李 濤 ，吳亞東 ，2，歐陽華 ，3

（上海交通大學機械與動力工程學院1燃氣輪機研究院2：上海200240；3.先進航空發(fā)動機協(xié)同創(chuàng)新中心，北京100083）

0 引言

軸流壓氣機是航空發(fā)動機與燃氣輪機3大核心部件之一，準確、快速、完整地獲得其整體性能指標和各排葉片的展向參數分布，是其氣動設計的基礎。葉輪機械內部3元流動分析方法始于吳仲華教授20世紀50年代提出的2類相對流面理論，并在50～70年代經歷了快速發(fā)展，積累了大量有關氣動損失、落后角、堵塞因子的模型和經驗關聯(lián)式，逐漸成為葉輪機械性能分析的主要工具。1990年以來CFD技術快速發(fā)展，但其計算模型、計算成本和計算精度都仍有很大的提升空間，且較多應用于壓氣機氣動設計的正問題，以及局部流場的優(yōu)化。在壓氣機氣動設計領域，流線曲率法依然是初始反問題計算和優(yōu)化的主要工具。軸流壓氣機的氣動設計一直向著更高的級負荷和更低的展弦比發(fā)展，這意味著級間通流的展向摻混作用更明顯，紊流強度增大，二次流動增強。因此，在流線曲率法的計算中引入展向摻混模型有助于更加準確地反映壓氣機的內部流場的展向分布特性，提高計算精度。在計及展向摻混的分析研究領域，Adkins和Smith[1]認為展向摻混由二次流決定；而Gallimore和Cumpsty[2-3]根據試驗認為小尺度的紊流擴散起主導作用；Wisler[4]得到了更為全面而嚴謹的結論，認為大尺度的二次流和小尺度的紊流在展向摻混過程中都起到重要作用，只是因壓氣機展向位置和運行工況的變化而有不同的表現(xiàn)；通過對N-S方程進行理論分析[5-7]，也可得到類似結論：對N-S方程進行質量加權的概率平均和周向平均，可得到S2流面基本方程組[5]。由運動方程可看出，影響S2流面動量輸運的有分子黏性應力、紊流脈動應力和周向非均勻應力，而周向非均勻應力包括二次流在內的3維大尺度因素。

基于上述分析，本文采用Wisler的觀點，在基本的S2通流計算中同時引入了紊流擴散和二次流的模型，以評估展向摻混對流場的作用。將計算結果與公開發(fā)表的數據進行對比和分析，表明考慮展向摻混后流線曲率法能較好地預測出壓氣機的流場特性。

1 數值方法

1.1 控制方程

在實際葉輪機械中，氣體的流動是非定常、黏性、全3維的流動。計算過程中作定常、絕熱和軸對稱的假設，在葉片排前后緣及葉片通道內部均設置計算站，基于N-S方程推導出流線曲率法在S2流面上的控制方程，分別是沿流線方向和沿計算站方向的速度梯度方程、流量連續(xù)方程及焓方程[8]。

對于給定各葉片排出氣角分布的反問題，注意到環(huán)量與出氣角的關系

在跨聲流動中，為得到子午Ma＜1而相對Ma＞1的超聲速解，可通過式（1）將正問題轉化為反問題迭代求解。所以上述方法可用于相對跨聲流動問題。

1.2 紊流擴散模型

紊流擴散采用G-C模型，該模型表達的物理過程是因紊流擴散導致的動量和熱量的展向摻混，并用渦黏系數μt和紊流熱傳導系數kt來度量。μt通過摻混系數ε確定，kt和μt通過紊流Prandtl數相關聯(lián)

