空氣濕度對跨聲速壓氣機葉柵氣動性能的影響

向宏輝，高 杰，侯安平，周一彬，楊 泳

(1.中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院，四川綿陽 621000；2.北京航空航天大學能源與動力工程學院，北京 100191；3.中國民航飛行學院飛行技術學院，四川廣漢 618307)

1 引言

航空發(fā)動機工作時吸入的空氣并非理想狀態(tài)下完全干燥的空氣，而是含有一定水分的濕空氣。當空氣濕度發(fā)生變化時，比定壓熱容、比定容熱容、氣體常數(shù)與比熱比等氣體狀態(tài)參數(shù)將隨之改變，進而影響壓氣機氣動特性。在壓氣機性能試驗中，為確保同一臺壓氣機在不同空氣條件下的試驗數(shù)據(jù)具有一致性，濕度的影響主要是依據(jù)相似理論通過氣體熱力學參數(shù)換算進行修正。目前，普遍認為在一定濕度和溫度變化范圍內(nèi)，空氣濕度對壓氣機性能參數(shù)的影響程度較小，同時也為簡化數(shù)據(jù)處理的復雜程度，往往忽視濕度的影響。但在大濕度和高流速條件下，濕空氣中的水蒸氣容易在壓氣機葉片表面凝結，甚至出現(xiàn)凝結激波，對壓氣機流道原有波系結構產(chǎn)生干擾。隨著先進航空發(fā)動機設計與試驗精細化要求的不斷提高，詳細評估空氣濕度對壓氣機氣動性能的影響具有重要的研究意義。

國外針對工作介質(zhì)濕度對葉輪機內(nèi)流影響問題進行了大量研究。早在上世紀50年代，Samuels等[1]理論推導了空氣含水對濕空氣熱力學性質(zhì)的影響，研究指出濕度對發(fā)動機性能存在影響，當含濕度從0.43%提高至3.00%時發(fā)動機推力下降3.60%。Shil?lito等[2]通過改變壓氣機進口溫度和濕度研究了其對發(fā)動機推力的影響，結果表明隨著濕度增加，壓氣機壓比略有下降，發(fā)動機推力降低。1997 年，Matsuo等[3]采用數(shù)值模擬方法研究了濕空氣在超聲速噴管內(nèi)非平衡凝結對附面層的影響，結果表明濕空氣所產(chǎn)生的凝結現(xiàn)象使附面層內(nèi)的溫度和速度場受到較大影響，當出現(xiàn)強凝結現(xiàn)象時附面層厚度會急劇增加。2000年，Doerffer等[4]通過激波/附面層干涉控制研究探索了空氣濕度對激波分離的影響，指出當氣流速度超過聲速時，濕空氣中的水蒸氣發(fā)生凝結，產(chǎn)生額外熱傳遞，使激波強度降低，并減弱氣流分離趨勢，推遲氣流分離起始位置。2003年，Sasao等[5]采用數(shù)值方法研究了工質(zhì)濕度對葉輪機跨聲流動的影響，發(fā)現(xiàn)空氣濕度對超跨聲速流場結構影響很大。2006年，Roumeliotis等[6]在單級壓氣機上進行了進口噴水對性能影響的試驗研究，結果表明進口噴水對壓升系數(shù)與穩(wěn)定工作特性無影響，但會導致功率和效率降低。2012年，Bertoneri等[7]測量了濕空氣條件下兩級離心壓氣機的性能，結果表明當流動介質(zhì)由干空氣變?yōu)闈窨諝鈺r，壓比上升，溫比與多變效率下降。相比之下，國內(nèi)有關濕空氣影響的研究工作主要體現(xiàn)在以下幾方面：①考慮濕空氣熱力學參數(shù)變化所造成的影響，根據(jù)相似定律對性能結果參數(shù)進行修正[8-11]；②研究多相流領域凝結產(chǎn)生過程對汽輪機性能的影響[12-13]；③改變壓氣機/發(fā)動機進口氣流濕度，研究濕空氣影響因素(濕度、噴水/霧水滴大小、噴水量等)對壓氣機和發(fā)動機性能的影響[14-19]。目前，國內(nèi)研究工作大多集中在理論推導和數(shù)值計算方面，試驗工作開展得相對較少。

為探索空氣濕度變化對高負荷跨聲速壓氣機氣動性能的影響，發(fā)展有效計及濕度影響的跨聲速壓氣機試驗數(shù)據(jù)分析與性能修正方法，本文采用吹風試驗和數(shù)值模擬相結合的方法，開展了空氣濕度對跨聲速壓氣機葉柵氣動性能的影響研究。

