串列葉柵和葉片彎曲對角區(qū)失速和葉尖泄漏流的耦合作用*

高 璽 曹志遠 鄧莉平 宋 澄 張 翔

（1.西北工業(yè)大學動力與能源學院；2.四川輕化工大學）

0 引言

級負荷的不斷增大是現(xiàn)代多級壓氣機的發(fā)展趨勢[1]。在高負荷壓氣機葉片吸力面/端壁區(qū)域存在的三維角區(qū)分離或角區(qū)失速，是影響壓氣機效率和穩(wěn)定性的重要原因之一[2-3]。

串列葉片的應用是控制葉片吸力面流動分離的有效方法之一，基本原理是附面層會在串列葉片后葉排重新生成，因此，串列葉片在增大負荷的同時不會產(chǎn)生大的流動分離[4]。串列葉片不僅可以控制流動分離，還可以通過增大氣流轉(zhuǎn)折角來增大壓氣機的級負荷，減小壓氣機的軸向距離[5]。Liu[6]等通過比較單葉片結(jié)構(gòu)和串列葉片結(jié)構(gòu)得到了高轉(zhuǎn)角串列葉片的設(shè)計方法，合理的設(shè)計能使串列葉片在實現(xiàn)高轉(zhuǎn)角、高壓比的同時，獲得比單葉片結(jié)構(gòu)更高的效率。Donald[7]等對某跨音速串列轉(zhuǎn)子進行了一系列試驗，該轉(zhuǎn)子在設(shè)計點的效率可以達到0.88，總壓升為1.77。Weber[8]等設(shè)計了1:2 形式的跨音速串列葉柵并進行了優(yōu)化與分析，試驗表明，最優(yōu)設(shè)計可以實現(xiàn)60°以上的轉(zhuǎn)折角、1.75 的靜壓升以及較低的總壓損失。Hergt[9]等在總結(jié)現(xiàn)有跨音速串列葉柵的基礎(chǔ)上，設(shè)計并優(yōu)化一種新型跨音速串列葉柵，并做了實驗研究。結(jié)果表明利用現(xiàn)代設(shè)計方法有可能實現(xiàn)高負荷、高效率的跨音速串列葉柵的設(shè)計，同時提出串列葉柵中的三維流動和二維流動效應應該成為未來的研究重點。

雖然串列葉片能實現(xiàn)更高的級負荷，但仍有角區(qū)分離存在，并且會存在與一般葉柵不同的泄漏流結(jié)構(gòu)[10-11]。McGlumphy[12]等在研究中提到在串列轉(zhuǎn)子前葉排和后葉排的端壁/吸力面角區(qū)存在回流，會限制串列轉(zhuǎn)子效率的提升。Zhang[13]等在串列葉柵耦合端壁抽吸的研究中發(fā)現(xiàn)在串列葉柵前葉片通道中會有嚴重的角區(qū)失速。Kumar[14]等在對串列轉(zhuǎn)子的試驗研究中發(fā)現(xiàn)串列轉(zhuǎn)子會在前葉排和后葉排分別形成一個泄漏渦，并且會在下游匯合成一個更大的渦。Han[15]等發(fā)現(xiàn)跨音速串列轉(zhuǎn)子的失速主要與葉尖泄漏流和靠近葉尖的間隙噴射有關(guān)，且前葉排的間隙大小是影響串列轉(zhuǎn)子失速的主要因素。目前針對串列葉柵角區(qū)分離與葉尖泄漏流的研究較少，對其流動機理認識還不清楚，需要進一步的研究。