摻混系數ε可由軸向速度Vz、軸向級長度Lz和雷諾數確定

實際計算中Lz可取進口葉片軸向平均長度，和Re的值可通過經驗給出，進而確定渦黏系數及紊流熱傳導系數[9-10]。

計及摻混作用時，作用于切向面和軸向面上的應力忽略不計，計算方程組的黏性應力項也需有所變動，徑向、切向、軸向分量分別為

問卷包括三個部分，主要調查學生對各項英語技能的自我評價、學習難度評價以及提高各項技能的愿望，均為單項選擇題，選項為五級量表形式(1=很差/很難/很不愿意、2=差/難/不愿意、3=一般/無所謂、4=好/容易/愿意、5=很好/很容易/很愿意)。

黏性耗散項為

1.3 落后角計算及修正

二次流的作用通過落后角來體現(xiàn)。在正問題中需要采用合適的模型預估落后角的分布。目前已經有多種落后角預估模型，有些方法要求已知流場的若干氣動參數，需要進行迭代計算。2維Carter公式是計算落后角的經典公式，僅根據葉型的幾何參數就可初步得到落后角的分布。這里根據文獻[11]采用Carter公式的另一種形式

式中為葉型最大厚度沿弦長的相對位置，計算中取0.5即可得到較為滿意的結果。

修正落后角可應用Roberts[12-13]的方法。該模型基于NASA壓氣機中間級的試驗數據，以2維Carter公式為基礎表達了3維流動對落后角的影響。葉柵通道內的流體受到旋轉的影響，在離心作用下產生向頂部流動的趨勢。低能流體在頂部的聚集，會因間隙的存在進一步影響流動。因此，Roberts認為轉子的落后角在葉根處表現(xiàn)為過轉折，而在葉尖處表現(xiàn)為欠轉折。靜子的流動現(xiàn)象更加明顯，由于葉柵通道垂直氣流運動方向壓力梯度的存在，流體會在端部附近的區(qū)域形成2個大小相同、方向相反的二次流旋渦。這在落后角上就表現(xiàn)為欠轉折。對已有的數據進行插值擬合后，要求在端壁處表現(xiàn)為過轉折。Roberts研究發(fā)現(xiàn)，靜子落后角與壁面邊界層厚度、葉型折轉角和稠度關系較大，轉子落后角與壁面邊界層厚度、葉頂間隙和展弦比關系較大。

Roberts的落后角修正模型在葉根處總是表現(xiàn)為過轉折，但事實上在葉根附近是存在欠轉折的，而且Roberts建立模型使用的數據也能明顯反映這一現(xiàn)象，但是其最終模型并沒有體現(xiàn)這一點[14]。動葉內的流體受離心力的影響有向頂部流動的趨勢，但其葉根處仍然會有二次流渦團的存在。本文在研究中對轉子葉根處取2°～4°的欠轉折，然后計算分析其他參數，對各修正點重新進行插值擬合，得到改善后的落后角展向分布結果。

2 計算結果與分析

壓氣機3S1是PW公司的試驗壓氣機，是1臺3級低速壓氣機，展弦比為0.81，輪轂比為0.915，設計轉速為5455 r/min，設計壓比為1.357，設計流量為4.3 kg/s。輪轂和機匣均為圓柱形狀，流道沒有收斂。文中采用的試驗數據來自文獻[15]和[16]，與流線曲率法的計算結果進行對比。本算例從輪轂到機匣選定11條流線，各排葉片前后緣分別設置計算站，每排葉片通道內設置3個計算站，上下游各設置5個計算站，共43個計算站。具體的計算網格如圖1所示。圖中每個格點代表1個計算站，水平方向格點相連代表流線。

圖1 方案（4）的計算網格

（1）無黏無摻混，落后角由Carter公式給出。

（2）無黏無摻混，落后角由Carter公式經Roberts修正給出。

（3）G-C模型，落后角由Carter公式給出。

（4）G-C模型，落后角由Carter公式經Roberts修正給出。

（5）文獻數據。

本文進行了5種方案的計算。第3級轉子和靜子的出口氣流角計算結果與文獻給出的數據的對比如圖2、3所示。由于出口氣流角與落后角有直接關系，觀察到Carter公式和改善后的Roberts修正各自計算結果的準確性。從圖2中可見，Roberts修正在轉子的葉尖附近取得了很好的效果，與文獻數值基本重合，同時葉根處欠轉折的趨勢也明顯與文獻數據相符，但是幅度上偏小。從圖3中可見，Roberts修正使靜子兩端部的流動計算均取得明顯改善，展向分布形態(tài)更接近文獻數據。

