探針測量布局對中介機匣流場影響的試驗研究

魏 崇，向宏輝，劉志剛，趙旺東，趙 桓

(中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院，四川綿陽 621700)

1 引言

中介機匣是渦扇發(fā)動機中連接高、低壓壓縮部件的重要過渡通道和主要承力件[1]。為適應上游風扇與下游高壓壓氣機之間的流道高度落差，中介機匣通常采用S 造型，其內部具有大流線曲率和強壓力梯度的典型特征，其流場品質關系著高壓壓氣機部件及發(fā)動機整機的工作性能。近年來，隨著現代發(fā)動機對緊湊性和推重比要求的逐漸提高，中介機匣的潛能挖掘逐步受到關注[2]。

國內外對中介機匣相關項目開展了大量研究。Bradshaw[3]通過對比相同壓力梯度的平板及帶有曲率的葉型邊界層發(fā)展，表明凹曲率使湍流度增大，凸曲率使湍流度降低。Bandyopadhyay等[4]研究了凹凸曲率同時存在時其先后順序對湍流邊界層的影響，發(fā)現凸曲率在前時壁面邊界層內表面摩擦力較小。Naylor 等[5]進行了中介機匣長度對其性能影響的相關研究，并就縮短中介機匣長度的優(yōu)化設計工作進行了數值模擬。劉旭[6]、孫琪[7]等通過數值計算和試驗研究的方式，對中介機匣附面層厚度計算進行了研究。Kim[8]、Ghisu[9]等進行了過渡段設計規(guī)律的探索，闕曉斌[10]、Marn[11]等進行了中介機匣壓氣機耦合設計，以進一步挖掘中介機匣內部非定常潛能，縮短中介機匣長度，降低發(fā)動機整機質量。

隨著中介機匣研究的深入，試驗測試參數逐步豐富，特別是侵入式測試元件的增加，完善了內部細節(jié)流動測量，但也對流場帶來一定干擾。國內針對探針對流場的影響進行了不少研究，如趙建通[12]針對探針測試布局對壓氣機性能及測量結果精度的影響開展了相應研究，付少林等[13]基于渦輪出口截面近壁邊界層與平板湍流邊界層速度分布相似的假設分析了探針周向、徑向測點數對渦輪效率的影響等，但針對中介機匣的相應研究較少。

本文針對常規(guī)侵入式測量探針對中介機匣徑向壓力分布及出口壓力損失的影響，采取對比試驗和數值分析的方法，研究了探針測量布局對中介機匣氣動性能試驗結果的影響，對于優(yōu)化中介機匣探針測量布局和提高試驗結果的準確性具有一定的指導意義。

2 試驗裝置與試驗方案

2.1 試驗設備

中介機匣氣動性能試驗在中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院畸變發(fā)生器試驗器(圖1)上進行。該試驗器為敞開吸氣式試驗器，主要由防塵網、流量管、試驗段、過渡段、穩(wěn)壓箱、主旁路閥門以及抽氣機組等組成。試驗中，大氣經防塵網過濾、隔絕大顆粒雜質后，進入流量管保證進口流場并完成流量測量，再依次進入轉接段、試驗段、穩(wěn)壓箱后由抽氣機組抽走。試驗過程中，通過調節(jié)主、旁路閥門及放空閥門的開度來實現試驗件的狀態(tài)控制。

圖1 試驗器照片Fig.1 Picture of the test facility

2.2 試驗測量方案

圖2 中介機匣軸向測量布局Fig.2 Position of the probes along axial direction

圖3 測試探針結構示意Fig.3 The probe structure

如圖2所示，中介機匣軸向流路上共安排3個測量截面。其中，0截面為進口截面，流道高度為H，安裝2 支探針(探針結構如圖3 所示，探針支桿直徑為D)測量進口壓力分布，探針堵塞面積比為0.012；1截面位于彎曲流道中部距0截面2.7H(20D)位置，安裝3 支探針測量彎曲流道內部壓力分布，探針堵塞面積比為0.021；2 截面位于中介機匣內涵出口距0 截面6.3H(50D)位置，安裝3 支探針測量出口壓力分布，探針堵塞面積比為0.023。

對比試驗時，在2 截面探針周向位置不變的情況下，通過更改0截面和1截面探針的周向布局，制定了3 種不同的測量方案(圖4)。其中，測量方案A中0 截面和1 截面探針的周向位置均與2 截面的相近，最小周向角度約為2.8°；測量方案B 中更改了1截面探針的周向位置，僅0截面探針的周向位置與2截面的較近，最小周向角度約為8.3°；測量方案C中更改了0截面和1截面探針的周向位置，使其均與2截面探針的周向位置較遠，最小周向角度約為41.7°。