2 試驗方案

2.1 葉柵試驗件

選用某高負荷跨聲速軸流壓氣機靜子葉片前加載葉型進行平面葉柵試驗件設計。葉柵的主要設計參數(shù)見表1，其中葉型設計進口馬赫數(shù)高達0.92。葉柵試驗件實物見圖1。

表1 葉柵的主要設計參數(shù)Table 1 Design parameters of the plane cascade

圖1 壓氣機平面葉柵試驗件Fig.1 Compressor plane cascade rig

2.2 試驗裝置

試驗在中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院超跨聲速平面葉柵試驗器(圖2)上進行。該試驗器是一座連續(xù)下吹式超/跨聲速平面葉柵吹風試驗器，主要由主體系統(tǒng)、冷氣系統(tǒng)、抽氣系統(tǒng)和測控系統(tǒng)等組成。試驗段出口尺寸為300 mm(高)×160 mm(寬)，最大流量28 kg/s，穩(wěn)定工作時間大于4 min，壓力波動小于0.3%。常規(guī)干空氣吹風試驗時，空氣相繼經(jīng)過了壓縮機組增壓、噴淋塔噴水降溫、硅膠裝置干燥、旋風除塵器除塵等處理過程，確保葉柵試驗件進氣品質(zhì)(干空氣溫度約為15℃，相對濕度約為1%)。本文在開展?jié)窨諝庥绊懺囼灂r，壓縮空氣不經(jīng)過降溫干燥處理而是直接進入試驗器，濕空氣溫度約為40℃，相對濕度變化范圍為25%～40%。

圖2 平面葉柵試驗器Fig.2 Plane cascade test facility

2.3 測量方法

測試系統(tǒng)主要由PSI9816電子掃描閥系統(tǒng)、VXI數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和計算機等組成。試驗時，空氣相對濕度由安裝在試驗器穩(wěn)壓段內(nèi)的一支Rotronic公司生產(chǎn)的溫濕度測量探針(圖3)進行實時測量，同時采用鉑電阻和總壓探針分別測量氣流的總溫和總壓。在葉柵柵前和柵后柵板位置分別布置80 個靜壓孔測量壁面靜壓，并選取葉柵中部2 個葉片作為測壓葉片，分別在葉片壓力面和吸力面中間高度位置沿軸向布置25 個靜壓孔測量葉片表面靜壓。在葉柵出口距葉片尾緣0.45 倍柵距處，采用帶位移機構的多孔壓力探針測量出口2 個柵距內(nèi)的氣動參數(shù)(含總壓、靜壓、馬赫數(shù)、氣流角等參數(shù))。

圖3 溫濕度測量探針Fig.3 Temperature and humidity measuring probe

3 數(shù)值方法

3.1 計算方法

當濕空氣在跨聲速葉柵內(nèi)流動時，由于快速膨脹導致氣流溫度急劇下降，氣流中的水蒸氣越過氣液飽和線發(fā)生凝結放熱現(xiàn)象。在分析葉柵內(nèi)部濕空氣非平衡凝結現(xiàn)象時假設：

(1)液滴凝結過程為自發(fā)凝結，無外來凝結核的存在；

(2)成核過程在瞬間完成，成核后的液滴與其他液滴和壁面無碰撞；

(3)可壓縮流動，系統(tǒng)與外界絕熱，工質(zhì)的熱力學性質(zhì)在整個流場中連續(xù)；

(4)液滴直徑非常小(＜1 μm)，近似為球形，氣相與液滴之間無速度滑移。

基于上述假設，推導濕空氣液滴控制方程如下：

式中：J，r，g分別表示液滴的成核率、臨界半徑和質(zhì)量分數(shù)，Q0，Q1，Q2分別代表單位質(zhì)量濕空氣中的液滴數(shù)之和、液滴半徑之和與液滴表面積之和。在上述計算模型基礎上，通過對能量、質(zhì)量方程添加源項來實現(xiàn)非平衡凝結相變過程的數(shù)值模擬。

式中：hlv為水蒸氣凝結放熱。

結合上述模型對商業(yè)流體計算軟件Fluent提供的二次接口進行開發(fā)，氣相控制方程組由Fluent 求解器求解，液滴控制方程組通過Fluent 提供的UDS(用戶定義標量方程)求解。湍流模型選擇k-ε雙方程模型。