目前針對改善串列葉柵流場控制技術(shù)的研究較少，現(xiàn)有的方法包括端壁抽吸[13]、彎掠和傾斜葉片優(yōu)化[16]等技術(shù)。

葉片彎曲作為一種能控制角區(qū)分離的被動控制方法，已經(jīng)得到了廣泛的研究[17]?，F(xiàn)有研究表明葉片彎曲可以改變?nèi)~片靜壓分布、控制二次流來達到控制壓氣機內(nèi)流動分離的目的[18-20]。Kan[21]等對葉片彎曲對角區(qū)失速的控制研究中發(fā)現(xiàn)彎曲葉片通過改變?nèi)~柵的壓力梯度來控制葉柵中渦結(jié)構(gòu)的影響范圍，改變渦結(jié)構(gòu)向低能流體的輸運過程，進而影響流動損失的質(zhì)量流量分布。Weingold[22]等通過對某壓氣機的數(shù)值模擬和實驗,考察了彎曲靜葉對壓氣機靜子端壁損失的影響。結(jié)果表明,彎曲靜子在流場中產(chǎn)生的徑向力延緩和消除角區(qū)分離的形成，進而減小損失，增大轉(zhuǎn)折角。Seo[23]等應用彎掠耦合，提高了某低速風扇的總效率，同時也明顯提高了該風扇在非設(shè)計點的性能。Cao[24]等為了提高高負荷壓氣機葉柵的性能，研究了正反彎對流場的影響，結(jié)果表明，正彎能有效控制角區(qū)分離，但會使葉中流場惡化。雖然彎曲技術(shù)已經(jīng)在單葉片中得到了廣泛的研究，但是目前僅在Zhang[16]的研究中看到了三維葉片技術(shù)在串列葉柵中的應用。從現(xiàn)有文獻來看，彎曲葉片在串列葉柵中的應用還很少見，串列葉片耦合彎曲能否在增大級負荷的同時，降低角區(qū)分離需要進一步研究。葉片彎曲可以改變?nèi)~片端壁負荷，從而影響泄漏流的結(jié)構(gòu)，串列葉片的泄漏流結(jié)構(gòu)又與一般葉柵不同，因此串列葉片耦合彎曲對泄漏流結(jié)構(gòu)的影響也需要進一步研究。

串列葉片能有效增大壓氣機的級負荷，但是角區(qū)分離等會限制串列葉片效率和負荷的進一步提升，而葉片彎曲能抑制角區(qū)分離。為了能在增大葉片負荷的同時，降低角區(qū)分離帶來的損失，串列葉片耦合彎曲的研究是十分必要的。本文主要的研究內(nèi)容是串列葉片耦合彎曲對角區(qū)分離和泄漏流的影響。

1 串列葉柵的幾何參數(shù)及氣動參數(shù)

本文研究的原始高負荷串列葉柵的幾何定義如圖1 所示，表1 給出的是串列葉柵的幾何參數(shù)和氣動參數(shù)。本文中串列葉柵的數(shù)值模擬的設(shè)計進口馬赫數(shù)為0.6，雷諾數(shù)為8×105。二維設(shè)計工況下原始串列葉柵的擴散因子為0.59。

圖1 串列葉柵幾何及定義Fig.1 Schematic and definitions of tandem cascade

表1 幾何及氣動參數(shù)Tab.1 Geometric parameters and aerodynamic parameters

2 數(shù)值模擬方法和試驗驗證

本文基于周期性假設(shè)，對高負荷串列葉柵進行了單通道的數(shù)值模擬研究。葉柵通道網(wǎng)格采用NUMECA FINE/TURBO軟件包中的AUTOGRID生成的“O-4H”網(wǎng)格拓撲結(jié)構(gòu)，葉片附近和葉尖間隙處采用“O”型網(wǎng)格。串列葉柵數(shù)值模擬域的進口設(shè)置為葉柵前緣上游1 倍軸向弦長處，出口設(shè)置為葉柵尾緣下游2 倍軸向弦長處。葉柵網(wǎng)格拓撲如圖2所示。

圖2 串列葉柵葉片吸力面/端壁/葉尖間隙網(wǎng)格Fig.2 Blade&endwall surface/Tip clearance mesh of baseline tandem cascade

本文數(shù)值模擬采用的湍流模型是SST K-ω 模型。進口邊界給定總溫、總壓、進口氣流角和1%的湍流強度，出口邊界采用靜壓。

如圖3 所示，串列葉柵葉片表面和近端壁的y+在1附近，表明葉柵近壁面的網(wǎng)格尺寸符合所選湍流模型的要求。

圖3 串列葉柵葉片表面和端壁y+云圖Fig.3 y+contours near blade and endwall surfaces of baseline tandem cascade

