田江濤，唐方明，陳鼎欣，簡衛(wèi)斌，銀越千

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

1 引言

某型發(fā)動機的一級軸流加一級離心的組合壓氣機，其離心葉輪不適宜于直接采用鑄造加工方式生產，而采用機械加工方式生產的成本又較高。為此，在滿足指標要求的條件下，對離心葉輪進行滿足直接鑄造加工要求的優(yōu)化設計，以降低生產成本，提高壓氣機及其配套產品的市場競爭力。

在離心葉輪機械加工改鑄造加工的優(yōu)化設計中，在影響氣動性能的方案設計參數(shù)選取時參考了國內外學者的研究成果。如Eisenlohr 等[1]對某跨聲速離心葉輪進行的數(shù)值與實驗研究發(fā)現(xiàn)，跨聲速葉輪的設計對子午流道形狀非常敏感，減小出口葉片寬度可減小分離。楊策等[2]在研究離心葉輪進出口彎曲程度對離心壓氣機性能影響時發(fā)現(xiàn)，葉形彎曲對小型離心壓氣機葉輪效率影響很小。Takanori等[3]研究認為，優(yōu)化葉輪載荷分布可以提高喘振裕度和級效率，而徑向擴壓器攻角對喘振裕度的影響較小。Zangeneh[4]研究發(fā)現(xiàn)，尖部采用適當?shù)暮蠹虞d可改善激波結構，而尖部和葉中20%子午弦長的快速卸載可有效減小激波強度，減少激波損失。賴煥新等[5]對離心葉輪內部湍流流動及葉輪出口射流-尾跡結構的形成過程進行的數(shù)值與實驗研究結果表明，二次流對低能流體的輸運是形成射流-尾跡結構的主要原因。這些研究成果為離心葉輪滿足鑄造加工的優(yōu)化設計提供了很好的設計思路。

結合以上研究成果，根據降低生產成本的設計目標，對該組合壓氣機在不改變軸流級設計的情況下，從氣動設計角度對離心葉輪進行了由機械加工改鑄造加工的優(yōu)化設計，以及后排徑向擴壓器的再匹配設計，并采用三維數(shù)值仿真和試驗的方法，對該組合壓氣機優(yōu)化設計前、后方案進行了對比驗證。

2 優(yōu)化設計思路與設計

優(yōu)化設計要求是保持前面軸流級和末排軸向擴壓器設計不變，僅針對離心葉輪和徑向擴壓器，并在允許少量犧牲非設計轉速性能情況下，保證設計轉速氣動性能和結構、強度性能滿足指標要求。

為此，對離心葉輪采取了鑄造代替機械加工的優(yōu)化設計：優(yōu)化離心葉輪的流道、葉片載荷分布和葉片厚度分布，并減少葉片數(shù)。但增加葉片厚度會降低離心壓氣機的效率，減少葉片數(shù)會降低離心葉輪的做功能力。為彌補離心級性能的降低，采取了以下措施：①減小離心葉輪后彎角，保證離心葉輪的做功能力；②優(yōu)化離心葉輪葉片載荷和厚度沿弦長的分布規(guī)律，并對大小葉片分別設計，降低氣動損失。

此外，保持小葉片的設計載荷分布與大葉片對應段的相似，并采用直線無掠前緣，以便鑄造加工；在保持大小葉片厚度分布規(guī)律相同的情況下，增大厚度以提升鑄件的結構強度。

優(yōu)化設計前后的離心葉輪對比見圖1。原徑向擴壓器葉片采用雙圓弧設計，不能控制葉片氣動載荷沿流向的分布，在高馬赫數(shù)來流時氣動損失較大。優(yōu)化設計采用可控氣動載荷的直葉片造型方法，通過調整葉片角分布來控制葉片載荷，從而有效降低徑向擴壓器的氣動損失，改善與離心葉輪的匹配關系，提高離心壓氣機效率。優(yōu)化設計前后離心葉輪和徑向擴壓器的關鍵參數(shù)對比見表1。

圖1 優(yōu)化設計前后離心葉輪對比Fig.1 Comparison of centrifugal impeller before and after the optimal design

表1 優(yōu)化設計前后離心葉輪和徑向擴壓器關鍵參數(shù)對比Table 1 Comparison of the key parameters of the centrifugal impeller and radial diffuser before and after the optimal design

