代秋林, 劉志剛, 張 斌, 唐 凱, 趙建通, 劉劍鵬

1.中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院, 四川 綿陽 621000;2.江蘇金陵智造研究院有限公司, 南京 210006

0 引 言

隨著風(fēng)扇壓氣機葉片負荷的增加，在苛刻的氣動條件下，流動更加容易發(fā)生分離，流動損失增大，壓氣機穩(wěn)定工作裕度明顯降低，常規(guī)的葉型設(shè)計已不能滿足高效高負荷壓氣機的需求。與常規(guī)葉型相比，串列葉柵在高負荷條件下的性能優(yōu)勢更為明顯。國內(nèi)外研究表明，采用串列設(shè)計能有效降低單排葉片負荷，抑制葉片表面的氣流分離，提高壓氣機穩(wěn)定工作范圍[1-4]。Sanger[5]研究了不同幾何參數(shù)變化對串列葉柵性能的影響，結(jié)果表明：弦長等不同的幾何參數(shù)對葉柵影響各有不同，當串列葉柵采用合理的幾何參數(shù)時，其損失系數(shù)明顯低于常規(guī)葉柵。2010年，Hasegawa等[6]為某單級跨聲速風(fēng)扇設(shè)計了串列轉(zhuǎn)子并進行了試驗研究，結(jié)果表明該風(fēng)扇的設(shè)計點壓比達到了2.2。在跨聲速風(fēng)扇中，葉片表面通道激波和附面層相互作用易產(chǎn)生強氣流分離，而在采用串列葉柵設(shè)計的情況下，前、后葉片間的葉柵間隙導(dǎo)流將使激波后的氣流分離得到控制，使得采用串列葉柵設(shè)計技術(shù)的葉片可獲得更大的氣流偏轉(zhuǎn)和更高壓比而又不增大其流動損失?？缏曀俅腥~柵抑制流動分離原理如圖1所示。

圖1 常規(guī)葉片和串列葉片流場示意圖[6]Fig.1 Transonic flow in normal cascade and tandem cascade

在國外，串列葉片技術(shù)早已應(yīng)用于多種航空發(fā)動機的軸流式風(fēng)扇/壓氣機靜子中，例如GE J-79壓氣機、霍尼韋爾研制的先進單級低壓壓氣機等。在國內(nèi)，南京航空航天大學(xué)多年來對串列葉柵進行了大量的研究，對已見報道的一些國外航空發(fā)動機中應(yīng)用的串列葉柵進行過摸底試驗等工作，包括低速吹風(fēng)試驗和高亞聲速吹風(fēng)試驗；研究表明在來流為跨聲速的情況下，激波與流道附面層的相互作用使得流動很容易分離，采取串列葉柵的設(shè)計可利用其通道縫隙流動來抑制激波與流道相互作用帶來的流動分離[7-9]。李紹斌等[10]采用數(shù)值模擬方法對串列葉柵后排靜葉的周向位置對壓氣機性能影響進行了研究，表明后排葉片處于不同周向位置時級性能和葉柵性能的變化趨勢不同；出現(xiàn)級性能最佳時葉柵性能相對較差的情形。單樹軍等[11]對按不同擴壓因子設(shè)計的一系列串列葉柵進行了6種周向布局的后排葉片對高負荷葉柵性能的影響研究，發(fā)現(xiàn)周向布局可以改變?nèi)~柵通道擴張規(guī)律從而改變流場壓力分布，影響葉柵損失系數(shù)；周向偏距增大，前排負荷增加，后排負荷降低；增大周向偏距可減小串列葉柵前后排損失。這表明后排葉片周向位置的變化會對葉柵性能產(chǎn)生明顯的影響;相應(yīng)地，前后排葉片不同的相對軸向位置也對葉柵性能有一定的影響。沈淳等[12]開展了軸向相對位置對串列葉柵氣動性能影響的數(shù)值研究，研究了5種不同相對軸向位置串列葉柵流場，結(jié)果表明合理的軸向位置可以降低逆壓力梯度，減緩附面層發(fā)展；減弱前后排葉片尾跡摻混帶來的總壓損失，增強流通能力和擴壓能力。