為了檢驗網(wǎng)格無關(guān)性，對不同網(wǎng)格數(shù)的原始串列葉柵進行數(shù)值模擬，選用的網(wǎng)格數(shù)范圍為50 萬到700萬。圖4比較了不同網(wǎng)格數(shù)葉柵的總壓損失系數(shù)，總壓損失系數(shù)以300 萬網(wǎng)格葉柵的總壓系數(shù)為基準進行了歸一化處理，結(jié)果表明網(wǎng)格數(shù)超過200 萬時，隨著網(wǎng)格數(shù)增大，總壓損失系數(shù)變化不大。經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性校驗，本文選用的葉柵網(wǎng)格數(shù)為300萬。式1給出了總壓損失系數(shù)的定義，Pt1是葉柵進口總壓，Pt2是葉柵出口總壓（本文計算葉柵總壓損失的出口截面選為串列葉柵尾緣下游1倍軸向弦長處），P1是葉柵進口靜壓。

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.4 Validations of grid independence

本文研究的是自行設(shè)計的串列葉柵，缺乏實驗數(shù)據(jù)。因此，本文對南京航空航天大學徐雕[25]的串列葉柵進行數(shù)值模擬并進行驗證。串列葉柵表面靜壓系數(shù)（Cp）的數(shù)值模擬結(jié)果和試驗結(jié)果的比較如圖5 所示。結(jié)果表明，數(shù)值模擬結(jié)果和試驗結(jié)果比較吻合，說明本文采取的數(shù)值模擬方法是比較準確的。表面靜壓系數(shù)的定義如式2所示，Pt1是葉柵進口總壓，P1是葉柵進口靜壓，ρ1是葉柵進口氣流密度，V1是葉柵進口氣流速度。

圖5 原始串列葉柵數(shù)值模擬和試驗結(jié)果對比[25]Fig.5 Comparison of numerical results and experimental results of baseline tandem cascade[25]

3 串列葉柵的彎曲設(shè)計

本文為了探究葉片彎曲和串列葉柵對葉柵流場的耦合作用，在保持串列原始葉柵不變的基礎(chǔ)上，設(shè)計兩種正彎彎角，分別為20°和40°。彎角的定義如圖6 所示，葉片從吸力面朝著壓力面的彎曲定義為正彎。

本文在圖6 的基礎(chǔ)上，針對不同彎角的葉片，還設(shè)計了只讓前排葉片彎曲（F）和只讓后排葉片彎曲（A）兩種不同的彎曲形式，研究不同彎角、不同彎曲形式對串列葉柵流場的影響規(guī)律。

圖6 串列葉柵幾何示意圖Fig.6 Geometry of tandem cascades

4 結(jié)果與討論

4.1 葉片彎曲對不帶葉尖間隙串列葉柵流場的影響

從圖7葉柵總壓損失系數(shù)圖中可知，葉片彎曲能有效降低葉柵的總壓損失，Bow20工況使總壓損失降低了37.6%。圖7中的總壓損失是以原始葉柵的總壓損失為基準，負值表示總壓損失低于原始葉柵的數(shù)值，正值與之相反。為了進一步研究葉片彎曲對不帶葉尖間隙串列葉柵流場的影響，本節(jié)研究了原始葉柵、葉片彎角為20°（Bow20）和葉片彎角為40°（Bow40）三個串列葉柵的流場。

圖7 相對總壓損失系數(shù)Fig.7 Relative total pressure loss coefficient

在原始的直列葉柵中（圖8（a）），靜壓系數(shù)云圖等值線在靠近吸力面處是彎曲的，且靠近吸力面處端壁靜壓大于葉柵中部。葉片正彎曲后（圖8（b）和圖8（c）），靜壓系數(shù)云圖的等值線幾乎是直的且垂直于端壁，葉片吸力面壓力分布呈兩端高，中間低的“C”型分布。從靜壓系數(shù)云圖可知，20°正彎后，葉中負荷較原始增大。

圖8 8.4%軸向弦長處靜壓系數(shù)云圖Fig.8 Static pressure coefficient counters at 8.4%axial chord

圖9 展示的是不同工況下串列葉柵近端壁和吸力面處的靜壓系數(shù)云圖和極限流線。在原始葉柵中，串列葉柵前排葉片存在嚴重的角區(qū)失速，從吸力面和端壁極限流線可知，在前排葉片角區(qū)有回流現(xiàn)象。從吸力面靜壓系數(shù)云圖可知，在前排葉片尾緣處，由于角區(qū)失速的存在，葉中靜壓大于端壁。在后排葉片吸力面處幾乎沒有分離，這是由于兩排葉片間隙的射流使后排葉片表面附面層重新生成。

