增壓級末級流路和末級靜葉安裝角優(yōu)化設計

裴小萌，劉佳駿，楊小賀

(中國航發(fā)商用航空發(fā)動機有限責任公司，上海 200241)

隨著適航要求的提升以及航空公司對經濟效益的追求，商用航空發(fā)動機對耗油率的要求逐步提高。風扇內涵道部分和增壓級是大涵道比航空發(fā)動機低壓壓氣機部件的主要組成部分，如圖1所示。低壓壓氣機部件的效率將直接體現(xiàn)在發(fā)動機的耗油率水平上。

圖1 低壓壓氣機結構

由于存在一些穿過發(fā)動機流路的承力結構和附件系統(tǒng)，一般來說都會將這些部件包容在流路中的支板內，支板的尺寸往往較大，不僅會影響出口流場品質，也會產生較大的擾動勢場，改變上游末級靜葉的氣流流動，這種影響不僅會帶來風扇增壓級性能的下降，同時還會影響葉片葉身的應力分布，對葉片強度帶來危害。

在提升壓縮部件性能方面，流路優(yōu)化一直是研究熱點，包括了數(shù)值研究和試驗驗證兩方面的工作。余華蔚[1]等人指出增壓級處于風扇出口和高壓壓氣機進口的轉接處，后面級流路徑向傾斜度大，造成后面級的流場更容易分離，但未給出具體的優(yōu)化方法；Jialing LU[2]等人通過流路的波浪形設計，抑制了靜葉的角區(qū)分離，但研究僅局限在單排靜葉的流路范圍內；Lisa Brilliant[3]等人通過流路的波浪形設計，抑制了動葉的角區(qū)流動分離，但研究僅局限在單排動葉的流路范圍內；不少學者[4-6]將非軸對稱端壁造型技術應用在壓縮部件的流路設計中，通過在流路上構造凹陷與凸起型面來控制近端壁的流動方向與強弱，但往往未充分考慮設計點下期待效率更高、近邊界點則更強調氣動穩(wěn)定性的工程需求。

在降低支板對上游末級靜葉勢流影響程度方面，優(yōu)化思路主要包括：改變支板周向布局、重新設計靜葉和調整靜葉安裝角。適當調整支板周向布局可以有效改變上游區(qū)域壓力畸變分布，而且對于根部的影響最大，中部和尖部次之；重新設計靜葉葉片可以使靜葉前尾緣角度與流場匹配，降低擾動，但是需要針對不同的周向位置設計不同的葉片，增加了設計制造成本；而調整葉片安裝角，雖然從效果上可能不如前兩種方法，但是優(yōu)點是只需要設計一種葉型，節(jié)約了成本，因而受到了很多研究者的關注[7-11]。

綜上所述，需要了解國際先進航空發(fā)動機的設計思想以及性能水平，通過自主設計能力的提升研制出更先進的壓縮部件。本文將針對增壓級末級流路和末級靜葉安裝角開展優(yōu)化設計，改善末級流場品質、降低支板對上游葉片的勢流影響，以達到提升低壓壓氣機性能水平的目的。

1 通流設計與葉片造型

1.1 子午流路設計

風扇增壓級流路如圖2所示。風扇進口外徑綜合考慮葉尖切線速度和進口軸向速度；進口輪轂比綜合考慮單位迎風面積換算流量和結構尺寸限制；風扇子午投影具有復合掠形特征，綜合考慮氣動、噪聲和強度的要求；風扇外涵采用支板/OGV融合設計[12]。增壓級流路設計綜合考慮了流量系數(shù)、負荷系數(shù)和涵道比等因素，同時保證了效率和喘振裕度之間的平衡。

