附面層抽吸孔對扇形擴(kuò)壓葉柵分離流動控制效果研究＊

孫 可 陸華偉 郭 爽 梁銳星

（1.大連海事大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院；2.大連理工大學(xué)能源與動力學(xué)院）

0 引言

隨著航空現(xiàn)代工業(yè)的迅速發(fā)展，航空發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)制造向著高推重比、高效率和高安全性方向飛速發(fā)展，而壓氣機(jī)作為航空發(fā)動機(jī)的核心部件，主要的發(fā)展方向是更高壓比，更高效率及更大級負(fù)荷。這就要求燃?xì)廨啓C(jī)的總增壓比提升，而單級增壓比的提升造成壓氣機(jī)內(nèi)逆壓梯度增加，葉柵角區(qū)分離惡化嚴(yán)重，甚至?xí)T發(fā)失速與喘振，可能對壓氣機(jī)及燃?xì)廨啓C(jī)的結(jié)構(gòu)造成破壞。

現(xiàn)有流動控制手段根據(jù)其機(jī)理可分為主動流動控制手段和被動流動控制手段。主動流動控制手段主要有射流技術(shù)[1]、附面層抽吸技術(shù)及等離子體激勵技術(shù)[2]等，主動控制技術(shù)通常會引入外部能量。被動流動控制手段有彎曲葉片技術(shù)[3]、仿生波狀前緣技術(shù)[4]、翼刀技術(shù)[5]等。

作為流動分離的一種主動控制方法，附面層抽吸技術(shù)已經(jīng)在內(nèi)流和外流的流動分離控制方面得到了很廣泛的研究和應(yīng)用[6-7]。Kerrebrock[8]課題組就設(shè)計(jì)了第一臺附面層吸附式壓氣機(jī)，并將附面層抽吸流動控制技術(shù)分別施加到動葉和靜葉的邊界層。在切向葉尖速度為457m/s時，如果基于常規(guī)壓氣機(jī)設(shè)計(jì)方法，壓氣機(jī)的負(fù)荷系數(shù)約為0.3～0.4，應(yīng)用附面層抽吸流量控制技術(shù)后，使負(fù)荷系數(shù)達(dá)到了0.7，遠(yuǎn)高于常規(guī)工況下的值，效率達(dá)到86.8%。Leishman等[9-10]將試驗(yàn)與數(shù)值模擬方法結(jié)合對高負(fù)荷葉柵抽吸效果進(jìn)行了研究，研究發(fā)現(xiàn)，吸力面附近的抽吸孔可以有效地減少角區(qū)分離，降低葉柵總壓損失。宋彥平[11-13]等研究了吸力面附面層抽吸、端壁附面層抽吸以及組合抽吸對葉柵內(nèi)流動損失以及流動結(jié)構(gòu)的影響。張華良[14]等依據(jù)拓?fù)鋵W(xué)原理，討論了附面層抽吸對壓氣機(jī)葉柵的影響，研究結(jié)果表明：吸力面附面層抽吸可以將吸力面的分離形態(tài)由閉式分離向開式分離發(fā)展。蔡樂等[15]用數(shù)值仿真的方法研究了振蕩抽吸對高負(fù)荷、低反動度的擴(kuò)壓葉柵分離流動的控制，他們的研究結(jié)果顯示：抽吸流量振蕩幅值、抽吸流量振蕩頻率都有一個閾值，在此范圍內(nèi)可以明顯降低流場損失。徐皓[16]等人用數(shù)值仿真的方法，對附面層振蕩抽吸控制進(jìn)行了研究，在表征大尺度旋渦變化時采用的是正交分解法，研究結(jié)果表明：周期性擾動導(dǎo)致的旋渦脫落的頻率與振蕩抽吸的頻率相同，周期性振蕩將穩(wěn)定的分離結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變?yōu)榱藴u環(huán)，葉柵的氣動性能得到了明顯提高。楊剛[17]等對端壁附面層抽吸的變攻角特性進(jìn)行了研究。

本文采用實(shí)驗(yàn)數(shù)值標(biāo)定的CFD數(shù)值仿真手段，深入了解跨聲速壓氣機(jī)靜葉葉柵的特點(diǎn)和流場結(jié)構(gòu)，在不同抽吸方式和不同抽吸量下，對壓氣機(jī)靜葉附面層流體產(chǎn)生損失的原因進(jìn)行深入分析，并提出有效吸除的抽吸方案。