國內(nèi)外已有研究表明，合理的布局可以使串列葉柵表現(xiàn)出較常規(guī)單列葉柵更優(yōu)的性能；但已有的串列葉柵研究多為前后排葉片的數(shù)量相同，少有不改變后排葉片葉型而改變其稠度對葉柵性能影響的研究見報道；且國內(nèi)已見報道的研究數(shù)值分析方面較多，試驗研究相對較少。本文研究對象與常規(guī)的串列葉柵有所不同，后排葉片幾何尺寸較前排葉片更??；除后排葉片稠度不同外，2套試驗葉柵的其他設(shè)計參數(shù)均相同，一套葉柵的后排葉片稠度為另一套的2倍，較大的后排葉片稠度為1.803；前后2排葉片在軸向位置上無重疊。為研究后排葉片稠度和相對位置對葉柵性能的影響，本文分析了不同周向位置對后排葉片葉型性能的影響，開展了2種后排葉片稠度對串列葉柵性能和流場影響的試驗研究。

1 試驗簡介

本研究在中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院SB301超、跨聲速平面葉柵風(fēng)洞上進行。為研究后排葉片堵塞程度、稠度、周向位置對葉型性能的影響，設(shè)計了包含和不包含幾何上位于前排葉片尾跡主流區(qū)的后排葉片的2套葉柵，并進行了吹風(fēng)試驗。本文將后排葉片稠度較大的試驗葉柵稱為葉柵A，將后排葉片稠度較小的試驗葉柵稱為葉柵B，葉柵B的結(jié)構(gòu)形式更接近于常規(guī)的串列葉柵。葉柵A后排葉片數(shù)量為前排葉片的2倍，其周向位置相對于前排葉片可分為2種，一種是幾何上大致位于前排葉片中弧線在尾緣處切線延長線區(qū)域(下稱：Blade 1)，另一種是幾何上位于前排葉片槽道后方中間區(qū)域(下稱：Blade 2)；葉柵B與葉柵A設(shè)計參數(shù)相同，區(qū)別僅在于葉柵B后排葉片數(shù)量與前排葉片相同，僅具有Blade 1，其后排葉片稠度為葉柵A的一半。葉柵葉型簡圖以及主要幾何參數(shù)分別見圖2和3，其中角度均指與額線方向夾角。

圖2 尺寸定義Fig.2 Definition of geometrical parameters

試驗時取靠近葉柵流道中部的2個前排葉片和4個后排葉片作為測壓葉片，壓力面和吸力面測點分別布置在2個葉片上，相對分布，使其夾成一個葉柵槽道。試驗進口總壓在穩(wěn)壓箱內(nèi)測量，進口靜壓通過位于葉柵中部距離葉片前緣額線10 mm的柵前壁面靜壓孔測得；在葉柵出口中間通道(50%葉高)后一定距離處，用楔形三孔探針沿額線方向每隔一定距離測取一個點，測量前排葉片一個柵距內(nèi)的柵后流場；然后利用探針校準曲線插值求出各點的總壓p2t、靜壓p2、出口氣流角β2、出口馬赫數(shù)Ma2和總壓損失系數(shù)ω等性能參數(shù)。

圖3 葉型簡圖(左側(cè)為葉柵A，右側(cè)為葉柵B)Fig.3 Tandem cascade profile(the left is A and the right is B)

2 試驗結(jié)果及分析

本文針對試驗葉柵特點進行了大量的吹風(fēng)試驗，選取其中比較典型的試驗結(jié)果進行分析和說明，以獲得更為直觀和簡明的結(jié)果。

本文中出現(xiàn)的尾跡分布圖、X系數(shù)分布圖、葉片表面馬赫數(shù)分布圖橫坐標為無量綱化的距離坐標；其中，尾跡分布圖、X系數(shù)分布圖等橫坐標總距離為一個大葉片柵距t，葉片表面馬赫數(shù)分布圖橫坐標為相對弦長坐標(即葉片表面測點坐標x與葉片弦長b的比值)。文中的氣流角度β1為氣流與葉柵額線的夾角。故在試驗結(jié)果中，進口氣流角數(shù)值較小的一側(cè)為正攻角，較大的一側(cè)為負攻角。