圖2 轉子3出口氣流角

圖3 靜子3出口氣流角

第3級轉子和靜子的出口子午速度分別如圖4、5所示。從圖4中可見，前4種方案在20%～80%葉身部分的數據差距很小，其中方案（1）和（3）的數值與文獻數據更接近，數值上比方案（1）和（3）小0.5左右，但端壁區(qū)相差過多。方案（2）和（4）顯著改善了端壁區(qū)的情況，這正反映了改善后的Roberts模型使端部流動計算得到明顯優(yōu)化。方案（4）的展向數值均比方案（2）的稍小，總體上優(yōu)于方案（2）的。圖5的情況與圖4類似，主流區(qū)4種方案相差不大，端壁區(qū)是方案（2）和（4）優(yōu)于方案（1）和（3），而總體上方案（4）又優(yōu)于方案（2）。

圖4 轉子3出口子午速度

圖5 第3級出口子午速度

3S1第3級出口總壓和總溫沿展向的分布如圖6、7所示。對于出口總壓，方案（1）在數值上已經較文獻數據偏高，且在展向分布上近似成1條直線；方案（2）的展向分布形態(tài)較方案（1）有了明顯改善，但數值上比文獻數據小，且絕對誤差變大；方案（3）的展向分布較方案（1）在端壁區(qū)有所改善，但數值上反而更大?？梢赃@樣理解：方案（1）假定流動等熵和無黏，且滯止轉焓沿流線為定值。G-C模型改變了這一假定，焓值沿流線的梯度為正值，從而溫升變大。在損失系數不變的情況下，壓比變大。方案（4）結合了方案（2）和（3）的優(yōu)點，在數值和展向分布形態(tài)上都更加接近文獻數據。主流區(qū)二者幾乎重合，在端壁區(qū)方案（4）的變化幅度偏大，但總體上已經達到了較高的計算精度。對于出口總溫，各方案結果與出口總壓的情況類似，方案（4）同樣取得最佳的結果，主流區(qū)與文獻數據幾乎重合，葉根和葉尖處均出現(xiàn)2 K左右的誤差。

需要指出的是，本文對Roberts模型在轉子葉根處的結果進行改進，但對于具體的取值尚需要進行更深入的理論分析和總結，得到明確的計算公式，最終能應用于工程實際。

圖6 第3級出口總壓

圖7 第3級出口總溫

3 結論

采用流線曲率法的數學模型，通過G-C模型模擬紊流擴散的作用，通過落后角反映二次流的作用。在2維Carter公式基礎上引入改善的Roberts修正模型對落后角進行預估，發(fā)展了1種考慮壓氣機內展向摻混作用的計算方法。經過數值計算，將計算值與文獻給出的數據進行對比，得到如下結論：

（1）展向摻混對軸流壓氣機氣動參數的展向分布有重要影響。單純的無摻混計算所得結果與實際的展向分布情況偏離較大，所以在壓氣機氣動設計和優(yōu)化過程中應當考慮摻混這一重要因素。

（2）小尺度的紊流擴散和大尺度的二次流都是展向摻混的重要因素。分析本文運用流線曲率法得到的計算結果，可以看到單獨考慮Gallimore-Cumpsty模型或單獨采用Roberts對2維Carter公式的修正都不能得到很好的結果，只有同時考慮這2種因素才能獲得最優(yōu)方案，無論展向分布還是數值都與文獻數據最為貼近。

（3）本文改善了Roberts模型在轉子葉根處的計算方法，但只作了初步探究，后面仍需進一步分析討論。

（4）本文采用的方法能夠較好地預測軸流壓氣機的氣動特性，可以進一步運用到后續(xù)的分析和優(yōu)化工作中。

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