圖2 風扇增壓級子午流路

1.2 通流設計

通流設計采用流線曲率法。輸入?yún)?shù)包括流路坐標、各計算站環(huán)量分布、附面層阻塞系數(shù)、動葉排壓比和效率分布、靜葉總壓恢復系數(shù)分布、葉片阻塞系數(shù)分布和稠度分布等；計算獲得各計算站的氣動參數(shù)及各葉片排進出口流量平均總參數(shù)。其中，增壓級動葉的壓比呈現(xiàn)出從葉尖到葉根逐漸增大的趨勢，這樣可以保證動葉根部具有足夠的做功能力、降低根部發(fā)生氣流分離的風險。

馬赫數(shù)是反映流場流動的重要參數(shù)，也是指導本文流路設計的重要依據(jù)。通流設計結果表明，增壓級末級動葉R3進口葉根Ma為0.727，葉尖為0.557；末級靜葉S3進口葉根Ma為0.689，葉尖為0.419；馬赫數(shù)分布規(guī)律如圖3和圖4所示。

圖4 S3進口馬赫數(shù)分布

1.3 葉片造型

葉片造型采用任意中弧線求解方法，輸入?yún)?shù)包括葉片攻角、落后角、內部脫軌角分布、最大相對厚度、最大厚度相對位置、前后緣相對半徑、葉片數(shù)和積疊軸的位置以及通流設計輸出的氣流角。其中，增壓級動葉和靜葉的負攻角都呈現(xiàn)出絕對值葉中小、根尖大的“反C形”分布規(guī)律。風扇增壓級和內涵支板的造型結果如圖5和圖6所示。

圖5 風扇增壓級葉片

圖6 內涵支板

2 三維數(shù)值求解

本文將通過三維數(shù)值求解評估設計結果。采用Numeca的Fine/Turbo求解器，應用有限體積差分格式相對坐標系下的三維雷諾平均Navier-Stokes方程求解，空間離散采用中心差分格式，時間項采用4階Runge-Kutta方法迭代求解，選用Spalart-Allmaras(簡稱S-A)湍流模型[13]。

2.1 網格劃分和邊界條件

計算工質設定為理想氣體，邊界條件的設置如下：

1) 進口給定標況下總溫、總壓和軸向的進氣方向，內、外涵分別給定出口平均靜壓；

2) 固壁為絕熱、無滑移邊界條件；

3) 轉靜葉交界面采用周向守恒方法。

風扇和外涵導葉的網格拓撲為O4H型，增壓級為HOH型。風扇展向161層網格；內涵展向73層網格，外涵展向93層網格。網格采用Autogrid進行劃分，六面體網格節(jié)點總數(shù)約為1 140萬，葉片壁面Y+小于10。風扇和增壓級葉片網格分布如圖7所示；其中，增壓級末級R3和S3的50%葉高網格分布如圖8和圖9。

圖7 風扇增壓級網格

圖8 R3葉片50%葉高網格

圖9 S3葉片50%葉高網格

調整內、外涵出口靜壓獲取經濟巡航工況的設計點；而后固定外涵出口平均靜壓，改變內涵出口壓力獲取風扇增壓級內涵通用特性曲線。

2.2 流場分析

增壓級R3的效率沿徑向的分布以及S3的總壓恢復系數(shù)沿徑向的分布分別如圖10和圖11所示。

圖10 R3效率分布

圖11 S3總壓恢復系數(shù)分布

由圖可知，R3葉片在根尖部位存在著效率明顯降低的區(qū)域；同樣地，S3根尖總壓恢復系數(shù)降低明顯。

以R3根部的效率虧損區(qū)為例，其葉片表面極限流線以及該葉高位置處的相對馬赫數(shù)分布如圖12和圖13所示?？梢悦黠@看到葉根后1/3弦長位置處的徑向二次流的遷移流動現(xiàn)象。

圖12 R3表面極限流線

圖13 R3根部馬赫數(shù)分布

3 末級流路優(yōu)化設計

本節(jié)將基于R3和S3進口馬赫數(shù)的徑向分布特征，開展針對增壓級末級流路的優(yōu)化設計，進而改善上文基準方案(簡稱Baseline)中存在的不健康流動。