葉片正彎能有效抑制角區(qū)失速的發(fā)生，兩個葉片都彎曲，且彎角為20°時，葉柵總壓損失最大降低了37.6%。葉片正彎曲后（圖9（b）和圖9（c）），端壁回流消失，前排葉片吸力面角區(qū)分離線幾乎消失，表明吸力面角區(qū)失速得到有效的抑制；但葉柵前排葉片尾緣分離線前移，表明前排葉片尾緣分離明顯增大。由靜壓系數(shù)云圖可知，彎角越大，葉片正彎對吸力面沿葉展的靜壓系數(shù)分布與端壁橫向壓力梯度影響越大。彎角為40°時，葉柵前排葉片尾緣端壁靜壓大于葉中靜壓，且端壁二次流強度也大于原始葉柵和Bow20 工況。雖然葉片正彎后端壁二次流強度增大，但是并未引起比較嚴重的角區(qū)失速，這是由于葉片正彎后增大了吸力面與端壁的夾角，減弱了端壁低能流體與吸力面低能流體在角區(qū)處的堆積，從而有效抑制了角區(qū)分離的再次形成。

圖9 串列葉柵吸力面和端壁靜壓系數(shù)云圖和極限流線Fig.9 Static pressure coefficient&limiting streamlines on suction surface and endwall of tandem cascade

不同工況下串列葉柵端壁和葉中的表面靜壓系數(shù)分布如圖10到圖12所示。葉片彎曲對葉片沿展向的壓力梯度有明顯的作用。彎角越大，展向的壓力梯度越大。

圖10 表面靜壓系數(shù)分布（Baseline）Fig.10 Static pressure coefficient distribution

圖11 表面靜壓系數(shù)分布（Bow20）Fig.11 Static pressure coefficient distribution（Bow20）

圖12 表面靜壓系數(shù)分布（Bow40）Fig.12 Static pressure coefficient distribution（Bow40）

圖13 葉柵尾緣下游50%軸向弦長處損失系數(shù)沿展向分布Fig.13 Loss coefficient distribution along spanwise at 50%axial chord downstream of cascade trailing edge

圖13是葉柵尾緣下游50%軸向弦長處損失系數(shù)沿葉展的分布。因為葉片彎曲能有效降低葉柵前排葉片處的角區(qū)失速，所以圖13中0.6到1葉展處的總壓損失系數(shù)明顯降低，且彎角越大，靠近端壁處的總損失降低得越多，葉中損失增大得越多。這是因為隨著角區(qū)失速的抑制，前排葉片及葉柵的擴壓能力都增大，因此前排葉片尾緣分離增大。

由于角區(qū)失速的存在，原始葉柵（圖14（a））尾緣下游50%軸向弦長處存在很大的低速區(qū)。采用彎曲葉片后（圖14（b）），角區(qū)低速區(qū)范圍明顯減小，但由于葉柵前排葉片尾緣分離的增大，葉中低速區(qū)范圍增大。葉片彎曲影響了整個葉柵的速度分布，由于角區(qū)失速得到抑制，整個葉柵的流通能力增強，主流區(qū)馬赫數(shù)相比于原始葉柵減小，葉柵的擴壓能力增強。

圖14 葉柵尾緣下游50%軸向弦長處馬赫數(shù)云圖和二次流Fig.14 Mach number contours and secondary flow vectors at 50%axial chord downstream of cascade trailing edge

4.2 不同彎曲方案對不帶葉尖間隙串列葉柵流場的影響

本節(jié)研究了串列葉柵中只有一個葉片采用彎曲對葉柵流場的影響。由于兩個葉片都采用20°彎角時能取得較好的控制效果，本節(jié)采用20°彎角，對串列葉柵只有一個葉片彎曲對串列葉柵流場的影響進行研究，前葉排彎曲的工況為Bow20-F，后葉排彎曲的工況為Bow20-A。

