支板融合OGV平面葉柵數值計算及試驗研究

杜峰，周正貴，韓露

(南京航空航天大學 能源與動力學院，江蘇 南京 210016)

0 引言

支板在發動機中起到不可替代作用的同時，由于其自身體積較大，因而會對發動機外涵處的流場造成一定影響。在氣動方面，支板使得通道內流場沿周向不均，引起的擾動會向上游傳播，影響OGV葉柵流場，有時甚至穿過OGV葉柵通道到達風扇，使風扇轉子流場不均勻。另外有研究表明[1]，對于大涵道比渦扇發動機，OGV的損失每增加1%，發動機耗油率約提高0.33%。支板的存在還會對發動機的噪聲產生不利影響，研究表明發動機外涵支板引起的壓力脈動是造成發動機噪聲的原因之一[2]。在結構方面，支板的存在也增加了發動機的尺寸和質量，不利于提高發動機的推重比。因此外涵道支板的設計是決定渦扇發動機性能好壞的重要因素。

如圖1所示，一般外涵道處的OGV與支板呈軸向分布。現將支板與OGV并排沿周向分布，結構如圖2所示，可以縮短軸向距離，減小發動機的尺寸，減輕發動機的質量，另外具有改善氣動性能以及降低噪聲的良好效果[3]。

圖1 原始支板OGV結構

圖2 支板融合OGV結構

平面葉柵試驗研究仍然是取得葉片設計數據的重要手段，是葉柵理論的重要組成部分[4]。本文針對外涵支板融合OGV結構進行了50%葉高的平面葉柵流場數值計算及葉柵吹風試驗，主要研究目的是通過平面葉柵試驗檢驗支板融合OGV結構的氣動性能，驗證數值計算的可靠性。

1 試驗設備

1.1 試驗臺

目前國內外眾多科研機構建立了自己的風洞試驗臺并進行了各類平面葉柵試驗[5-7]。本文的平面葉柵試驗在南航的暫沖式跨音速平面葉柵風洞試驗臺上進行。試驗臺的結構示意圖如圖3所示。該試驗臺由快速閥、流量調節閥、擴張段、穩定段、收斂段、工作段以及轉動圓盤等幾個主要部分組成。

圖3 平面葉柵風洞結構示意圖

1.2 試驗件

如圖4所示，支板融合OGV平面葉柵試驗件由支板、OGV葉片以及輔助葉片構成。葉片均為支板融合OGV結構50%葉高處葉型的直葉片，葉高90mm，上下端壁蓋板為800mm×200mm。

圖4 平面葉柵試驗件

如圖5所示，葉柵中部為支板(Strut)，靠近支板壓力面側的第1個OGV葉片為PS1，第2個葉片為PS2；靠近支板吸力面的第1個OGV葉片為SS1，第2個葉片為SS2，其余以此類推。其中PS1、PS2、PS3、SS1、SS2、SS3也就是最靠近支板兩側的6個葉片葉型各不相同，其余OGV葉片均為葉型相同的普通OGV。實際試驗測量過程中只測量PS6-SS5之間的11個OGV及1個支板葉片， PS6和SS5外側的OGV葉片均為輔助葉片，目的是為了保證葉柵流場的周期性。

圖5 平面葉柵葉片分布

2 葉柵流場計算分析

2.1 計算模型及方法

支板融合OGV葉柵模型如圖6所示，網格采用AutoGrid5自動生成,上下端壁為固壁邊界,生成的網格數約為565萬。

圖6 支板融合OGV平面葉柵模型

計算采用商用軟件NUMECA FINE/Turbo，湍流模型為Spalart-Allmaras。設計點的進出口邊界條件如表1所示。

（2） 量取30 mL花生油倒入炒鍋內加熱至八成熱時加入生姜、蒜米、蔥、香菜爆香，然后加入茶葉、花生等其他原料，加10 mL水防黏鍋，翻炒至香味漸濃、茶葉脆斷即可。

表1 設計點進出口邊界條件

2.2 縮尺模型可行性分析

受限于風洞尺寸，需要對原始支板融合OGV葉柵進行一定的縮尺，縮尺比例為1∶4.5。對原始尺寸葉柵以及縮尺后的葉柵進行了設計點流場計算，并比較了不同的紊流模型，其中縮尺葉柵選取了S-A，kω-SST無轉捩以及kω-SST轉捩模型。