圖4 中介機匣周向測量布局Fig.4 Position of the probes circumferentially

探針在使用前均進行了吹風校準，滿足試驗要求。壓力后端采集裝置為電子掃描閥，其系統(tǒng)采集精度為0.5%。

2.3 試驗數據處理

為量化分析測試探針對中介機匣流場的影響，引入兩個無量綱參數：表征中介機匣內部壓力損失情況的總壓恢復系數σ，和各截面測點相對流道徑向高度

3 試驗結果與分析

3.1 沿程流場分布

圖5 給出了中介機匣3 個測量截面總壓恢復系數沿徑向的分布。從圖5(a)中可以看出，中介機匣0截面主流區(qū)損失較小，上、下端壁由于壁面黏性力的作用使得損失增加，且表現出上端壁損失大于下端壁的趨勢。3種測量方案下該截面的壓力分布趨勢一致，數值接近，總壓恢復系數最大偏差不超過0.01，表明對比試驗中進口條件相同，具有良好的對比基礎。

從圖5(b)中可以看出，由于中介機匣曲率壁面的存在導致彎曲流道內部損失增加，1 截面壓力損失相比于0截面明顯增加。對比主流區(qū)損失可以發(fā)現，測量方案B的主流區(qū)損失最小，這與測量方案B中1截面探針的周向位置與0截面探針的周向位置相差較遠有直接關系，表明0截面探針對1截面存在影響。

從圖5(c)中可以看出，3 種測量方案下測得的2截面總壓恢復系數差別較大，其中測量方案A 和B的主流損失較大，且大于端壁損失。結合測量布局可以發(fā)現，在測量方案A 中，0 截面和1 截面探針的周向位置均與2 截面的較近，故其測得的壓力損失最大；測量方案B中，僅有0截面探針的周向位置與2 截面的相近，故其測得的壓力損失較測量方案A的?。欢跍y量方案C 中，0 截面和1 截面探針的周向位置均與2 截面的較遠，故測量方案C 測得的壓力損失最小，且其變化趨勢與理論一致。以上分析表明，0截面探針和1截面探針對2截面流場均存在干擾。

圖6 給出了0截面馬赫數為0.45條件下中介機匣內部的總壓分布。對比圖中上下區(qū)域可以進一步證實上述論述，侵入式測量探針對后端流場影響較大，軸向影響區(qū)域超出了航標[14-15]中對測量截面軸向距離的要求。

圖5 總壓損失系數沿徑向的分布Fig.5 Radial distribution of total pressure loss coefficient

圖6 總壓沿程分布Fig.6 Axial distribution of total pressure

圖7 中介機匣內部截面總壓的周向分布Fig.7 Circumferential distribution of total pressure

3.2 周向流場分布

圖7 給出了0 截面馬赫數為0.45 條件下中介機匣內部各截面總壓的周向分布。從圖中可看出，由于探針尾跡的存在，1、2 截面在周向上均存在明顯的低壓區(qū)，但低壓區(qū)的周向范圍基本相當，約為4倍探針支桿直徑，影響范圍約15°。據此，建議同類試驗在進行測量布局時，下游探針與上游探針的周向角度間距不低于15°。

3.3 損失變化趨勢

圖8 給出了3 種不同測量方案下2 截面總壓恢復系數隨0 截面馬赫數的變化趨勢。從圖中可看出，相同馬赫數下不同測量方案測得的出口總壓恢復系數存在明顯差異，表現出隨著各截面探針周向位置的靠近，出口總壓恢復系數逐漸減小，進一步表明上游探針會對下游出口流場帶來影響，且影響程度隨著進口馬赫數的增加而增大。這說明隨著進口馬赫數的增加，探針尾跡作用增強，影響范圍逐級擴大，從而加劇了對下游流場的氣動干擾。

圖8 總壓恢復系數隨馬赫數的變化Fig.8 Total pressure recovery coefficient versus the Mach number

4 結論

針對中介機匣氣動性能試驗中測量探針布局問題，通過改變探針周向位置，開展了探針布局對中介機匣流場影響的對比研究，主要得到以下結論：

(1) 中介機匣流道內部測試探針對下游流場的影響范圍很大，上游探針尾跡對下流流場影響的軸向距離可達到6.3倍進口流道高度(50倍探針支桿直徑)，甚至更遠；在周向上探針尾跡的影響范圍約為4倍探針支桿直徑(約15°)。

(2) 測試探針對下游流場的影響與氣流進口馬赫數相關，影響程度隨著進口馬赫數的增加而增大。