與圖8（a）的原始葉柵相比，后排葉片彎曲的Bow20-A工況的靜壓系數(shù)云圖與等值線變化不大，而前排葉片彎曲的Bow20-F 工況與圖8（b）相似，說明只有后排葉片彎曲對前排葉片的流場影響不大。

圖15 8.4%軸向弦長處靜壓系數(shù)云圖Fig.15 Static pressure coefficient counters at 8.4%axial chord

與圖9（b）相比，只有前排葉片彎曲的Bow20-F 工況（圖16（a））也能有效抑制前排葉片通道中的角區(qū)失速，但是后排葉片角區(qū)部分會產(chǎn)生強于Bow20工況的角區(qū)分離。這是由于前排葉片彎曲后，端壁二次流增強，而后葉排未彎曲，因此后排葉片端壁低能流體在角區(qū)處的堆積加劇，從而產(chǎn)生較弱的角區(qū)分離，而后排葉片也彎曲后會抑制新產(chǎn)生的角區(qū)分離，使得葉柵的損失進一步降低。

與圖9（a）相比，只有后排葉片彎曲的Bow20-A工況（圖16（b））對前排葉片的影響較小，雖然略降低了前排葉片的尾緣分離，但不能控制前排葉片通道中的角區(qū)失速，還會加劇后排葉片的尾緣分離，從而使葉柵的損失增大。

圖16 串列葉柵吸力面和端壁靜壓系數(shù)云圖和極限流線Fig.16 Static pressure coefficient&limiting streamlines on suction surface and endwall of tandem cascade

由圖17（a）不同工況下50%葉展處的表面靜壓系數(shù)分布可知，Bow20-F工況葉中靜壓分布與Bow20工況的葉中靜壓分布相似。Bow20-A 工況對前排葉片葉中的靜壓分布影響不大，只是使前排葉片尾緣的負荷降低，從而使前排葉片尾緣分離稍有降低。Bow20-A工況主要是使得后排葉片葉中負荷增大，增大了后排葉片葉中的逆壓梯度，使得后排葉片尾緣流場惡化。

由5%葉展處的靜壓系數(shù)分布圖（圖17（b））可知，Bow20-F 工況前排葉片的葉中靜壓分布與Bow20 工況的葉中靜壓分布相似，前排葉片尾緣受后排葉片影響較大。Bow20工況由于后排葉片也是彎曲的，后排葉片5%葉展處的負荷低于Bow20-F 工況，因此后排葉片角區(qū)分離會更小一些。相比于原始工況，Bow20-A工況對近端壁靜壓分布影響較小。

圖17 靜壓系數(shù)分布Fig.17 Static pressure coefficient distribution

由圖18 損失系數(shù)沿葉展分布可知，Bow20-F 工況已經(jīng)可以有效降低近端壁處的損失。由于Bow20 工況后排葉片的彎曲也抑制了后排葉片新產(chǎn)生的角區(qū)分離，Bow20工況能更有效的降低葉柵總損失。Bow20-A工況出口端壁損失增大，并未對前葉排角區(qū)失速起到控制作用。

圖18 葉柵出口50%軸向弦長處損失系數(shù)沿展向分布Fig.18 Loss coefficient distribution along spanwise at 50%axial chord downstream of cascade outlet

從圖19的葉柵尾緣下游50%軸向弦長處的二次流和馬赫數(shù)云圖可知，Bow20-F 工況有效減弱了角區(qū)失速，使柵后主流區(qū)馬赫數(shù)降低，增大了葉柵的擴壓能力。且前葉排彎曲后，前后葉排靠近端壁處的周向距離增大，前葉排主流去一部分流體經(jīng)間隙從前排葉片壓力面流向后排葉片吸力面。這是Bow20-F 工況出口角區(qū)內(nèi)有一小片高速區(qū)的原因。

圖19 葉柵尾緣下游50%軸向弦長處馬赫數(shù)云圖和二次流Fig.19 Mach number contours and secondary flow vectors at 50%axial chord downstream of cascade trailing edge

Bow20-A工況不能減弱葉柵中的角區(qū)失速，柵后主流區(qū)馬赫數(shù)仍很高。由于后排葉片彎曲使得前后葉排葉中的周向間隔增大，前葉排主流一部分流體經(jīng)間隙從前排葉片壓力面流向后排葉片吸力面，使得前后排葉片的尾跡區(qū)不能匯合，使葉柵出口形成兩個尾跡區(qū)，且渦結(jié)構(gòu)變得復雜。