1 研究對象和數(shù)值方法

1.1 研究對象

為探究附面層抽吸在大分離情況下的抽吸效果，本文的研究對象為跨聲速壓氣機(jī)DMU37靜葉90%葉高典型截面葉柵，其主要幾何及氣動參數(shù)如表1所示。圖1中給出了葉柵葉型幾何參數(shù)數(shù)值。

表1 葉柵主要幾何參數(shù)和氣動參數(shù)表Tab.1 Main geometry and aerodynamic parameters of cascade

圖1 葉柵幾何參數(shù)標(biāo)定Fig.1 Definition of cascade geometry parameters

1.2 數(shù)值方法

原型扇形葉柵通道網(wǎng)格計(jì)算域三維網(wǎng)格用ANSYS CFX軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格為H-O-H型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格?？紤]到葉柵尾跡摻混損失變化很大，因此把計(jì)算域出口選擇在尾緣后2倍弦長位置處，考慮到實(shí)際流動附面層的存在，所以在原型葉柵前尾緣及端壁處進(jìn)行網(wǎng)格加密處理以準(zhǔn)確捕捉邊界層流動情況。TekriwalP.等[18]研究得出，y+值在12～42時得到的結(jié)果更為準(zhǔn)確，在各方程與求解精度之間達(dá)到較好的兼顧，因此y+值小于15。圖2給出了葉柵計(jì)算域的網(wǎng)格圖。計(jì)算域進(jìn)口設(shè)定總溫、總壓、氣流角以及湍流強(qiáng)度，進(jìn)口端壁施加附面層作用，附面層特性曲線如圖3，并微調(diào)進(jìn)口總壓使進(jìn)口馬赫數(shù)保持在0.67不變。湍流模型為k-ε模型，葉片表面及上下端壁面均設(shè)為光滑絕熱固壁，葉柵通道沿節(jié)距兩側(cè)設(shè)為周期性扇形交界面。

圖2 原型葉柵計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Computational mesh of the original cascade

圖3 附面層特性曲線Fig.3 Boundary layer characteristic curve

為選擇合適的網(wǎng)格數(shù)目以減少網(wǎng)格數(shù)目對計(jì)算結(jié)果的影響，本文對原型葉柵進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。選擇出口截面損失系數(shù)來進(jìn)行驗(yàn)證，對于原型葉柵，選取了80～340萬數(shù)目的網(wǎng)格，共劃分7種不同的網(wǎng)格方案。如圖4，原型葉柵總壓損失系數(shù)呈下降的趨勢，損失系數(shù)相對誤差的變化量在網(wǎng)格數(shù)達(dá)到260萬時就變得很小了，同時考慮到計(jì)算精度和節(jié)約計(jì)算量的原則，選取了260萬的計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)。

圖4 不同網(wǎng)格數(shù)下出口截面總壓損失系數(shù)Fig.4 The total pressure loss coefficient of outlet section under different mesh number

2 原型葉柵與抽吸孔葉柵數(shù)值計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 數(shù)據(jù)分析方法

角區(qū)分離對于葉柵性能所造成的影響，一個重要的衡量標(biāo)準(zhǔn)就是其對損失的影響，更準(zhǔn)確的說，就是二次流損失大小。Hergt等[19]的研究中，如圖5所示，將總的總壓損失ζt用葉型損失ζP、端壁邊界層損失ζBL和二次流損失ζsec三者表示。邊界層損失是上下端壁處由于進(jìn)口來流具有黏性作用而對流動造成的影響。葉柵葉型損失是葉柵中部產(chǎn)生的損失，剩余部分為本文所定義的二次流損失。

圖5 流動損失分析Fig.5 Analysis of flow loss components

總壓損失系數(shù)是表征葉柵損失的重要參數(shù)之一，總壓損失系數(shù)定義為：

此外，壓氣機(jī)葉柵靜壓升系數(shù)Cps和葉柵通道內(nèi)的氣流轉(zhuǎn)折角也是表征葉柵氣動性能參數(shù)的兩個重要參數(shù)，它們定義為：