3.2 網(wǎng)格劃分

對于平面葉柵，濕空氣非平衡凝結現(xiàn)象可能并不只是在葉柵通道內(nèi)發(fā)生，濕空氣從穩(wěn)壓段流出經(jīng)過收縮噴管時工質(zhì)熱力狀態(tài)已處于氣液飽和線以下，因此有必要對整個試驗系統(tǒng)進行建模。葉柵通道中含葉片部分區(qū)域采用Autogrid5 工具進行結構化網(wǎng)格劃分，葉片周圍采用O型網(wǎng)格，其余部分采用H型網(wǎng)格。計算模型中的穩(wěn)壓段、圓轉方收斂段、噴管段和試驗段前后位置均采用ICEM進行結構化網(wǎng)格劃分。由于計算結果顯示葉片尾跡區(qū)較長，因此將出口段延長至6倍弦長距離。通過計算網(wǎng)格無關性檢驗，最終采用的模型網(wǎng)格節(jié)點數(shù)約830萬，計算模型網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖4 葉柵試驗系統(tǒng)計算網(wǎng)格Fig.4 Computational mesh of plane cascade experimental system

4 試驗結果分析

圖5 給出了葉柵靜壓比隨進口馬赫數(shù)的變化?？梢钥闯觯擬a1小于0.92時，空氣濕度對葉柵靜壓比的影響很??；當Ma1達到1.00時，空氣濕度的影響作用開始顯現(xiàn)，濕空氣下的葉柵靜壓比均比干空氣下的低，特別是當β1=38°時，空氣濕度會顯著弱化葉柵增壓能力。

圖5 靜壓比隨進口馬赫數(shù)的變化Fig.5 Static pressure ratio versus inlet Mach number

圖6給出了葉柵總壓損失系數(shù)隨進口馬赫數(shù)的變化。可看出，β1=38°條件下，當Ma1小于0.92時，空氣濕度對葉柵總壓損失系數(shù)幾乎沒影響，但隨著Ma1的增大，空氣濕度會明顯增大葉柵總壓損失系數(shù)(Ma1為1.00 時約增加22.5%)。當β1減小，即攻角增大時，整個試驗馬赫數(shù)范圍內(nèi)均可見空氣濕度的影響。特別是當β1減小到26°時，由于葉柵工作在大正攻角進氣條件，葉柵通道內(nèi)逆壓梯度增大，附面層分離加重，即使在低進口馬赫數(shù)條件下空氣濕度仍會引起葉柵性能惡化，導致總壓損失系數(shù)增大，且影響隨著進口馬赫數(shù)的增大呈加劇趨勢。

圖6 總壓損失系數(shù)隨進口馬赫數(shù)的變化Fig.6 Total pressure loss coefficient versus inlet Mach number

圖7給出了設計進口馬赫數(shù)下空氣濕度對葉片表面等熵馬赫數(shù)分布的影響。當β1=38°時，無論是葉片前部加速膨脹流動區(qū)域還是中后部減速擴壓流動區(qū)域，空氣濕度對葉片表面等熵馬赫數(shù)分布的影響都很小，這與上述葉柵總性能分析結果一致。當β1=30°時，相比于干空氣結果，以吸力面距葉片前緣43%弦長位置分界，濕空氣使得葉片前部等熵馬赫數(shù)減小、葉片后部等熵馬赫數(shù)增大，進而導致葉片吸力面軸向逆壓梯度降低，增壓能力減弱。同時，濕空氣也引起葉片壓力面前部等熵馬赫數(shù)增大，從而帶來整個葉柵氣動負荷降低。當β1進一步減小到26°時，與干空氣條件下葉片表面等熵馬赫數(shù)分布相比，濕空氣的影響主要集中在葉片前緣附近，表現(xiàn)為吸力面等熵馬赫數(shù)明顯減小。

圖7 設計進口馬赫數(shù)下葉片表面等熵馬赫數(shù)分布Fig.7 Distribution of isentropic Mach number on blade surface at design inlet Mach number

圖8給出了設計進口馬赫數(shù)下葉柵出口總壓損失系數(shù)沿周向的分布。當β1=38°時，空氣濕度對葉柵出口流場分布幾乎沒影響，但隨著β1的減小，濕空氣條件下的葉柵出口尾跡寬度略有增長，其貢獻主要源于靠近葉片吸力面?zhèn)鹊母矫鎸釉龊窕蚍至鳌?/p>

圖8 設計進口馬赫數(shù)下葉柵出口總壓損失系數(shù)分布Fig.8 Distribution of total pressure coefficient at the outlet of cascade at design inlet Mach number

