變寬度斜槽機匣處理對組合壓氣機的擴穩(wěn)效果研究

楊元英，安志強，李 杜，楊晶晶

(1.中國航發(fā)湖南動力機械研究所，湖南株洲 412002；2.中小型航空發(fā)動機葉輪機械湖南省重點實驗室，湖南株洲 412002)

1 引言

航空發(fā)動機制在低油耗、低成本、高推重比和高可靠性需求的推動下，其壓氣機氣動設計需要在盡可能提升效率水平、確保寬裕度的同時不斷提高平均級壓比，以便改善發(fā)動機熱力循環(huán)，減少級數、減輕質量[1]。增加壓氣機負荷水平是提高平均級壓比的一個主要手段，但高負荷設計必然使得壓氣機設計點更加靠近轉/靜子擴壓能力極限，使得壓氣機中低轉速穩(wěn)定裕度不足，這成為了高負荷壓氣機設計面臨的一個主要問題[2]。

機匣處理設計可明顯抑制甚至消除壓氣機通道近端壁區(qū)出現的流動堵塞，是當前壓氣機設計主要采用的一種擴穩(wěn)技術[2]。關于機匣處理流動控制機理及應用分析，國內外已進行了大量研究，包括機匣壁面周向環(huán)形槽、軸向/斜向槽、帶導向葉片凹槽以及附加抽吸通道的自適應循環(huán)等型式[3-5]。其中，壁面開槽型式的優(yōu)點在于結構工藝簡單、可靠性高、擴穩(wěn)效果好[6-8]。但壁面開槽會破壞整個流道面的光順性，在壓氣機通道內引入新的二次流損失，再加上凹槽內部本身也存在回流損失，這些因素可能導致壓氣機在流動較為順暢的設計點工況下損失增加、效率下降[9-10]。為此，機匣處理設計的最佳效果是在壓氣機設計點效率不降低或降低較少的同時，對壓氣機中低轉速穩(wěn)定裕度有明顯改善。

本文采用三維數值模擬方法，對高負荷軸流-離心組合壓氣機開展基于機匣處理的擴穩(wěn)設計研究。通過對組合壓氣機流場的分析，將槽式處理設置在第一級轉子對應機匣位置；同時，為盡可能減小組合壓氣機設計點效率下降、獲得較好的擴穩(wěn)效果，采用前伸出轉子葉尖前緣、寬度從前端到后端變化的斜槽結構?；谠O計結果，對變寬度斜槽機匣處理擴穩(wěn)機制進行了詳細分析。

2 研究對象

研究對象為某高負荷軸流-離心組合壓氣機。其第一級轉子采用了高負荷設計，設計點尖部擴散因子0.5以上、de Haller數接近0.6，逼近當前高負荷設計的極限值。三維計算得到的組合壓氣機90%設計轉速近峰值效率點與近喘點狀態(tài)第一級轉子98%相對葉高位置葉柵通道的馬赫數云圖見圖1，圖中同時給出了近喘點狀態(tài)低速區(qū)域對應的速度矢量圖。結果顯示，在近峰值效率點，該葉高位置雖受轉子葉尖間隙泄漏流干涉，但其進口激波并未完全脫體，激波后流動仍然比較順暢，沒有出現低速區(qū)。在近喘點，進口激波已完全脫體，可明顯看到大面積的低速流動幾乎占據了整個葉柵通道進口。進一步通過矢量圖可看出，受轉子葉尖前緣處產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)域對應的機匣內壁面采用機匣處理擴穩(wěn)設計，可通過對泄漏渦及堵塞區(qū)域的直接作用，延緩失速發(fā)生，拓寬壓氣機喘振裕度。

圖1 組合壓氣機90%設計轉速第一級轉子98%葉高葉柵通道馬赫數云圖Fig.1 The cascade passage Mach number cloud of first rotor on 98%blade height from root at 90%design speed