2.1 葉柵A試驗結(jié)果分析

葉柵試驗中，通常根據(jù)探針采集的一個柵距內(nèi)的總壓恢復(fù)系數(shù)σ(見式(1))分布情況分析柵后流場的流動損失分布。為便于對比分析，將尾跡分布圖的縱坐標處理為包含葉柵A在Ma1=0.80、β1=28.8°狀態(tài)下柵后總壓恢復(fù)系數(shù)平均值σt的系數(shù)。

(1)

圖4和5分別為Ma1=0.80、0.95時葉柵A在不同氣流角度β1下的柵后總壓恢復(fù)系數(shù)沿周向分布規(guī)律。結(jié)合試驗葉柵結(jié)構(gòu)特點和圖4、5可以看出，吹風(fēng)試驗獲得的總壓恢復(fù)系數(shù)沿周向分布情況較為準確地反映了葉柵后排葉片數(shù)量比前排大一倍的結(jié)構(gòu)特點。氣流受前排葉片影響，產(chǎn)生了沿周向呈周期性分布的“大”尾跡系，而后經(jīng)后排處于不同位置處的葉片共同對流場進行作用，使最終的“大”尾跡中呈現(xiàn)出2個“小”尾跡的現(xiàn)象；而常規(guī)串列葉柵的尾跡分布通常為一個“深而寬”的“大”尾跡。圖4和5的試驗結(jié)果從一定程度上體現(xiàn)了不同位置處的后排葉片對流場的影響。

圖4 Ma1=0.80總壓恢復(fù)系數(shù)周向分布Fig.4 Circumferential distribution of total pressure recovery coefficient at Ma1=0.80

圖5 Ma1=0.95總壓恢復(fù)系數(shù)周向分布Fig.5 Circumferential distribution of total pressure recovery coefficient at Ma1=0.95

葉片表面等熵馬赫數(shù)分布是分析試驗中葉片表面流場的重要依據(jù)。為便于分析葉型負荷大小及其分布情況，通常將吸力面等熵馬赫數(shù)Mais和壓力面等熵馬赫數(shù)Map繪制在同一張圖上。本文中的葉片表面馬赫數(shù)分布圖的縱坐標均處理為包含葉柵A設(shè)計進口馬赫數(shù)Ma0的系數(shù)。

圖6為進口馬赫數(shù)Ma1=0.80時葉片表面等熵馬赫數(shù)隨進口氣流角變化的分布情況，其中，28.8°為設(shè)計進口氣流角。為便于分析氣流在葉柵槽道中的流動情況并與后文比較，圖中將前排大葉片和后排小葉片表面馬赫數(shù)視作同一葉片的試驗結(jié)果給出，圖中0.6倍弦長以前的試驗數(shù)據(jù)為大葉片數(shù)據(jù)，0.7倍弦長以后的試驗數(shù)據(jù)為小葉片數(shù)據(jù)。為便于與后文葉柵B相應(yīng)試驗結(jié)果對比，圖中后排葉片表面馬赫數(shù)取Blade 1的表面等熵馬赫數(shù)。在非堵塞情況下，隨著進口氣流角的增大，前排葉片吸力面的馬赫數(shù)峰值逐漸增大且峰值點位置后移，前排葉柵出口馬赫數(shù)提高，對應(yīng)的后排葉柵進口氣流速度也有所增大，因此后排葉片表面馬赫數(shù)隨著進口氣流角的增大也呈增加趨勢。

圖6 Ma1=0.80葉片表面馬赫數(shù)分布Fig.6 Isentropic Mach number distribution at Ma1=0.80

圖7～9給出了不同進口氣流角和進口馬赫數(shù)下不同位置后排葉片的表面馬赫數(shù)對比情況。由圖可知，2種葉片的表面馬赫數(shù)分布沿弦長變化趨勢基本一致，吸力面處Blade 1葉片的表面馬赫數(shù)大于Blade 2，壓力面處則相反；總的來說，Blade 1葉片壓力面與吸力面的馬赫數(shù)之差較Blade 2大，即該葉片負荷和加功能力較強。從后排葉片的葉片表面馬赫數(shù)分布規(guī)律來看，葉柵A所有已試攻角范圍內(nèi)，后排小葉片均處于較大的正攻角進氣狀態(tài)；其正攻角程度在葉柵進口氣流角由正攻角向負攻角變化過程中越來越明顯，甚至在吸力面出現(xiàn)了流動分離的現(xiàn)象，這會導(dǎo)致葉柵總體性能的下降。