各模型的出口總壓及出口氣流角沿切向分布，如圖7、圖8所示。不同縮尺模型的出口總壓分布基本重合，一致性較好，出口氣流角差別最大值出現在支板兩側，約為0.5°，差別較小。

圖7 不同模型出口總壓切向分布

圖8 不同模型出口氣流角切向分布

出口的計算平均值如表2所示。不同的紊流模型縮尺葉柵以及原始葉柵的出氣角均在0°附近，總壓恢復系數也基本接近。

表2 縮尺模型與原始葉柵計算結果比較

2.3 葉柵攻角特性研究

為了解支板融合OGV全工況氣動性能，對支板融合OGV結構葉柵進行攻角研究，計算不同進口馬赫數下的攻角特性線。

圖9為進口馬赫數分別為0.4、0.5、0.6、0.7、0.8以及0.85下的葉柵攻角損失特性線。從圖中可以看出，當進口馬赫數較低，在0.5以下時，葉柵的特性線完整，攻角范圍較大，葉柵的整體損失也不大；進口馬赫數增大至0.6時，葉柵在負攻角下的損失明顯增大；當進口馬赫數增大到0.7時，葉柵在大負攻角下到達堵點，攻角范圍減小；隨著背壓的不斷降低，葉柵在負攻角下氣流堵塞愈來愈嚴重，進口馬赫數無法上升，當馬赫數繼續增大至0.8時，負攻角下的葉柵全部達到堵塞點，特性線缺失，攻角范圍變得很小，只剩下部分正攻角，且總體的損失進一步增大。

圖9 不同進口馬赫數下的攻角特性線

為了研究進口馬赫數增大、葉柵負攻角范圍減小的原因，查看-2°攻角下，4個不同進口馬赫數下的馬赫數云圖，如圖10所示，從中可以發現當進口馬赫數增大，吸力面局部加速區速度逐漸增大至超音，且超音區域不斷擴大，形成的激波堵塞葉柵通道，使得進口馬赫數無法繼續增大，因此葉柵的負攻角范圍減小。同時激波的存在也使得葉柵的損失急劇增大。

圖 10 i=-2°時不同進口馬赫數下葉柵馬赫數云圖

3 試驗結果及分析

本次試驗進行了支板融合OGV平面葉柵在進口馬赫數M1=0.4，攻角i=-6°、0°、+10°以及進口馬赫數M1=0.7，攻角i=0°下4個工況點的吹風試驗。試驗結果及分析如下所述。

3.1 出口總壓損失系數分布

圖11為不同攻角i及進口馬赫數M1下，出口50%葉高處總壓損失系數切向分布的試驗與計算結果比較。總體上來看，試驗與計算結果分布規律基本一致。OGV葉片的尾跡損失相對較小，葉柵的支板尾跡損失較大，最大損失約為OGV的兩倍。當進口馬赫數為0.4時，正、負攻角下葉柵與零攻角相比損失整體有所上升，且正攻角下尾跡增大尤為明顯；零攻角下，M1=0.7相比于M1=0.4，葉柵的損失也整體上升。

圖 11出口總壓損失系數沿切向分布

圖11中實線為計算結果，黑散點為試驗測量結果。

3.2 出口氣流角分布

從圖12的出口切向氣流角分布試驗和計算結果來看，支板的存在使得支板兩側的出氣角變化較大，遠離支板的出氣角基本在0°附近；在大的正攻角下，由于支板吸力面側的分離，氣流出現虧轉，出氣角減小。

4 結語

本文采用數值計算與試驗相結合的方法對支板融合OGV結構平面葉柵進行了研究，分析了葉柵的攻角特性、尾跡分布規律。通過研究發現：

圖12 出口氣流角沿切向分布

1) 通過數值計算發現試驗使用縮尺后的葉柵與原始尺寸葉柵流場一致性較好，確定了試驗的可行性。

2) 葉柵在低馬赫數下，損失較小，攻角范圍較大。當進口馬赫數不斷增大，大負攻角下，葉柵通道內的局部超音區不斷擴大并進入葉柵通道內形成堵塞，使得負攻角范圍減小，損失急劇增大。

3) 進行了50%葉高的平面葉柵試驗，發現試驗與計算結果有較好的一致性，驗證了攻角以及進口馬赫數對葉柵損失的影響；同時發現大攻角時，支板會對OGV的軸向出氣有較大影響。