽和態(tài)的自然對流蒸發(fā)。本文采用Antoine方程確定飽和蒸汽壓力，其表達式為：

式中系數(shù)A，B，C可由相關(guān)文獻[15]獲得。

液相溫度是否高于沸點，蒸發(fā)模型所采用的質(zhì)量傳遞關(guān)系是不同的。當水滴溫度高于沸點時，水滴蒸發(fā)速率由強制對流換熱決定：

當水滴溫度低于沸點時，其蒸發(fā)速率為：

式中，ρV和DV分別代表蒸汽的密度和擴散系數(shù)；MV和M則分別表征水蒸氣和混合氣體的摩爾質(zhì)量；fw和f代表液態(tài)水和氣態(tài)水的摩爾分數(shù)；Sh為Sherwood數(shù)，其表達式為：

1.2.3 水滴氣動作用模型

1）水滴氣動破碎

相較于空氣，液態(tài)水滴具有較大的慣性，與氣流之間必然存在著相對速度，特別是對于粒徑較大的水滴，當相對速度足夠大時水滴有可能發(fā)生形變甚至破碎。水滴的破碎形態(tài)是由氣動曳力和表面張力共同決定的，可以用無量綱數(shù)——液滴韋伯數(shù)Wew作為判斷準則，韋伯數(shù)Wew定義為液滴氣動曳力和表面張力的比值，公式如下：

式中，為氣流速度；，dw分別為水滴速度和水滴直徑；σw為水滴表面張力系數(shù)。

當韋伯數(shù)Wew達到一定范圍時，水滴破碎呈現(xiàn)出不同的破碎形態(tài)，水滴破碎形態(tài)如表1所示：

表1 不同韋伯數(shù)下的破碎形態(tài)Tab.1 Different breakup regimes for different Weber number

因此本文利用CAB（CascadeAtomizationandBreakup）破碎模型來模擬氣動變形與破碎現(xiàn)象。

2）水滴撞壁模型

水滴還會與葉片壁面發(fā)生碰撞，Bai[16]等人對水滴撞擊壁面后的形態(tài)進行了詳細的研究，發(fā)現(xiàn)韋伯數(shù)Wep是水滴撞壁后形態(tài)分布的主要判斷準則。

式中，是水滴撞擊壁面的法向速度，根據(jù)Wep的大小，水滴撞擊固體壁面后的形態(tài)可劃分為粘附、反彈、鋪展及飛濺破碎（圖3所示），水滴撞壁后形態(tài)判斷如表2所示。

圖3 水滴顆粒撞壁后的破碎形態(tài)Fig.3 Water droplets broken form after impacting the wall

表2 不同韋伯數(shù)下水滴碰撞破碎的形態(tài)Tab.2 Different breakup regimes for different impact Weber number

其中，Wep是水滴破碎臨界的韋伯數(shù)，可由下式表示：

式中，Aw是與葉片表面粗糙度有關(guān)的系數(shù)；La為Laplace數(shù)：

液滴在撞擊壁面后會破碎為多個小液滴，將其簡化為受液滴沖擊角(αim)決定：

3）水滴間碰撞模型

水滴在隨氣流的運動過程中，會引起水滴之間的相互碰撞，對水滴顆粒的狀態(tài)和變化都有一定影響，因此，采用液滴碰撞模型（Stochastic particle-particle collision model）對顆粒間的相互作用進行模擬。

1.3 評價指標

在液態(tài)水吞入過程中，當吞水量和水滴粒徑較大時，由水滴與葉片間的碰撞產(chǎn)生的動量傳遞對壓氣機壓縮功的影響是不可忽略的。壓氣機工作葉片的扭矩包括濕空氣的扭矩Ta和水滴撞擊葉片壁面所產(chǎn)生的額外扭矩Tw。其中，Ta可以由數(shù)值計算結(jié)果得到，Tw則可根據(jù)水滴與壁面作用產(chǎn)生的壁面壓力計算得出，具體如下：

式中，r為計算網(wǎng)格的節(jié)點半徑；p(r)為水滴撞擊壁面產(chǎn)生的壁面壓力；a為網(wǎng)格寬度；Nblade為動葉的個數(shù)；C為網(wǎng)格區(qū)域，則壓氣機總扭矩為：

根據(jù)文獻[10]，壓氣機壓縮效率定義為：

式中，W1，W2分別為等熵壓縮功和實際壓縮功；和分別為進出口空氣總焓；為進口總溫；和分別為進出口總壓；ω為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速；min為進口空氣流量；Cpa為空氣比熱1 006.43；γa為空氣比熱比1.4。