圖7 設(shè)計角不同位置葉片表面馬赫數(shù)對比(Ma1=0.80, β1=28.8°)Fig.7 Isentropic Mach number distribution comparison at Ma1=0.80, β1=28.8°

圖8 正攻角不同位置葉片表面馬赫數(shù)對比(Ma1=0.95, β1=25.0°)Fig.8 Isentropic Mach number distribution comparison at Ma1=0.95, β1=25.0°

圖9 負攻角不同位置葉片表面馬赫數(shù)對比(Ma1=0.75, β1=30.0°)Fig.9 Isentropic Mach number distribution comparison at Ma1=0.75, β1=30.0°

鑒于葉柵結(jié)構(gòu)無法使用探針單獨測量前排葉片的工作狀態(tài)，為詳細地研究葉柵槽道流場尤其是后排葉片進口流場受前排葉片的影響情況，在Ma1=0.80、β1=28.8°狀態(tài)下開展了油流試驗，其結(jié)果如圖10所示。由圖可知，Blade 1進口氣流實際上來自于前排葉片主流區(qū)，其進口氣流速度高于位于前排葉片尾跡區(qū)氣流中的Blade 2葉片，因此其負荷更高。隨著工況的變化，前排尾跡寬度和周向位置會發(fā)生變化，后排Blade 1和Blade 2葉片的來流也會發(fā)生改變，因此在雙排串列葉柵設(shè)計中應(yīng)根據(jù)葉柵的工作狀態(tài)及設(shè)計目標優(yōu)化后排葉片相對前排葉片的位置，優(yōu)化其在前排葉片出口氣流的工作狀態(tài)，減小其導(dǎo)致的流動分離，使其性能在重要狀態(tài)下達到最優(yōu)。

圖10 葉柵A油流照片F(xiàn)ig.10 Oil flow pictures of cascade A

同時，油流試驗結(jié)果較為清楚地顯示了該狀態(tài)下后排葉片的工作情況。不同位置的后排葉片工作狀態(tài)明顯不同，氣流經(jīng)前排葉片槽道后速度逐漸降低，流至后排葉片前緣附近時，形成了明顯的堵塞現(xiàn)象；而后排葉片對其產(chǎn)生較為明顯的加速效果，形成了明顯的低速氣流和高速氣流分界線，氣流在后排葉片作用下進一步改變流動方向，后排葉片的存在一定程度上加速了流場尾跡的摻混。結(jié)合尾跡數(shù)據(jù)分析，葉柵A與常規(guī)串列葉柵相比,由于其尾跡深度較小且“大”尾跡內(nèi)氣動參數(shù)差異相對較小，可以推測其出口氣流的速度相對更為均勻，一定程度上起到了改善流場的作用。

2.2 葉柵B試驗結(jié)果分析

圖11和12為葉柵B不同進口馬赫數(shù)下總壓恢復(fù)系數(shù)沿周向分布圖。由圖可知，總壓恢復(fù)系數(shù)分布與常規(guī)葉柵較為相似；與葉柵A相比，相同試驗狀態(tài)下，曲線上方的面積相對較小，這在一定程度上說明葉柵B的損失較葉柵A小，表明較大的后排葉片稠度導(dǎo)致了葉柵A的堵塞及相應(yīng)流場和工作狀態(tài)的惡化，還表明Blade 2對串列葉柵的尾跡分布(形狀)影響較為明顯。