其中，Pt,in為進(jìn)口主流總壓，Pt,out為出口當(dāng)?shù)卮髿饪倝毫Γ琍in為進(jìn)口主流靜壓，Pout為出口主流靜壓；β1和β2分別為進(jìn)口氣流角和出口氣流角。本文出口截面定義為距離葉片前緣1.6倍弦長處的葉柵橫截面。

2.2 原型葉柵流動結(jié)構(gòu)分析與端壁邊界層吸氣槽設(shè)計(jì)

為易于后續(xù)葉柵流場分析，對DMU-37靜葉90%葉高葉柵原型葉柵流場、端壁及吸力面處的三維旋渦結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡要分析，如圖6吸力面和端壁極限流線圖可以看到，受壓力梯度的影響，從前緣開始的吸力面分支HS與吸力面在軸向弦長的47.5%處相交于N點(diǎn)，這里就是三維角區(qū)分離的起始點(diǎn)，在葉柵馬蹄渦與通道渦的聯(lián)合作用下，生成角區(qū)分離與失速流體團(tuán)：從N點(diǎn)開始，在吸力面和端壁表面均形成分離線。吸力面分離在沿流向發(fā)展的同時，也沿著徑向逐漸爬升，發(fā)展至葉片尾緣處時徑向高度達(dá)到了43%高度位置，繼續(xù)發(fā)展，在尾緣附著于葉片吸力面附近脫落，稱為集中脫落渦。

圖6 吸力面和端壁三維分離流動極限流線Fig.6 3D separated flow pattern and detailed limiting stream lines on suction surface and endwall

為深入探索葉柵通道總壓損失沿流向的發(fā)展規(guī)律，本文沿S3截面方向等距離截取8個截面，分別命名為Sec1～Sec8。圖7為擬S3截面總壓損失云圖和體流線圖，由圖中可以看出，Sec1～Sec8中的高損失區(qū)域呈先增大后減小的趨勢，主要損失形式為角區(qū)分離，葉柵尾緣渦核下降，有與端區(qū)損失融合的趨勢。

圖7 擬S3截面總壓損失云圖和三維體流線圖Fig.7 Contours of tatal pressure loss in S3 sections and stream lines in cascade

觀察近壁面的體流線，壓、吸力面間的壓力梯度不會因上下端壁附面層內(nèi)存在周向動能而抵消，所以從葉柵內(nèi)的壓力面到吸力面會有出現(xiàn)橫向二次流現(xiàn)象，角區(qū)會堆積大量低能流體，此外由于葉片吸力面的阻擋，低能流體將沿著葉展方向發(fā)展。因此，角區(qū)內(nèi)部復(fù)雜渦系產(chǎn)生原因?yàn)槎吮诟矫鎸臃蛛x與橫向二次流混合擾動，形成渦之后，又能夠促發(fā)附面層的進(jìn)一步分離，低能流體不斷積聚，最終形成十分嚴(yán)重的角區(qū)分離與損失。

除此之外，下端壁附面層在周向動能的作用下，會更早地出現(xiàn)沿葉展方向的分離和轉(zhuǎn)捩。同時，扇形葉柵下端壁的凸造型構(gòu)造較上端壁的凹形構(gòu)造更容易造成橫向壓力梯度的變化，加劇橫向二次流的分離。本文研究對象DMU37靜葉90%葉高葉柵每個葉片流道弧度都比較小，因此，下角區(qū)分離程度稍稍大于上角區(qū)。

Lewin等[20]和Chen等[21]的研究表明，端壁邊界層吸氣的最優(yōu)位置為角區(qū)分離點(diǎn)后包含角區(qū)分離發(fā)展部分。因此，為探究不同端壁抽吸孔對葉柵角區(qū)分離的抑制效果和原理，本文抽吸方案分為靠近吸力面下端壁抽吸孔和上下端壁組合抽吸兩種，沿弦長方向四等分為四個不同的抽吸組，上端壁抽吸孔分別在1，2，3，4位置開單側(cè)抽吸孔，分別命名為EW1、EW2、EW3、EW4，孔徑大小為2mm，抽吸孔距吸力面均為1mm，開孔示意圖如圖8所示，吸氣流量率（m˙=ms/m1，ms為抽吸流量，m1為進(jìn)口流量）取0.7%，關(guān)于吸氣流量率為0.7%的選擇，在文章2.4節(jié)進(jìn)行了詳細(xì)解釋。