4.3 葉片彎曲對帶葉尖間隙串列葉柵流場的影響

本節(jié)為了探究葉片彎曲對帶葉尖間隙串列葉柵流場的影響，本節(jié)對葉尖間隙為0.5mm，1mm 和2mm 的串列葉柵進行了研究，分別命名為T0.5，T1和T2。彎曲葉片選取的彎角為20°（B），彎曲形式為兩個葉片都彎曲，本節(jié)選取葉柵的攻角都為0°（i0）。

由圖20的總壓損失比較可知，原始葉柵的葉尖間隙越大葉柵的總壓損失越小，但是彎曲后損失降低的也越少。采用葉片彎曲后，BT0.5-i0工況總壓損失較T0.5-i0降低27.5%，BT2-i0工況總壓損失較T2-i0工況降低3.1%。

圖20 損失系數(shù)比較Fig.20 Comparison of Loss coefficient

圖21 不同軸向弦長處損失系數(shù)云圖和三維流線Fig.21 Loss coefficient contours at different axial sections and 3D streamlines

從圖21 可知葉尖間隙越大，葉柵中的渦系結(jié)構(gòu)越復雜。葉尖間隙為0.5mm時，原始葉柵和彎曲葉柵前后排葉片形成的泄漏流最終會匯聚成一個泄漏渦。而葉尖間隙為2mm 時，結(jié)合圖22 中T2-i0 工況的三維流線可知，前排葉片的泄漏流會朝著壓力面流動，在柵后會與后排葉片的泄漏流匯合成一個靠近壓力面的泄漏渦。從圖21可知葉片彎曲對泄漏流的影響較小。

圖22 三維流線（T2-i0）Fig.22 3D streamlines（T2-i0）

通過圖10和圖23（a）的比較可知，葉尖泄漏流能有效降低上端壁的角區(qū)失速，改善葉柵上端壁的流場。由圖23（b）可知，采用彎曲葉片后，由于下端壁處的角區(qū)失速得到了抑制，葉中前排葉片尾緣分離區(qū)增大。由于泄漏流已經(jīng)有效控制了上端壁的角區(qū)失速，彎曲葉片沒有改變上端壁的靜壓分布，只改變了負荷大小。

圖23 靜壓系數(shù)分布Fig.23 Static pressure coefficient distribution

由圖24可知，T2-i0工況雖然由于較大的葉尖間隙會產(chǎn)生的更大的泄漏流損失，但是端壁損失更小。彎曲葉片后下端壁損失明顯降低，但上端壁損失略有增大，說明彎曲葉片能有效降低下端壁處的角區(qū)失速，但是不能控制泄漏流。

圖24 葉柵尾緣下游50%軸向弦長處損失系數(shù)沿展向分布Fig.24 Loss coefficient distribution along spanwise at 50%axial chord downstream of blade trailing edge

通過圖25（a）和圖26（a）比較，葉尖間隙越大，葉柵通道中的渦結(jié)構(gòu)越復雜，0.5mm 葉尖間隙的工況下，有一個泄漏渦和通道渦，且泄漏渦的強度不大。2mm 間隙下，前后葉排泄漏流在靠近壓力面處形成泄漏渦，靠近吸力面的是由近端壁的低能流體和一部分泄漏流匯聚成的通道渦，通道渦上部有一個由泄漏渦誘導出來渦。

圖25 葉柵尾緣下游50%軸向弦長處馬赫數(shù)云圖和二次流（0.5mm）Fig.25 Mach number contours and secondary flow vectors at 50%axial chord downstream of blade trailing edge（0.5mm）

結(jié)合圖24、圖25（b）和圖26（b）可知，葉片彎曲后，BT0.5-i0工況的上端壁渦二次流強度都降低，泄漏渦向上端壁移動，使上端壁處損失有所上升，0.7-0.8展向處損失有所降低。BT2-i0工況的泄漏渦朝著壓力面和上端壁移動，損失變化與BT0.5-i0工況相似。

圖26 葉柵尾緣下游50%軸向弦長處馬赫數(shù)云圖和二次流（2mm）Fig.26 Mach number contours and secondary flow vectors at 50%axial chord downstream of cascade trailing edge（2mm）