1.4 噴水設(shè)置

根據(jù)氣象統(tǒng)計[17]，一般在小雨天氣里，雨滴的顆粒直徑在100μm至500μm之間，大雨天氣里，雨滴直徑在500μm至2 000μm之間。因此，顆粒直徑應(yīng)在上述范圍內(nèi)選取。為比較不同水滴顆粒直徑的影響，數(shù)值模擬中選擇500μm和1 000μm兩個水滴直徑。水滴顆粒直徑服從Rosin-Rammler分布特性：

式中，de為平均的顆粒直徑，d為特定的顆粒直徑，γ為顆粒直徑分布參數(shù)，R表示直徑大于d的顆粒的質(zhì)量分數(shù)，并且0≤R≤1。在這里γ的范圍是1.5到3.0，圖4給出了平均直徑為500μm的顆粒累計質(zhì)量分數(shù)。

圖4 不同直徑顆粒累計質(zhì)量分數(shù)Fig.4 Cumulative mass fraction of different diameters particles

本文中設(shè)定顆粒直徑分布參數(shù)γ=2.0，水滴初速度為50m/s，溫度為288.15K，且垂直進口方向射入。按照航空發(fā)動機適航標準[18]，同時考慮到“Scoop”現(xiàn)象[19]的影響，本文選定最大噴水量為12%。此外，在壓氣機不同工況下，同樣的吞水條件對其性能的影響也是不同的，所以本文選擇了壓氣機100%轉(zhuǎn)速和90%轉(zhuǎn)速兩個工況進行研究。

2 結(jié)果與討論

2.1 干空氣與不同吞水條件下壓氣機特性比較

圖5給出了在不同轉(zhuǎn)速以及不同吞水條件下的壓氣機特性曲線。從圖中可以看出，相較于干空氣，在較大吞水量和水滴粒徑的條件下，壓氣機的壓比和效率都在一定程度上降低了，其中效率下降的程度更嚴重。在100%轉(zhuǎn)速工況下，壓氣機吞水后壓比下降幅度較小，最大降幅僅為1%；而效率降幅較大，當吞水量為12%時效率下降最大，幅度可達10%；在6%吞水量的條件下，與1 000μm水滴粒徑相比，500μm水滴粒徑下壓氣機的效率在接近失速邊界段要更高，而在接近堵塞邊界段則更低，但總體上兩條曲線相差不大?？梢园l(fā)現(xiàn)吞水對壓氣機壓比的影響較小，對效率的影響較大，這與Williams[8-9]等人的實驗結(jié)果相符；另外，吞水量越大效率下降越明顯，而不同水滴粒徑對效率變化的影響不明顯。此外，90%轉(zhuǎn)速下效率和壓比下降的幅度與100%轉(zhuǎn)速下相差不大；在6%吞水量的條件下500μm顆粒和1 000μm顆粒的兩條效率曲線也幾乎重合，表明低轉(zhuǎn)速下顆粒直徑對效率的影響更小，因此水滴顆粒的大小對壓氣機效率及壓比影響較小，而吞水量是影響壓氣機性能的重要因素。

圖5 Stage35在不同吞水條件下與干空氣流通特性對比曲線Fig.5 Characteristic diagram of Stage35 with dry air flow characteristics and water ingestion compression

2.2 不同吞水條件下壓氣機特性分析

由前面分析可以發(fā)現(xiàn)，相較于干空氣流通時，吞水時壓氣機的壓比和效率都出現(xiàn)不同程度的下降，接下來詳細分析吞水量和水滴粒徑對壓氣機性能參數(shù)的影響。圖6和圖7分別給出了100%轉(zhuǎn)速的工況中不同吞水條件下壓氣機進氣流量和總壓比惡化率的曲線。進口空氣質(zhì)量流量和總壓比的惡化程度都隨吞水量的增加而增大，但惡化率總體較低，都低于1.0%；當水滴顆粒直徑為500μm時，進口流量和壓比的惡化程度都更嚴重。這是因為水滴在氣流中具有較大的滑移速度，氣流也會相應(yīng)的受到水滴顆粒的阻力作用。在吞水量一定的前提下，平均粒徑越小則顆粒數(shù)量越多，水滴的總表面積和橫斷面投影面積也越大。隨顆粒數(shù)量的增多，水滴產(chǎn)生的空氣阻力增大，壓氣機進口流量的總壓比惡化程度也會隨之提高。

圖6 不同吞水條件進氣流量惡化曲線Fig.6 Contrast diagram of mass flowrate deterioration under different water ingestion cases