圖8 端壁抽吸方案示意圖Fig.8 Scheme sketch of end wall suction

2.3 不同抽吸方案抽吸效果分析

2.3.1 葉柵吸力面極限流線與靜壓云圖及體流線圖

圖9為葉柵吸力面極限流線與靜壓云圖及部分體流線圖。由圖9可知，圖中（c）、（d）、（f）、（g）,EW2、EW3、DW2、DW3方案都對葉柵通流能力有所改善，抽吸后吸力面下角區(qū)分離減弱，抽吸后低能流體被注入“動能”，從而在葉柵下角區(qū)及尾緣處靜壓提升。

圖9 葉柵吸力面極限流線與靜壓云圖和體流線圖Fig.9 Static pressure cloud diagram and volume stream line diagram on the suction surface of the cascade

EW1方案中，吸力面及端壁流動結(jié)構(gòu)與原型葉柵相似，該方案下角區(qū)三維流動分離點(diǎn)略向后偏移，端壁處沿展向攀升高度降低，雖改善了下角區(qū)附近的流場結(jié)構(gòu)，但因其抽吸位置靠前，遠(yuǎn)離分離點(diǎn)，其附近的低能流體較少，因此采用此方案對葉柵流動控制效果并不明顯。

經(jīng)過EW2方案抽吸后，吸力面極限流線改善顯著，葉柵下角區(qū)的吸力面角區(qū)回流已基本消失，下角區(qū)分離線位置向后遷移，一定程度上改善了角區(qū)流場，角區(qū)分離范圍減小，但葉片尾緣下角區(qū)附近流動結(jié)構(gòu)變得更加復(fù)雜。經(jīng)過EW3方案抽吸，其抽吸位置覆蓋大部分分離區(qū)，因此減少了角區(qū)低能流體堆積，葉片尾緣角區(qū)渦核消失。但與此同時，上角區(qū)的發(fā)展則體現(xiàn)出了相反的變化規(guī)律，這兩種抽吸孔方案均惡化了上角區(qū)附近的流場，抽吸后上角區(qū)分離線前移，上角區(qū)靜壓降低，擴(kuò)壓能力減弱。由葉柵靜壓云圖可以看出，由于抽吸在葉柵內(nèi)注入“動能”，提升了葉柵下角區(qū)抵抗逆壓梯度的能力，但是葉柵內(nèi)逆壓梯度增大，并且上角區(qū)流體并未進(jìn)行抽吸，這樣就導(dǎo)致上角區(qū)分離提前，并且角區(qū)范圍擴(kuò)大。

EW4方案抽吸位置靠后，此時分離區(qū)已形成，抽吸無法有效改變角區(qū)流場結(jié)構(gòu)，抽除流體包含部分回流流體，流體的摻混使得抽吸后下角區(qū)三維分離更為復(fù)雜，在下角區(qū)吸力面形成一個鞍點(diǎn)和一個結(jié)點(diǎn)，端壁角區(qū)附近流動的惡化導(dǎo)致擴(kuò)壓能力降低。

DW2方案雙側(cè)端壁抽吸后，葉片兩端角區(qū)分離范圍較未抽吸葉柵減小，葉柵通流能力提升，葉柵極限流線大都沿著流動方向，在50%軸向弦長處，吸力面極限流線可以觀察到上下端壁抽吸槽形成了新的渦結(jié)構(gòu)。分析原因是抽吸雖然可以吸除由壓力面遷移到抽吸槽附近的低能流體，但是從抽吸槽至吸力面角區(qū)的端壁附面層仍存在大量低能流體，在橫向壓力的推動下遷移至角區(qū)附近，形成角區(qū)分離。并且由于抽吸槽靜壓值遠(yuǎn)低于葉柵通道相同位置靜壓，抽吸槽位置與吸力面之間的壓力梯度較未抽吸時降低，導(dǎo)致匯集在角區(qū)的低能流體向葉片中部遷移爬升的趨勢減弱，氣流擠壓而在角區(qū)形成新的渦核結(jié)構(gòu)。