3.1 末級輪轂流路優(yōu)化

3.1.1 優(yōu)化的通流設計

將末級流路的R3葉根前緣位置沿垂直方向下移5%根部弦長，尾緣位置沿垂直方向下移10%根部弦長；S3葉根位置前緣沿垂直方向下移10%根部弦長，尾緣位置沿垂直方向下移10%根部弦長；其余位置平滑過度，保證輪轂流路的光順；該優(yōu)化方案簡稱為Opt1，如圖14中虛線所示。

圖14 末級輪轂流路的優(yōu)化

在流量不變的前提下，增加末級流動截面積意味著流動速度的降低，即馬赫數(shù)的減小。減小后的R3和S3進口Ma分布規(guī)律如圖15和圖16所示；其中，R3進口葉根Ma為0.713，葉尖為0.544；S3進口葉根Ma為0.653，葉尖為0.395。

圖15 R3進口馬赫數(shù)分布

圖16 S3進口馬赫數(shù)分布

3.1.2 三維數(shù)值求解

Opt1方案末級動葉R3的效率沿徑向的分布如圖17所示，由圖可知20%以下的葉高范圍內存在著明顯地效率虧損，這與優(yōu)化目標相反。進一步觀察圖18葉片表面極限流線和圖19馬赫數(shù)云圖發(fā)現(xiàn)，R3吸力面的8%葉高以下存在分離。分析可知，壓低輪轂流路可以降低末級進口馬赫數(shù)，但增大了該位置處流路的曲率變化率，低速氣流在大曲率變化率的流路中產生了流動分離。由于分離的存在，故不對S3的總壓恢復系數(shù)系數(shù)作進一步的分析。

圖17 R3效率分布

圖18 R3表面極限流線

圖19 R3根部馬赫數(shù)分布

3.2 末級機匣和輪轂流路優(yōu)化

3.2.1 優(yōu)化的通流設計

基于以上的方案，本節(jié)開展末級機匣和輪轂流路優(yōu)化。將末級流路的R3葉尖位置前緣沿垂直方向上移5%尖部弦長，尾緣沿垂直方向上移5%尖部弦長；將末級流路的S3葉根位置前緣沿垂直方向下移5%根部弦長，尾緣沿垂直方向下移10%根部弦長；其余位置平滑過度，保證輪轂流路的光順，該優(yōu)化方案簡稱為Opt2，如圖20中虛線所示。

圖20 末級機匣和輪轂流路的優(yōu)化

末級流動截面積的增加同樣降低了流動速度，即馬赫數(shù)的減小。減小后的R3和S3進口Ma分布規(guī)律如圖21和圖22所示；其中，R3葉根Ma為0.720，葉尖為0.542；S3葉根Ma為0.679，葉尖為0.402。

Opt2方案通過抬高增壓級R3的機匣流路來實現(xiàn)末級進口馬赫數(shù)的降低；除R3葉尖馬赫數(shù)略小于Opt1方案，R3和S3的根尖馬赫數(shù)均大于Opt1方案，以避免低馬赫數(shù)可能引起的分離流動。

圖21 R3進口馬赫數(shù)分布

圖22 S3進口馬赫數(shù)分布

3.2.2 三維數(shù)值求解

Opt2方案末級R3的效率以及S3的總壓恢復系數(shù)沿徑向分布規(guī)律如圖23和圖24所示；R3葉片表面極限流線和相對馬赫數(shù)的分布如圖25和圖26所示。對比Opt1方案，該優(yōu)化成功地提高了R3在根尖位置的效率以及S3在根尖位置的總壓恢復系數(shù)；葉片表面極限流線的二次流現(xiàn)象的消弱表征著流場流動的改善；同時在R3葉根范圍內無分離流動的產生。