圖7 不同吞水條件下總壓比惡化曲線Fig.7 Contrast diagram of pressure ratio deterioration under different water ingestion cases

由圖8和9可以發(fā)現(xiàn)，水滴產(chǎn)生的額外扭矩和效率惡化程度都隨著吞水量的增加而增大；在高轉(zhuǎn)速和大顆粒的條件下，壓氣機所產(chǎn)生的額外扭矩和實際耗功的增長趨勢也不斷加快，致使效率惡化程度的快速提升。圖8顯示，100%轉(zhuǎn)速1 000μm的水滴顆粒下壓氣機效率惡化率達到了7.5%。隨著吞水量的增加，撞擊葉片表面的水滴數(shù)量不斷增多，作用在葉表的壓力也不斷上升，因此壓氣機產(chǎn)生了更多的額外扭矩；在相同的水滴初始速度下，粒徑較大的水滴具有更大的動量，和壁面作用后與葉片交換的動量也更大，因此在葉表產(chǎn)生更大的扭矩；高轉(zhuǎn)速下水滴與葉片的相對速度較大，水滴撞擊葉片壁面的作用更強烈，產(chǎn)生更大的壓力，扭矩也隨轉(zhuǎn)速的增加而增大；額外扭矩的增大還會使壓氣機實際耗功增加，最終導致壓氣機效率出現(xiàn)惡化。可以說明，在較大的水滴顆粒直徑下，水滴與葉片的碰撞會對壓氣機性能產(chǎn)生較大的影響。

圖8 不同吞水條件水滴產(chǎn)生的扭矩Fig.8 Contrast diagram of increased water torque under different water ingestion cases

圖9 不同吞水條件效率惡化曲線Fig.9 Contrast diagram of efficiency deterioration under different water ingestion cases

2.3 不同吞水條件下動葉S1流面流動參數(shù)比較

通過對不同吞水條件下壓氣機內(nèi)部流場作進一步分析，來探究吞水對壓氣機性能的影響機理。圖10給出了在不同的吞水條件下，動葉98%葉高處S1流面馬赫數(shù)分布圖。

圖10 動葉98%葉高處S1流面馬赫數(shù)分布Fig.10 Mach Number distribution of 98% span on rotor blade to blade surface

Stage35為跨音速軸流壓氣機，由動葉98%葉高S1流面馬赫數(shù)分布情況可以看出，在靠近葉片前緣處的流道中產(chǎn)生了激波，激波后面氣流速度的驟降導致了低能區(qū)域的產(chǎn)生。在較大吞水量的條件下，流道中低能區(qū)域的面積增大，氣流馬赫數(shù)進一步降低，說明液態(tài)水的吞入使得靠近葉頂區(qū)域的氣流流場進一步惡化；當水滴粒徑為1 000μm，吞水量為6%時，流道中低能區(qū)域的面積最大；吞水量6%，水滴直徑500μm和吞水量2%，水滴直徑1 000μm的條件相比，低能區(qū)域的面積更小一些，說明在較大的吞水量及粒徑的條件下，葉頂流場的惡化程度更大，致使葉頂氣流的流動損失增加，壓氣機進口質(zhì)量流量和總壓比惡化程度更嚴重。

圖11給出了壓氣機葉柵98%葉高處S1流面靜溫分布?？梢钥闯觯诟煽諝饬魍ㄟ^程中，氣流的靜溫從進口到出口逐漸上升，空氣受壓氣機壓縮做功溫度升高，特別是受激波的作用，在葉片吸力面位置處形成高溫區(qū)域，和激波前的氣流溫度相差約100K。當吞入大量的水滴后，激波后的高溫區(qū)域的溫度和面積有增大的趨勢，靜葉流道中也有部分區(qū)域溫度升高；水滴初始溫度較低，并且水滴在流道中會產(chǎn)生蒸發(fā)吸熱的作用，但是相較于干空氣，吞水后流道氣流溫度上升較快。這是由于壓氣機中因水滴而產(chǎn)生的氣流阻力和碰撞損耗使氣流的不可逆損失增加，其損耗造成的溫升要大于水滴蒸發(fā)作用產(chǎn)生的溫降，特別是對于較大吞水量和水滴粒徑。水滴粒徑較大時，水滴在壓氣機中蒸發(fā)作用不明顯，由此對氣流產(chǎn)生的溫降很小，最終導致氣流溫度上升過快，也進一步說明在單級壓氣機吞水過程中，直徑較大的水滴顆粒在氣流中蒸發(fā)作用很??；然而，對于多級壓氣機，前面級中水滴的蒸發(fā)作用不大，但經(jīng)過多級壓氣機對氣流做功后，后面級中氣流溫度上升較快，水滴的蒸發(fā)吸熱作用會更明顯[13]，其對壓氣機性能的影響將不可被忽略。