經(jīng)過DW3方案抽吸后，與DW2方案類似，角區(qū)范圍較未抽吸時減小，但角區(qū)回流較DW2方案惡化，抽吸位置對應(yīng)的吸力面極限流線更加復(fù)雜，新形成的渦結(jié)構(gòu)較DW2方案更靠近葉高50%附近；由于抽吸位置偏后，抽吸槽靜壓值偏低，因此葉片尾緣逆壓梯度較大，造成葉片整體負(fù)荷增大，葉中流場損失增大。

觀察靜壓分布云圖，在抽吸孔前均存在一個相對低壓區(qū)，在抽吸過程中增大了來流附面層動能，此時壓力就會降低；端壁抽氣改善端壁流場的同時，會造成葉中負(fù)荷增大，引起葉中損失大幅增大，因此吸氣孔對端壁的控制作用越顯著，葉中流場的惡化也越嚴(yán)重。

2.3.2 損失沿流向發(fā)展規(guī)律

為了對扇形流道中的總壓損失發(fā)展規(guī)律做出更好的說明，本節(jié)沿軸向?qū)⑷~片從前緣開始到出口截面等距離劃分為9個截面。分別命名為Sec1～Sec9，并對各個截面二次流線進(jìn)行繪制。圖10（a）中給出了未抽吸時葉柵沿流向損失分布云圖，未進(jìn)行抽吸時上端壁自Sec3截面處開始，葉柵通道渦開始形成，隨著流動發(fā)展，沿著流向端壁附面層中的低能速體不斷卷入通道渦內(nèi)，并在葉柵通道內(nèi)逐漸堆積，自Sec4截面開始高損失區(qū)域迅速擴(kuò)展，損失明顯增大。

圖10 擬S3截面總壓損失系數(shù)云圖Fig.10 Contours of total pressure loss coefficientat S3 sections

經(jīng)EW1方案抽吸，在分離前抽氣吸除附面層內(nèi)低能流體，增加了流體動能，下角區(qū)高損失區(qū)域沿展向爬升高度較未抽吸降低，流場與未抽吸時比較沒有明顯改善，抽吸效果并不明顯。

EW2方案抽吸后，各個軸向弦長位置的流動結(jié)構(gòu)與未抽吸時都發(fā)生了一定程度的改變，下角區(qū)高損失區(qū)域縮小，下角區(qū)內(nèi)角區(qū)流動得到改善。Sec3截面位置在下端壁抽吸槽兩側(cè)形成了兩個不同的流動結(jié)構(gòu)，其一為抽吸孔將抽吸孔附近的原通道渦流體以及葉片表面低能流體卷入，另一結(jié)構(gòu)為抽吸孔與壓力面間的通道渦，有明顯渦核；在Sec4截面處下端壁抽吸孔位置仍然可以觀察到吸入了部分通道渦內(nèi)的低能流體。EW3方案與EW2方案相似，下角區(qū)內(nèi)低能流體被吸除，流動得到改善，上角區(qū)高損失區(qū)域有所擴(kuò)大。在Sec4截面可以觀察到抽吸孔吸入部分通道渦內(nèi)的低能流體，上端壁通道渦更早的向吸力面遷移。

EW4方案在下角區(qū)流動分離點(diǎn)之后開設(shè)抽吸孔，對角區(qū)擴(kuò)展內(nèi)低能流體堆積的控制效果未見明顯改善。只在Sec5截面下端壁通道渦沿葉展方向擴(kuò)展有控制效果，抽吸孔對于孔后流場的擾亂效果明顯。以上四種抽吸方案均在下端壁設(shè)抽吸孔，下角區(qū)高損失區(qū)域明顯縮小，下角區(qū)內(nèi)低能流體被部分吸除，流動得到改善，抵抗逆壓梯度能力有所提升。但上角區(qū)的高損失區(qū)域有所增加，損失擴(kuò)大。

經(jīng)DW2、DW3方案吸氣后，上端壁通道渦早在Sec2截面就開始形成，采用抽吸后，抽吸側(cè)通道渦更早生成，并且向吸力面遷移更為劇烈，但沿葉展方向擴(kuò)展范圍有所降低。