3 設計方案

壓氣機斜槽式機匣處理結構的主要特征參數見圖2。斜槽機匣處理設計的特征參數取值見表1。

圖2 斜槽式機匣處理主要特征參數示意Fig.2 Parameters of oblique grooves casing treatment

表1 斜槽機匣處理設計主要特征參數取值Table 1 Parameter value of oblique grooves casing treatment

為獲得好的擴穩(wěn)效果，槽道斜向與轉子葉片近似正交，α取40°；考慮工程實際中機匣厚度的限制，H取1.0 mm。以上兩者均為權衡擴穩(wěn)效果與設計點效率下降的優(yōu)選結果。槽道相對軸向長度的選取基于轉子葉尖軸向弦長，綜合L1、δX確定。采用槽道軸向前伸出轉子葉尖前緣的設計(L1=-10.5%)，以盡可能減小組合壓氣機設計點效率下降，對應L=75.7%、L2=65.1%。槽道寬度的選取綜合槽道數、槽道周向覆蓋率確定，同時為兼顧工藝可行性，還需控制槽道間最小距離(過小的槽道間距容易造成加工難度大和機匣防碰磨涂層脫落)。槽道周向覆蓋率直接決定機匣處理槽道流動與壓氣機通道流動的周向摻混面積。綜合擴穩(wěn)效果、設計點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)的設計方案，對應的B=1.47 mm。

4 數值計算方法

4.1 計算域劃分及求解設置

三維計算采用CFX單通道定常求解，各葉片排網格近壁面第一層網格尺度為0.005 mm。針對機匣處理結構，在第一級轉子機匣上方增設厚度0.02 mm 的薄片，用于輔助轉子通道計算域與機匣處理計算域之間的交界面設置(圖3)。組合壓氣機三維流場求解湍流模型選用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壁面函數法近壁面求解需求。

圖3 機匣處理三維計算域Fig.3 Numerical simulation domain of oblique grooves casing treatment

4.2 計算方法校驗

采用上述計算方法，對另一經試驗驗證過的組合壓氣機機匣處理設計進行三維計算，通過與其試驗結果的對比，校驗了本文計算方法。圖4 給出了采用機匣處理后計算和試驗獲得的組合壓氣機90%設計轉速下的主要性能參數變化量。其中，流量、壓比變化量采用比值結果，效率、流量裕度變化量采用差值結果，喘振裕度變化量采用公式(1)計算。

從圖4可看出，與試驗結果相比，三維計算獲得的喘振裕度增幅偏低2.58 個百分點，主要體現在喘點壓比增幅的差異上；峰值效率變化雖然趨勢相反，但變化幅度差異不大。綜合對比顯示，本文計算方法對斜槽機匣處理擴穩(wěn)效果的預估偏低。

圖4 基于某組合壓氣機的機匣處理計算方法校驗Fig.4 Verification of oblique grooves casing treatment using CFD calculation method

5 結果分析

5.1 性能參數對比

針對本文機匣處理設計，選取組合壓氣機設計轉速、90%設計轉速數值模擬結果，對比分析組合壓氣機及其軸流級主要性能參數和特性曲線變化。表2列出了采用機匣處理后壓氣機主要性能參數的相對變化量(表中n代表轉速)。圖5給出了機匣處理前后組合壓氣機兩個轉速下的計算特性對比，圖中的流量、壓比數據均基于設計點參數進行了模化處理。結果顯示，采用機匣處理后組合壓氣機設計點效率降低0.18 個百分點，90%設計轉速峰值效率基本沒變；兩個轉速下喘振裕度均有增大，主要體現在近喘點壓比增加，其中設計轉速近喘點壓比增加0.97%，90%設計轉速近喘點壓比增加1.90%；機匣處理改善了轉子尖部區(qū)域堵塞，使得流量特性曲線呈向右平移的趨勢。前期數值計算及試驗結果也發(fā)現，斜槽機匣處理對組合壓氣機中高轉速的擴穩(wěn)效果主要體現在喘點壓比的增加上。對于軸流級，機匣處理帶來的喘點壓比增加更明顯，90%設計轉速喘點壓比增加3.15%，峰值效率僅降低0.05個百分點。

表2 采用機匣處理后壓氣機主要性能參數的相對變化量Table 2 Relative variation of compressor performance with oblique grooves casing treatment

圖5 有無機匣處理的壓氣機特性對比Fig.5 Contrast of compressor characteristics between oblique grooves casing treatment and no casing treatment

5.2 流場分析

圖6示出了無機匣處理的組合壓氣機設計轉速、90%設計轉速近喘點第一級轉子尖部區(qū)域流場，轉子葉尖間隙泄漏流的三維流線，以及轉子98%葉高回轉面葉柵通道軸向速度小于0的區(qū)域。對比發(fā)現，在設計轉速近喘點，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%設計轉速近喘點，間隙泄漏渦受逆壓力梯度的影響，向相鄰葉片壓力面擴展，間隙泄漏渦卷攜形成了98%葉高進口段大面積回流區(qū)，對通道流動堵塞明顯；此外，間隙泄漏渦的流動速度更低，更加容易發(fā)生扭曲滯止。