4.4 不同攻角下葉片彎曲對帶葉尖間隙串列葉柵流場的影響

為了探究不同攻角下彎曲葉片對帶葉尖間隙串列葉柵流場的影響，本節(jié)對葉尖間隙為2mm 的串列葉柵進行了研究，選取的攻角為0°（i0）、3°（i3）和5°攻角（i5）。由于0°攻角和3°攻角下彎曲葉片取得的效果相似，本節(jié)取0°攻角和5°攻角的工況進行研究。

圖27 葉柵尾緣下游50%軸向弦長處損失系數(shù)沿葉展分布Fig.27 Loss coefficient distribution along spanwise at 50%axial chord downstream of cascade trailing edge

由圖27 可知，攻角越大，由于葉柵負荷增大，前排葉片有非常嚴重的角區(qū)失速，不同攻角下上端壁損失變化不大，攻角越大，下端壁損失越大。5°攻角下，葉片彎曲后，0到0.2葉展處的損失減小，0.2到0.6葉展處的損失增大，上端壁處損失不變，雖然在3°攻角下彎曲依舊能控制住角區(qū)分離，但5°攻角下，葉片彎曲雖然有一定的控制效果，已經(jīng)不能完全控制角區(qū)失速。

圖28展示了葉柵尾緣下游50%軸向弦長處的二次流和馬赫數(shù)云圖。攻角為5°時，葉柵上端壁由三個渦組成，靠近葉片壓力面的是泄漏渦，靠近吸力面的是通道渦。通道渦是由通道中的低能流體和一部分葉尖泄漏流組成。在吸力面葉尖上端壁處有一個由泄漏渦誘導出來的渦。由馬赫數(shù)云圖可知，5°攻角下葉片彎曲不能控制泄漏流產(chǎn)生的損失。

圖28 葉柵尾緣下游50%軸向弦長處馬赫數(shù)云圖和二次流Fig.28 Mach number contours and secondary flow vectors at 50%axial chord downstream of cascade trailing edge

5 結(jié)論

1）葉片彎曲能有效控制高負荷串列葉柵中的角區(qū)失速，Bow20 工況使葉柵總損失最大降低了37.6%。葉片彎曲增大了端壁處的靜壓，減小了葉中的靜壓，且彎角越大，葉片沿葉展的壓力梯度越大。采用彎曲葉片后，柵后平均馬赫數(shù)降低，增大了串列葉柵的擴壓能力。

2）串列葉柵只彎曲后排葉片的方案不能控制角區(qū)失速，且后彎曲葉片的采用惡化了葉柵的流場，使葉柵損失增大。前排葉片彎曲的方案取得的效果與兩個葉片都彎曲取得的效果相似，但是葉柵損失略高于兩個葉片都彎曲的方案，這是由于前排葉片彎曲使得后排葉片產(chǎn)生角區(qū)分離，而兩個葉片都彎曲的方案將兩部分角區(qū)失速都有控制作用。Bow20-A 工況使兩個葉片葉中周向距離過大，前排葉片壓力面的流體通過間隙流向后排葉片吸力面，使葉柵后部在葉中有兩個尾跡區(qū)。Bow20-F工況由于相同的原因，在端壁角區(qū)有一個低速區(qū)中的高速區(qū)。

3）葉尖間隙能有效控制上端壁處的角區(qū)失速，且葉尖間隙越大，對角區(qū)失速的控制作用越大，葉柵損失降低得越多。葉尖間隙越大，泄漏渦的范圍越大，且距離壓力面越近。且葉尖間隙越大，上端壁區(qū)域的渦結(jié)構(gòu)越復雜，2mm 工況下的通道渦由葉柵通道中的低能流體和一部分間隙流組成。彎曲葉片對下端壁的角區(qū)失速有控制作用，對葉尖間隙渦的控制作用不明顯。

4）攻角越大，角區(qū)失速范圍和損失越大，且攻角大于一定值時，葉片彎曲已經(jīng)起不到對角區(qū)失速的控制作用,本文中3°攻角下葉片彎曲仍可以控制角區(qū)失速。且葉片彎曲對葉尖泄漏流的影響不明顯。