5 計算結果分析

表2給出了設計進口馬赫數(shù)下葉柵總壓損失系數(shù)計算結果。可以看出，空氣濕度對葉柵總壓損失系數(shù)的影響隨著進口氣流角的減小而增大。當β1減小到32°時，相比干空氣結果，相對濕度40%狀態(tài)下葉柵總壓損失系數(shù)增大約2%，相對濕度60%狀態(tài)下葉柵總壓損失系數(shù)增大約12%，表明葉柵氣動性能對空氣濕度變化的敏感性與氣動負荷有關。

表2 設計進口馬赫數(shù)下葉柵總壓損失系數(shù)計算結果Table 2 Computational results of total pressure loss coefficient of cascade at design inlet Mach number

圖9為設計狀態(tài)下相對濕度60%時試驗系統(tǒng)一體化計算模型中截面濕空氣過飽和度分布計算結果?？梢钥闯觯瑲饬鲝脑囼炂魇湛s段處開始加速，氣流溫度下降，此時濕空氣過飽和度大于1.0，工質(zhì)越過氣液飽和線。當氣流進一步向下游流動進入葉片通道區(qū)域時，濕空氣過飽和度進一步增大，并在葉片前緣附近達到最大。

圖9 設計狀態(tài)下相對濕度60%時濕空氣過飽和度分布Fig.9 Distribution of wet air supersaturation at 60%relative humidity at design conditions

液滴的成核率(單位體積內(nèi)單位時間形成的臨界半徑液滴數(shù)量)的大小通常與濕空氣過飽和度直接相關。圖10 給出了設計狀態(tài)下相對濕度60%時流場中的成核率分布，可見成核率最大生成區(qū)域位于激波前，分布規(guī)律與濕空氣過飽和度分布大致相同。試驗器穩(wěn)壓段與收縮噴管內(nèi)雖然也有液滴成核現(xiàn)象發(fā)生，但是與葉柵試驗段成核率相比，收縮噴管內(nèi)的成核率小了約7 個數(shù)量級，非平衡凝結現(xiàn)象不明顯。圖11 為設計狀態(tài)下干空氣和濕空氣的流場對比結果，可以看出在濕空氣凝結放熱作用影響下，葉柵通道內(nèi)激波前的低壓區(qū)面積明顯減小，激波強度有所減弱。

圖10 設計狀態(tài)下相對濕度60%時流場的成核率分布Fig.10 Distribution of flow field nucleation rate at 60%relative humidity at design conditions

圖11 設計狀態(tài)下干空氣和濕空氣的流場計算結果Fig.11 Computational results of flow field for dry air and wet air at design conditions

葉柵通道內(nèi)液滴非平衡凝結現(xiàn)象的發(fā)生伴隨著水蒸氣由氣相變?yōu)橐合噙^程中的凝結放熱，這些熱量的加入會對葉柵通道內(nèi)的流場結構產(chǎn)生一定影響。圖12 給出了設計狀態(tài)下濕空氣凝結放熱計算結果。水蒸氣凝結釋放的熱量增大了葉柵的總壓損失，液滴凝結成核區(qū)域主要集中在葉背表面激波之前的低壓區(qū)域，穩(wěn)壓箱與收縮段凝結成核的液滴數(shù)極少，釋放的熱量主要集中在葉背與尾緣位置。

圖12 設計狀態(tài)下相對濕度60%時的凝結釋放熱量分布Fig.12 Distribution of heat released by condensation at 60%relative humidity at design conditions

6 結論

通過改變來流空氣濕度，對跨聲速壓氣機葉柵開展了干空氣和濕空氣條件下的性能對比試驗。同時，結合濕空氣非平衡凝結相變理論，對葉柵試驗系統(tǒng)進行了一體化數(shù)值模擬。主要得到以下結論：

(1)空氣濕度對跨聲速壓氣機葉柵氣動性能是否產(chǎn)生影響與葉柵自身的攻角特性有關。進口攻角增大，濕空氣更容易加劇葉片表面氣流分流，增大流動損失。

(2)空氣濕度對跨聲速壓氣機葉柵性能的影響源于濕空氣中液滴非平衡凝結相變所釋放的熱量。凝結放熱對流場會產(chǎn)生加熱作用，從而引發(fā)額外的壓力損失，且影響區(qū)域主要集中在成核率較高的葉柵通道。

(3)文中空氣濕度直接通過試驗器供氣干燥降溫系統(tǒng)來實現(xiàn)，導致試驗過程中未能對空氣相對濕度和溫度變化范圍進行準確控制，后續(xù)可嘗試在試驗器穩(wěn)壓段內(nèi)安裝噴水霧化裝置進行空氣濕度影響試驗。