圖6 組合壓氣機無機匣處理近喘點第一級轉子尖部流動Fig.6 The first rotor tip flow field near surge point of combined compressor without oblique grooves casing treatment

為明確機匣處理擴穩(wěn)機制，對采用機匣處理組合壓氣機第一級轉子內部流場進行對比分析。按圖6方法提取機匣處理組合壓氣機90%設計轉速近喘點第一級轉子尖部區(qū)域流場，見圖7。圖中還對比了有無機匣處理轉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??；同時，從轉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)展成低速堵塞團的趨勢得到了抑制。這一方面是由于機匣處理斜槽通過抽吸作用使得轉子葉尖近壓力面區(qū)域的低能流體進入槽道，緩解了該區(qū)域低能流體的堆積；另一方面是機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，抑制了低速堵塞團的生成。

圖7 90%設計轉速近喘點第一級轉子尖部流動Fig.7 The first rotor tip flow field near surge point at 90%design speed with oblique grooves casing treatment

為進一步分析變寬度斜槽機匣處理抽吸-再注入的擴穩(wěn)流動特征，提取了槽道與轉子葉片通道交接面位置徑向速度的分布，見圖8。從圖8(a)氣體徑向流入機匣處理槽道的云圖可清晰看到，在轉子葉尖近壓力面沿弦長方向呈現出由葉片通道流向槽道的高速徑向流動，由于近喘點轉子葉尖工作在較大的正攻角狀態(tài)，在葉型進口段會形成較大的氣動載荷，因而轉子前緣附近抽吸效果表現得最為強烈；此外，在槽道其他位置，也出現了速度較低的流體徑向流入，結合轉子葉尖間隙泄漏渦的發(fā)展軌跡認為，這些徑向流動主要是由間隙泄漏渦卷入機匣處理槽道引起。從圖8(b)氣體徑向流出機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，呈現出最強烈的注入流動；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 機匣處理槽道與葉片通道流動交互Fig.8 Flow interaction of the first rotor tip with oblique grooves casing treatment

5.3 變寬度斜槽設計分析

表3從機匣處理帶來的組合壓氣機設計點效率下降、90%設計轉速近喘點壓比增加、槽道最小間距三個方面，對比了不同槽寬方案的設計結果。各方案其他設計參數均一致，周向覆蓋率通過調整槽道數控制。對比分析顯示，變寬度斜槽設計在獲得較好擴穩(wěn)效果的同時，有效控制了組合壓氣機設計點效率的降低。等寬度槽設計中，槽寬2.60 mm 方案表現出了最明顯的擴穩(wěn)效果，對設計點效率的影響也最小，但其對應的槽間距僅為1.09 mm。由于機匣處理槽通常開設在轉子對應的機匣流道面(圖9)，該區(qū)域往往需要噴涂涂層以預防轉/靜子刮磨帶來的破毀。而工程應用中發(fā)現，槽道間最小距離過小時，工藝上難以保證流道面涂層的噴涂質量，容易發(fā)生涂層脫落，因此當前工藝水平對應的槽間距最小值建議為1.50 mm左右。

表3 不同槽寬設計方案對比Table 3 Cases groove of different width

圖9 斜槽機匣處理實物照片Fig.9 Pictureof oblique grooves casing treatment

圖10 進一步對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90%設計轉速近喘點狀態(tài)槽道內的三維流動。由圖可知，變寬度斜槽設計，槽道前半部分流動更順暢，流動旋渦較少，旋渦范圍也明顯更小。此外，變寬度斜槽由于進口段槽寬減小，槽道流動與葉片通道流動的周向摻混面積減小，摻混損失有所降低，因而對設計點效率的影響較小。

6 結論

針對某高負荷軸流-離心組合壓氣機，采用變寬度斜槽機匣處理設計，在盡可能減小設計點效率下降的前提下，有效提高了組合壓氣穩(wěn)定裕度。通過性能參數對比及流場分析得出以下結論：

圖10 機匣處理對流動的影響對比Fig.10 Contrast of the first rotor tip flow with variable width casing treatment

(1) 三維計算顯示，所設計的變寬度斜槽機匣處理可在設計點效率僅下降0.18 個百分點時，使得90%設計轉速下組合壓氣機近喘點壓比增加1.90%，軸流級近喘點壓比增加3.15%。

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

(3) 與等寬度斜槽設計相比，變寬度斜槽設計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設計點效率下降較少的同時獲得更好的擴穩(wěn)效果。