圖23 R3效率分布

圖24 S3總壓恢復系數(shù)分布

圖25 R3表面極限流線

圖26 R3根部馬赫數(shù)分布

3.2.3 流場及特性分析

在此基礎上，進一步給出優(yōu)化Opt2方案中增壓級各排葉片5%、50%、95%三個典型截面的馬赫數(shù)云圖分布，如圖27至圖29所示。各排葉片流動狀況良好，無分離流動，顯示了該方案在參數(shù)選取上的合理性。

圖27 增壓級5%葉高馬赫數(shù)分布

圖28 增壓級50%葉高馬赫數(shù)分布

圖29 增壓級95%葉高馬赫數(shù)分布

Opt2方案流量、壓比、效率、喘振裕度、動葉效率以及靜葉總壓恢復系數(shù)與Baseline方案的對比如表1至表3所示，其中選定Baseline方案設計工況的流量為1.000。Opt2方案設計點效率為0.880，相對Baseline方案提高了0.30個百分點，同時喘振裕度基本維持不變。

表1 風扇增壓級特性

表2 動葉效率

表3 靜葉總壓恢復系數(shù)

Opt2方案包含風扇內涵和增壓級的低壓壓氣機通用特性曲線如圖30和圖31所示?？芍谠O計轉速下，從近堵點至近喘點各點的流量和壓比基本維持不變，Opt2方案的效率均高于Baseline方案，達到了末級流路優(yōu)化設計的目標。

圖30 風扇增壓級內涵壓比-流量曲線

圖31 風扇增壓級內涵效率-流量曲線

4 末級靜葉安裝角優(yōu)化

4.1 安裝角優(yōu)化方案

在不改變葉型的前提下，對末級靜葉的安裝角進行優(yōu)化設計。末級靜葉和支板位置關系以及末級靜葉安裝角的優(yōu)化方向如圖32和圖33所示，即保持正對著支板的末級靜葉安裝角不變，左右兩側各4片末級靜葉的尾緣分別向遠離支板前緣的方向轉動。

圖32 末級靜葉和支板位置關系

圖33 末級靜葉安裝角旋轉方向

4.2 安裝角優(yōu)化結果

根據(jù)工程經驗，末級靜葉安裝角的調整角度在±3°范圍內。經過多輪優(yōu)化設計，安裝角選為-1°、-1.5°、-2.5°、-1.5°、0°、1.5°、2.5°、1.5°、1°，其中0°為正對著內涵支板的末級靜葉的安裝角，其它為向左右兩側依次遠離的末級靜葉的安裝角。安裝角優(yōu)化調整前后，末級靜葉進口90%葉高靜壓沿周向分布如圖34和圖35所示。優(yōu)化安裝角減弱了支板對上游流場的堵塞效應，末級靜葉進口靜壓的均勻性得到了明顯改善，即葉片受到的應力分布更加均勻。其中以正對支板的末級靜葉的進口靜壓變化程度最為明顯，下降了約2 000 Pa，如圖36所示。

圖34 基準安裝角方案

圖35 優(yōu)化安裝角方案

圖36 末級靜葉進口靜壓分布

5 結論

本文完成了增壓級末級流路和末級靜葉安裝角的氣動優(yōu)化設計，提升了由風扇內涵和增壓級組成的低壓壓氣機的性能，主要結論如下：

1) 增壓級輪轂和機匣流路的變化直接帶來馬赫數(shù)大小的改變，馬赫數(shù)的降低可以提升動葉效率以及靜葉的總壓恢復系數(shù)，且對根尖的影響更為顯著。

2) 增壓級末級流路曲率變化較大，容易引起末級動葉葉根位置的流動分離。

3) 通過抬升末級動葉和靜葉機匣流路、降低末級靜葉輪轂流路，低壓壓氣機的效率提高了0.30個百分點。

4) 通過末級靜葉安裝角的優(yōu)化，降低了內涵支板對上游壓力周向不均勻性的影響，末級靜葉進口靜壓最大值下降了約2 000 Pa。