2.3.3 出口截面損失分析

葉柵出口流場可以直接影響下一級動葉柵進(jìn)氣情況。表2給出各方案出口截面總壓損失系數(shù)，定量分析損失變化，其中單側(cè)抽吸方案EW3出口截面總壓損失系數(shù)降低最為顯著，較未抽吸時降低7.83%。雙側(cè)抽吸方案DW3出口截面總壓損失系數(shù)降低最為顯著，較未抽吸時降低29.52%。

表2 各方案出口截面總壓損失系數(shù)Tab.2 The total pressure loss coefficient of outlet section of each scheme

如圖11為出口截面總壓損失系數(shù)云圖。原型扇形流道非對稱，下端壁分離沿葉高方向爬升高度較上端壁高，上端壁分離區(qū)域周向范圍較下角區(qū)廣。對比各方案出口截面總壓損失系數(shù)云圖可知，EW2、EW3、DW2、DW3方案抽吸后，抽吸側(cè)總壓損失較未抽吸時明顯減小，甚至高損失區(qū)域幾乎消失，抽吸側(cè)角區(qū)高損失區(qū)域在徑向得到了有效抑制，但同時，下端壁單側(cè)抽吸惡化了上端壁非抽吸側(cè)的流動，上端壁非抽吸側(cè)的高損失區(qū)范圍明顯擴(kuò)大。EW1方案對下角區(qū)高損失區(qū)域的抑制能力有限，流動控制效果不佳。EW4方案抽吸效果較差。

DW2、DW3方案為分別在上端壁與下端壁開槽，由損失云圖（圖11（c）、（d）、（f）、（g））可知，通過對雙側(cè)端壁進(jìn)行附面層抽吸，增大了附面層動能，低速流體分離被抑制。與EW2、EW3方案對比可以看出，DW2、DW3方案上端壁角區(qū)的總壓損失較EW2、EW3方案分別明顯減小，但下端壁角區(qū)高損失區(qū)域均有所擴(kuò)大。

圖11 各方案出口截面總壓損失云圖Fig.11 Totalp ressure loss of outlet section of each scheme

此外，觀察出口截面損失系數(shù)云圖（b）、（c）、（f）EW1、EW2、DW2方案，抽吸孔相對靠前的方案會對葉高50%附近處損失造成不良的影響，雖然抽吸會使抽吸位置前的低能流體動能增大，但與此同時抽吸會使抽吸孔后的低能流體回流加劇，說明抽吸孔靠前對于抽吸孔后流場的擾亂影響更大一些。

圖12為出口截面流量平均總壓損失系數(shù)沿葉高分布圖，定量分析并對比原型與上端壁抽吸孔抽吸后的損失變化規(guī)律。原型葉柵近壁面處損失系數(shù)約為0.45，下端壁葉柵尾跡損失主要在下端壁到42.5%葉高。EW1、EW2方案下半葉高損失處低于原型葉柵，角區(qū)損失系數(shù)均減小，同時下角區(qū)損失高于原型。經(jīng)EW3方案抽吸，下角區(qū)總壓損失系數(shù)均減小，下角區(qū)分離得到有效抑制。EW4方案損失系數(shù)沿葉高分布與原型相差不大，未能從根本上改善角區(qū)分離流動情況。此外，由于逆壓梯度的增加，非抽吸側(cè)損失有所增加，EW1、EW2、EW3方案對非抽吸側(cè)上半葉高損失基本保持一致。

圖12 出口截面流量平均總壓損失系數(shù)沿葉高分布Fig.12 Distributed along blade height direction of mass flow-averaged total pressure loss coefficient at outlet section

雙側(cè)抽吸后，DW2、DW3方案端壁損失低于原型葉柵，角區(qū)損失系數(shù)均減小，但中徑處（0.5h）損失高于原型方案。

根據(jù)Hergt等的流動損失分析法，可以得出抽吸孔的主要功用為降低與削弱二次流引起的損失，其中通道渦渦核位置對應(yīng)總壓損失導(dǎo)數(shù)為零處，說明通道渦是造成角區(qū)高損失的主要原因。端壁抽氣改善端壁流場的同時，會造成葉中負(fù)荷增大，引起葉中損失大幅增大，因此吸氣孔對端壁的控制作用越顯著，葉中流場的惡化也越嚴(yán)重。