3 數(shù)值仿真結果分析

3.1 仿真設置

流體域采用ANSYS 13.0 中的TurboGrid 模塊進行網格劃分，單通道網格總數(shù)為64 萬，見圖2。固壁面第一層網格節(jié)點處嚴格保證y+在1～10 范圍內?；谟邢拊挠邢摅w積法，利用BSL 湍流模型對三維雷諾平均N-S 方程進行計算求解，并采用全隱式多網格耦合求解技術以提高計算速度和穩(wěn)定性。數(shù)值仿真過程考慮黏性損失項，壁面函數(shù)根據邊界層內流動情況自行選擇。計算的進口邊界給定總壓、總溫，氣流軸向進氣，輪轂、機匣、葉片等固壁給定絕熱無滑移邊界條件，出口邊界給定流量平均靜壓。

圖2 單通道網格Fig.2 Meshes of single passage

在同類型壓氣機設計中，該數(shù)值仿真結果經過了大量試驗驗證，充分證明了其可靠性。

3.2 優(yōu)化設計前后總性能對比

圖3 給出了該組合壓氣機優(yōu)化設計前后無量綱性能對比。從圖中可看出，相比原設計方案(CFD_ori)，在1.00 轉速，優(yōu)化設計方案(CFD_opti)的堵點流量基本不變，壓比和效率均有提升(峰值效率提升2.23 個百分點)，喘振裕度略有提升；而在0.95轉速，優(yōu)化設計后的堵點流量降低1.41%，喘點壓比、峰值效率分別提升1.47%和0.3 個百分點。這種變化趨勢是由于優(yōu)化設計后的徑向擴壓器喉道面積偏小，改善了組合壓氣機在設計轉速的匹配效果；而對于0.95 轉速，由于小喉道面積徑向擴壓器的限流作用，惡化了軸流級流場，使得總性能較原設計僅略微提升。根據優(yōu)化設計不降低設計轉速性能而非設計轉速性能允許降低的要求，結合方案使用用途和費效比認為，優(yōu)化設計滿足目標要求。

圖3 優(yōu)化設計前后無量綱仿真總性能對比Fig.3 Comparison of total performance of dimensionless simulation before and after the optimal design

3.3 優(yōu)化設計前后級性能對比

圖4 給出了該組合壓氣機優(yōu)化設計前后設計點各級無量綱特性對比。從圖中可看出，相比原設計方案，對于軸流級，優(yōu)化設計壓比與原設計保持一致，優(yōu)化設計方案降低了軸流級的匹配點特性(壓比降低1.83%，效率降低1.29 個百分點)，但通過離心葉輪和徑向擴壓器的葉型優(yōu)化，大幅改善了離心級的匹配特性，并彌補了軸流壓氣機特性的降低，最終保證了組合壓氣機設計點的性能并略有提升。

圖4 優(yōu)化設計前后無量綱仿真級性能對比Fig.4 Comparison of stage performance of dimensionless simulation before and after the optimal design

3.4 流場分析

圖5 給出了圖3 中近失速工況點(NS)不同葉高處各葉排S1 流面上的相對馬赫數(shù)云圖?？梢钥闯?，優(yōu)化設計方案主要影響離心級各葉排的馬赫數(shù)分布，對軸流級基本沒影響。

在5%葉高處，優(yōu)化設計使得離心葉輪大葉片壓力面25%～50%弦長處的低能失速區(qū)弱化并向前緣移動，而徑向擴壓器尾緣靠近壓力面的低能區(qū)也減小為附著在壓力面的一個狹長失速帶。

圖5 近失速點不同葉高相對馬赫數(shù)云圖Fig.5 Diagram of relative Mach number with different span at nearly stall point

在葉中位置，雖然優(yōu)化設計增大了葉輪通道內的低能失速區(qū)范圍，但也提高了低能失速區(qū)的流速，使小葉片吸力面尾緣的低能區(qū)被主流推出通道，從而降低了低能團對通道造成的堵塞，并使徑向擴壓器進口由負攻角減小到近0°攻角，大大改善了徑向擴壓器吸力面的氣流分離現(xiàn)象。