圖13給出了進口馬赫數(shù)Ma1=0.80下葉片表面馬赫數(shù)隨進口氣流角的變化情況。由圖可知β1=26.0°和27.0°時葉片表面馬赫數(shù)分布趨勢保持一致，僅在數(shù)值上有所差別；當進口氣流角β1=28.8°時，表面馬赫數(shù)分布出現(xiàn)較大程度的變化，前排葉片在20%弦長后馬赫數(shù)沿弦長呈上升趨勢，后排葉片的馬赫數(shù)遠大于其他兩個角度，工作狀態(tài)惡化較為明顯，正攻角程度也更為明顯。

圖12 Ma1=0.95葉柵B總壓恢復(fù)系數(shù)分布Fig.12 Distribution of total pressure recovery coefficient at Ma1=0.95(cascade B)

圖13 Ma1=0.80葉柵B葉片表面等熵馬赫數(shù)分布Fig.13 Isentropic Mach number distribution variation with inlet angle at Ma1=0.80(cascade B)

2.3 兩葉柵試驗結(jié)果對比

圖14～16為不同工況下2葉柵的葉片表面馬赫數(shù)分布對比圖。由圖可知，后排葉片稠度的改變對前排葉片的影響相對較小，而對后排葉片的影響較大，特別是在峰值點前。對于后排葉片壓力面而言，葉柵B的馬赫數(shù)均低于葉柵A。設(shè)計攻角下葉柵A的峰值點馬赫數(shù)相對較大，峰值點后氣流總體速度略高于葉柵B，這可能帶來更大的氣動損失和更早的流動分離；在非設(shè)計攻角下，葉柵B后排葉片的做功能力優(yōu)于葉柵A。

圖14 設(shè)計角下表面馬赫數(shù)對比(Ma1=0.80, β1=28.8°)Fig.14 Isentropic Mach number distribution comparison at Ma1=0.80, β1=28.8°

圖15 負攻角下表面馬赫數(shù)對比(Ma1=0.75, β1=30.0°)Fig.15 Isentropic Mach number distribution comparison at Ma1=0.75, β1=30.0°

圖16 正攻角下表面馬赫數(shù)對比(Ma1=0.95, β1=26.0°)Fig.16 Isentropic Mach number distribution comparison at Ma1=0.95, β1=26.0°

本文在給出葉柵總性能參數(shù)分布圖時，均將其縱坐標處理為包含葉柵A在Ma1=0.80、β1=28.8°狀態(tài)下對應(yīng)的總性能參數(shù)的系數(shù)，分別為總壓損失系數(shù)ω0、總壓恢復(fù)系數(shù)σ0、進出口靜壓比π0和柵后出口氣流角β20。

總壓損失系數(shù)ω是表征基元葉型設(shè)計好壞的主要參數(shù)，通常作為表征葉柵性能的綜合性參數(shù)給出；總壓恢復(fù)系數(shù)σ則用于分析葉柵進出口總壓損失情況。圖17和18分別為進口馬赫數(shù)0.80和進口氣流角28.8°時總壓損失系數(shù)的變化情況，圖19和20則是上述狀態(tài)下的總壓恢復(fù)系數(shù)的變化情況。由圖可知總壓損失均隨著進口馬赫數(shù)的增大而呈增大趨勢，葉柵B的總壓損失小于葉柵A。葉柵A的總壓損失隨進口氣流角的增大而增大，在正攻角范圍內(nèi)增大的趨勢較緩，當進口氣流角大于28.0°、攻角由正轉(zhuǎn)為負時，損失急遽增大，甚至堵塞進入渦輪工作狀態(tài)(數(shù)值上反映為損失系數(shù)超過1.0)。結(jié)合油流照片分析可知，總壓損失系數(shù)的增大與后排葉片實際進口氣流狀態(tài)有關(guān)，其實際進氣狀態(tài)為較大的正攻角進氣，從而導(dǎo)致后排葉片出現(xiàn)較為嚴重的吸力面氣流分離；這在一定程度上也解釋了葉柵B在正攻角范圍內(nèi)的損失與葉柵A相近，而近負攻角時損失系數(shù)明顯小于葉柵A的現(xiàn)象——減少了分離更為嚴重的Blade 2。結(jié)合葉片表面馬赫數(shù)分析，葉柵A和葉柵B前排葉片工作狀態(tài)相近，且未出現(xiàn)流動分離；故兩葉柵的流動損失由前排葉片的激波損失、后排葉片的吸力面流動損失以及摻混損失構(gòu)成。葉柵A后排葉片數(shù)為葉柵B的2倍，導(dǎo)致后排通道面積變小、堵塞增大，葉型損失增加，影響了整個葉柵的性能，是葉柵A損失大于葉柵B的一個原因。