2.4 吸氣流量變化對壓氣機(jī)葉柵性能的影響

DW3方案在控制端壁的同時，并未對葉中造成過多負(fù)面影響，又可以對于雙側(cè)抽吸效果進(jìn)行比較分析，因此本節(jié)對其進(jìn)行變流量抽吸，探究吸氣流量變化對壓氣機(jī)葉柵性能的影響。在計(jì)算初期，通過對抽吸量的嘗試發(fā)現(xiàn)抽吸量為0.75%時，葉柵內(nèi)部會出現(xiàn)超音現(xiàn)象，因此抽吸量分別選擇了0.3%、0.5%、0.7%。

圖13給出了最優(yōu)抽吸孔方案（DW3）在不同抽氣流量下的損失系數(shù)沿展向分布情況，從圖中可以發(fā)現(xiàn)，吸氣孔主要作用于分離嚴(yán)重的二次流損失區(qū)（圖中橢圓區(qū)域），隨著吸氣量逐漸增加，對于近端壁處損失控制效果基本保持一致，但尾跡損失區(qū)域隨著吸氣量的增加而逐漸減小，尤其是對于上端壁的減小更為明顯。

圖13 出口截面總壓損失系數(shù)沿展向分布圖Fig.13 Distributed along blade span direction of total pressure loss coefficient of outlet section

圖14為不同葉高處型面載荷分布隨抽吸量的變化圖，圖中表明，對端壁低速流體的抽吸可以抑制角區(qū)分離，葉片型面尤其是近端壁負(fù)載能力得以提升，并且隨著吸氣流量率的增長，效果更為明顯，如圖14（a）、（c）表現(xiàn)為10%與90%葉高處，在60%B前，隨著抽吸流量率的增加，吸力面靜壓逐漸減小，靜壓減小表示流動的軸向速度增大，有利于推遲附面層的分離。對于60%B后隨抽吸流量率增加靜壓呈增大趨勢，吸氣孔吸除了端壁附面層低能流體，削弱低能流體在角區(qū)的堆積，因此尾緣壓力得到提升。如圖14（b）吸氣流量率對于葉中50%葉高靜壓系數(shù)的變化趨勢與10%、90%葉高相似，但是變化程度較小。因此本文選擇按照抽吸流量率為0.7%進(jìn)行研究。

圖14 不同葉高處型面載荷分布隨抽吸量的變化Fig.14 The profile loading distribution of different blade height changed with suction mass-flow

3 結(jié)論

本文采用抽吸孔抽吸控制方法，通過對流道進(jìn)口馬赫數(shù)Ma=0.67時設(shè)置不同的抽吸孔方案以及抽吸流量率，對比分析葉柵流場氣動參數(shù)以及流場結(jié)構(gòu)，可以得出以下結(jié)論：

1）吸氣措施在恰當(dāng)位置的引入可以使葉柵角區(qū)分離得到有效控制，并減小二次流損失，進(jìn)而改善壓氣機(jī)內(nèi)葉柵的氣動性能以及流動結(jié)構(gòu)。在吸氣流量率為0.7%時，吸氣最優(yōu)位置為角區(qū)分離點(diǎn)后包含角區(qū)分離發(fā)展部分。

2）下端壁單側(cè)抽吸時，可以有效抑制下角區(qū)的角區(qū)分離及二次流，但是上角區(qū)二次流動會有所增強(qiáng)，采用上下端壁雙側(cè)抽吸時，吸氣對于上角區(qū)的改善更加有效。

3）在分離點(diǎn)前的吸氣措施使得通道渦更早的生成，并且向吸力面遷移更為劇烈，但其沿葉展方向擴(kuò)展范圍有所降低；從整體來看端壁附面層抽吸能夠減弱附著于葉片吸力面尾緣的集中脫落渦強(qiáng)度，阻礙集中脫落渦與角區(qū)復(fù)雜渦系的干涉與堆積，使得集中脫落渦向下游趨向于葉展方向狹長發(fā)展，并分化出兩個旋向相同的渦核。

4）在真實(shí)壓氣機(jī)中，可在適當(dāng)位置開孔或槽，利用前端與抽吸位置的壓差，將低能量流體吸除，供渦輪冷卻及其他用途。