在95%葉高，優(yōu)化設計前后小葉片兩面都存在低能失速區(qū)，并以吸力面最為顯著，對來流造成了嚴重堵塞。對于原設計方案，在小葉片30%弦長近吸力面處存在一個低能團，但迫于周向壓力梯度最終附著于小葉片吸力面。對于優(yōu)化設計，同樣的低能團雖然也逐漸減小，但并沒有附著于小葉片吸力面——這是由于間隙泄漏流吹氣及通道周向壓力梯度弱化的結果，因而小葉片吸力面的氣流分離更為嚴重并導致后排徑向擴壓器攻角增加，從而惡化了后排通道內的氣流流動。此外，從局部放大圖中可看出，優(yōu)化設計的流場變得復雜，高速來流在相應流面上還產生了與軸流級葉片相同的馬蹄渦[6-8]，并留下一個與軸流級葉片類似的鞍點[9]。

綜合不同葉高相對馬赫數(shù)云圖可以看出，優(yōu)化設計增大了大葉片進口攻角并引起氣流分離。在小周向壓力梯度與大逆壓梯度作用下，尖區(qū)小葉片通道內的低能流明顯增強，并惡化了離心葉輪與徑向擴壓器尖區(qū)的流動，但改善了葉中及其以下區(qū)域的流動。此外，優(yōu)化設計對軸向擴壓器內流動的改善也起到了很好的推動作用。

4 試驗驗證

優(yōu)化設計前后方案組合壓氣機在同一壓氣機部件試驗臺上進行了性能對比試驗。試驗件中的徑向擴壓器葉頂與對應蓋板的間隙利用調整墊片控制，以實現(xiàn)熱態(tài)的無間隙要求。為摸索間隙的變化規(guī)律，優(yōu)化設計方案采取分步調整的方法進行了多輪試驗。

圖6 給出了組合壓氣機優(yōu)化設計前后方案在0.95、1.00 兩個轉速的無量綱試驗總特性對比。從圖中可看出，相比原設計方案(Exp_ori)，在1.00 轉速，優(yōu)化設計方案(Exp_opti)峰值效率提升1.23 個百分點，喘點壓比提升0.21%，而考慮到試驗誤差因素，可認為堵點流量一致。在0.95 轉速，優(yōu)化設計后的堵點流量降低1.30%，喘點壓比降低0.98%，峰值效率基本不變。

針對兩個轉速的喘振裕度試驗結果比數(shù)值仿真結果偏低，且轉速越低差異越小的現(xiàn)象，分析認為是因為徑向擴壓器的葉片本體與蓋板之間采取的是壓緊的結構方式，而徑向擴壓器葉片本體與蓋板變形的復雜性，使得給定的徑向擴壓器葉頂冷態(tài)裝配間隙(即葉片本體與蓋板之間的間隙)無法保證熱態(tài)間隙的完全一致及理想無間隙要求。而一旦出現(xiàn)熱態(tài)間隙，不僅會增大壓比的泄漏損失，還會改變氣體的實際通流面積，從而影響組合壓氣機的匹配點性能。即便如此，優(yōu)化設計方案得到的設計轉速點喘振裕度仍然滿足設計指標要求。

圖6 優(yōu)化設計前后無量綱試驗總特性對比Fig.6 Comparison of total performance of dimensionless test before and after the optimal design

結合上述試驗結果及其分析可以看出，優(yōu)化設計方案滿足優(yōu)化設計目標要求，從而進一步驗證了機械加工改鑄造的優(yōu)化設計技術和方案的可行性。

5 結論

以某軸流-離心組合壓氣機為研究對象，在機械加工改鑄造的思想指導下，采用可控載荷葉片造型程序，對離心葉輪和徑向擴壓器進行了優(yōu)化設計。利用ANSYS 數(shù)值仿真平臺和試驗方法，對優(yōu)化設計前后方案進行了對比驗證，結果表明優(yōu)化設計方案滿足優(yōu)化設計目標要求。主要研究結論為：

(1) 可控載荷葉片造型程序可根據氣動需要實現(xiàn)載荷的合理分配，通過優(yōu)化設計實現(xiàn)了離心級與軸流級的合理匹配，達到了優(yōu)化設計目標。

(2) 對離心葉輪和徑向擴壓器的優(yōu)化設計基本不影響軸流級的內部流動，雖然惡化了離心葉輪尖區(qū)的流動，但大大改善了50%葉高及其以下區(qū)域的流動情況，尤其是對后排徑向擴壓器和軸向擴壓器的改善比較明顯。

(3) 徑向擴壓器葉片與蓋板間采取的壓緊連接方式，會增加熱態(tài)間隙調控難度，帶來不確定性影響。后續(xù)須對徑向擴壓器葉片與蓋板采取焊接連接方式后進行對比試驗驗證，以最終確定該連接方式對組合壓氣機性能的影響。