圖17 總壓損失系數(shù)隨進口氣流角變化Fig.17 Total pressure loss coefficient variation with inlet angle

圖18 總壓損失系數(shù)隨進口馬赫數(shù)變化Fig.18 Total pressure loss coefficient variation with inlet Mach number

圖19 總壓恢復(fù)系數(shù)隨進口氣流角變化Fig.19 Total pressure recovery coefficient variation with inlet angle

圖20 總壓恢復(fù)系數(shù)隨進口馬赫數(shù)變化Fig.20 Total pressure recovery coefficient variation with inlet Mach number

(2)

(3)

葉柵進出口靜壓比π用于考察壓氣機葉型的加壓能力。壓氣機葉柵的靜壓比應(yīng)大于1，然而本次試驗由于通道氣流堵塞而導(dǎo)致壓氣機葉柵處于渦輪工作狀態(tài)，出現(xiàn)靜壓比小于1的工作點。由圖21和22可見，隨著進口馬赫數(shù)和進口氣流角的增大，靜壓比逐漸降低，葉柵B的靜壓比略小于葉柵A。

圖21 壓比隨進口氣流角變化Fig.21 Pressure ratio variation with inlet angle

為驗證前文關(guān)于柵后流場均勻性的分析，結(jié)合圖4、5、10、11和12可知，在出口探針測量截面上，葉柵A的出口流場壓力和速度較葉柵B更為均勻。圖23給出了一個柵距內(nèi)葉柵出口馬赫數(shù)與其平均值差值平方X的分布，葉柵A和葉柵B在一個柵距內(nèi)的出口馬赫數(shù)均方根偏差分別為0.112和0.266。圖24給出了Ma1=0.80狀態(tài)下不同進氣角下的葉柵出口氣流角分布，葉柵A出口氣流角β2變化范圍相對較小，其對出口氣流角的控制相對較好。這在一定程度上說明葉柵A的出口流場較葉柵B更為均勻。

圖22 壓比隨進口馬赫數(shù)變化Fig.22 Pressure ratio variation with inlet Mach number

圖23 出口馬赫數(shù)與其平均值之差的平方分布Fig.23 The difference square distribution of outlet Mach number and its average value in a pitch

圖24 出口氣流角隨進口氣流角變化Fig.24 Outlet angle variation with inlet angle

3 結(jié)論

根據(jù)本研究試驗對象得出以下結(jié)論：

1) 過大稠度的后排葉片不但會引起較為嚴重的通道堵塞，減小葉柵工作范圍，同時還會增大葉柵損失；但大稠度的后排葉片可以在一定程度上優(yōu)化葉柵出口氣流角度和馬赫數(shù)的均勻性。

2) 后排葉片稠度對前排葉片表面馬赫數(shù)分布影響較小，對后排葉片表面馬赫數(shù)分布影響較大。本研究中，小稠度后排葉片試驗葉柵的性能較大稠度的

好；大稠度試驗葉柵的幾何位置位于前排葉片主流區(qū)的后排葉片吸力面分離現(xiàn)象更為嚴重，導(dǎo)致了葉柵流場的惡化。

3) 對于大稠度后排葉片葉柵而言，幾何位置位于前排葉片尾跡區(qū)附近的后排葉片較位于前排葉片主流區(qū)的后排葉片有更高的負荷和更強的加功能力；此類串列葉柵的設(shè)計應(yīng)注意優(yōu)化后排葉片相對前排葉片的位置，優(yōu)化其在前排葉片出口流場中的工作狀態(tài)，使其在重要狀態(tài)下性能達到最優(yōu)。

4) 在實際使用中,應(yīng)當權(quán)衡大稠度后排葉片葉柵帶來的葉型損失增大和改善出口流場均勻性的情況，選擇性地應(yīng)用于某些特定的場合。