圖11 葉柵98%葉高處S1流面靜溫分布Fig.11 Temperature contours of 98% span on blade to blade surface

圖12和圖13分別給出了干空氣及不同吞水條件下動葉50%葉高和98%葉高葉表靜壓分布，橫坐標表示沿葉表軸向方向的相對位置，縱坐標表示靜壓數(shù)值。曲線從前緣出發(fā)，沿著葉片吸力面經(jīng)過后緣延伸到葉片壓力面，最后回到前緣位置，這一過程中葉表壓力逐漸升高；在葉片吸力面的中間區(qū)域壓力值出現(xiàn)陡增趨勢，這是因為吸力面區(qū)域有激波的存在，氣流經(jīng)過激波后速度驟降，進而引起壓力升高，產(chǎn)生逆壓力梯度區(qū)域，葉表開始出現(xiàn)氣流分離，產(chǎn)生一定厚度的分離附面層，同時氣流流動損失增加。從圖12和圖13中可以看出，相較于干空氣，在吞水條件下，50%葉高和98%葉高的前緣位置壓力有所降低，隨著吞水量的增加，前緣處壓力降低幅度增大；并且吸力面壓力升高的拐點向前緣移動，即產(chǎn)生激波的位置出現(xiàn)了前移，氣流提前發(fā)生分離。

圖12 動葉50%葉高處葉表靜壓分布Fig.12 Static pressure distribution of 50% span along blade streamwise

圖13 動葉98%葉高處葉表靜壓分布Fig.13 Static pressure distribution of 98% span along rotor blade streamwise

圖13中，98%葉高處，在水滴直徑1 000μm，吞水量為6%的條件下，吸力面處壓力升高的拐點距前緣位置最近，可以推斷此種情況下靠近葉頂?shù)膮^(qū)域最早出現(xiàn)了氣流分離，緊接著是粒徑1 000μm，2%吞水量的條件下，并且兩者曲線比較接近，最后是粒徑500μm，6%吞水量和干空氣流動的變化曲線?？傮w來看，吞水后動葉吸力面氣流分離的位置都出現(xiàn)了前移，其中1 000μm顆粒條件下前移的距離要比500μm顆粒遠一些。這是因為水滴的初速度相同，大顆粒與葉片壁面碰撞激烈，會造成更多的動量傳遞，對近壁面的氣流流動產(chǎn)生較大擾動，氣流受到擾動提前出現(xiàn)了氣流分離，導致附面層損失增加。另外，98%葉高處壓力差比50%葉高處大，說明靠近葉頂區(qū)域負載較大，且葉頂壓差在吞水后進一步增加，這樣會使葉頂處泄漏流變得更強，造成葉頂氣流損失的擴大，進而導致壓氣機性能的惡化。同樣的，當水滴粒徑較大時壓差同樣會擴大，這是因為水滴與壁面碰撞和顆粒的破碎對動葉吸力面氣流分離現(xiàn)象造成較大的影響，同時水滴的蒸發(fā)作用也會對其產(chǎn)生一定影響。

3 結(jié)論

本文利用歐拉-拉格朗日多相流模型，選擇標準k-ε湍流模型，水滴顆粒直徑服從Rosin-Rammler液滴分布規(guī)律，對NASA Stage35單級軸流壓氣機吞水過程進行了三維數(shù)值模擬，得到如下結(jié)論：

1）在壓氣機吞水過程中，壓氣機的進口流量、壓比及效率等性能參數(shù)出現(xiàn)不同程度的惡化，惡化程度隨著吞水量的提高而增大。在吞水量、水滴顆粒直徑及轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速三個影響因素中，吞水量是影響壓氣機性能的主要因素。

2）水滴與葉片壁面碰撞作用產(chǎn)生的額外扭矩與吞水量成正相關(guān)，同時還會導致壓氣機耗功的增加和效率的降低。

3）水滴的破碎和阻力對氣流造成的損耗導致了壓氣機內(nèi)部流場的惡化，使得吸力面氣流分離區(qū)域向前緣移動，葉背附面層損失增大，葉柵通流能力降低。在較大吞水量和水滴粒徑的條件下，水滴在單級壓氣機中停留時間較短，約為0.005s，蒸發(fā)吸熱作用不明顯。