風扇/壓氣機靜子周向限位失效對氣動性能的影響

張華軍，李曉軍，吳學崗，李 兵

(1.空裝成都局某軍事代表室，成都 610500；2.中國航發四川燃氣渦輪研究院，成都 610500)

1 引言

隨著飛機向多用途、高機動性方向發展，其發動機應具備寬任務包線、高推重比和低油耗的工作能力。為此，壓縮部件必須實現高負荷、高效率和高穩定性的設計指標[1-4]。而設計指標的大幅提升，不僅對壓縮部件級間參數的設計匹配帶來一定挑戰，同時也使得轉子和靜子葉片承受更大的氣動力，增加了靜子周向限位失效所誘發的級間匹配失諧風險。

在多級軸流壓氣機設計中，各級間匹配的好壞直接決定了壓縮部件性能的優劣，級間匹配是設計工作的重中之中，也是嚴重困擾發動機研制的一大難題[5-11]?；诜抡婧驮囼灥氖侄?，眾多學者開展了大量的壓縮部件級間參數匹配研究工作，獲得了眾多具有普適性和重要意義的研究結論，為壓縮部件的設計及改進指明了方向。章石波[12]、劉昭威[13]、陳江[14]等認為，任意級的級間參數選擇不合適將導致該級的性能降低，甚至影響其他多排葉片的工作狀態，使之偏離設計狀態，進而導致壓氣機整機性能無法達到設計目標。還有學者[15-17]通過對軸流壓氣機多級匹配特性的詳細研究，認為壓氣機的壓比、效率隨流量的變化關系及喘振邊界主要受下游部件的影響。但現階段，級間參數匹配分析的重點仍主要聚焦在多級間的匹配。

壓縮部件的匹配設計不僅要關注級與級間的匹配，同時也要關注轉子與靜子間的匹配。當靜子的周向限位措施不當或強度儲備不足，而靜子葉片承受較大的氣動負荷時，將導致靜子周向限位失效，進而誘發壓縮部件轉靜子間和級間的匹配失諧——輕者導致壓縮部件甚至發動機性能下降，重者將誘發發動機喘振停車。因此，認清靜子周向限位失效對壓縮部件氣動性能的影響機理，掌握其影響程度，對壓縮部件和發動機的研制具有重要的意義。目前，國內外關于靜子周向限位失效(簡稱靜子限位失效)所誘發的轉子、靜子間的匹配失諧的研究較少，無法對現有壓縮部件和發動機的研制提供高效幫助。

本文以NASA-120859高負荷兩級風扇為對象，采用數值模擬方法研究了靜子限位失效導致級間匹配失諧、壓縮部件性能變化的機理。分析了不同失效轉速和不同失效級對壓縮部件性能的影響，總結了靜子限位失效對氣動性能的影響規律，可為壓縮部件和發動機的研制提供重要的技術支持。

2 研究對象及數值模擬方法

2.1 研究對象

NASA-120859 高負荷兩級風扇采用了跨聲速風扇/壓氣機典型的設計技術，如高葉尖切線速度、高氣動負荷和多圓弧葉型，其具體設計參數如圖1和表1所示[7]。

表1 NASA-120859兩級風扇設計參數Table 1 Design parameter of two-stage fan(NASA-120859)

圖1 NASA-120859兩級風扇Fig.1 Two stage fan of NASA-120859

2.2 數值模擬方法

數值模擬中，網格的生成和計算均采用CFD商業軟件NUMECA進行，網格由AUTOGRID模塊自動生成。為獲得較高質量的計算網格，葉片通道采用4H-O 型結構化網格，葉頂間隙區采用蝶形網格拓撲結構(O 型網格內嵌有H 型網格)。通過網格相關性研究，并兼顧計算效率和求解精度，最終確定計算網格總數為158 萬，其中近壁面網格高度為10-6m，網格最小正交性為14.3°。

數值計算通過FINE/Turbo 模塊、用有限體積法求解圓柱坐標系下的三維定常Navier-Stokes 方程組。時間項、空間項分別采用4階Runge-Kutta方法和中心差分格式進行離散，計算過程中CFL 數取3.0。紊流模型選擇Spalart-Allmaras模型，級間參數傳遞選用守恒型交界面，同時采用隱式殘差光順及多重網格技術以加速收斂過程。

2.3 計算模型驗證

為檢驗數值計算模型和計算方法的可信度，模擬計算了設計轉速下兩級風扇的氣動性能，并與試驗測量結果進行了對比，見圖2、圖3 所示。由于計算模型對部分結構細節進行了簡化處理，使得計算流量較試驗流量略偏大，計算效率較試驗效率略偏低。但兩者整體上具有較好的吻合性，可認為計算模型和計算方法具有良好的可信度。

圖2 壓比-流量特性Fig.2 Pressure ratio vs mass flow characteristics

圖3 壓比-效率特性Fig.3 Pressure ratio vs efficiency characteristics

3 計算結果分析

3.1 速度三角形分析

為更好地認識靜子限位失效所誘發的轉子、靜子間及級間匹配失諧的影響機理，從典型速度三角形出發進行了相應的分析。圖4給出了典型速度三角形分布(黑色實線為正常工況，紅色虛線為靜子限位失效工況)。當靜子限位失效時，靜子在氣動力的作用下開始旋轉，產生了一定的輪緣速度(us)，速度方向與其受力方向相同，即同轉子葉片的旋轉方向保持一致。靜子葉片輪緣速度的存在一方面使得其自身的進口氣流角向負攻角方向偏轉，另一方面使得下游轉子葉排的進口氣流角同樣向負攻角方向偏轉，導致葉排的氣流扭轉角減小，加功量降低?？傊?，靜子限位失效改變了上下游葉片排間的進口、出口氣流角和加功能力的匹配，進而影響風扇/壓氣機部件的級間匹配參數及總性能。

圖4 速度三角形Fig.4 Velocity triangle

3.2 三維計算結果分析

3.2.1 周向限位失效對氣動性能的影響

圖5、圖6 分別給出了第一級靜子(S1)不同失效轉速對應的風扇壓比-流量和壓比-效率特性分布。隨著S1限位失效轉速的逐漸提高，風扇部件的流量逐漸減小，溫升效率逐漸提高。同時，最高狀態點的壓比逐漸降低，流量逐漸減小，即風扇的壓比裕度降低，流量裕度增加。

圖5 第一級靜子限位失效時的壓比-流量特性Fig.5 Pressure ratio-mass flow character with S1 displacement restrictor failure

圖6 第一級靜子限位失效時的壓比-效率特性Fig.6 Pressure ratio-efficiency character with S1 displacement restrictor failure

圖7～圖9給出了S1限位失效時對應的級參數(轉子總壓比、轉子效率、靜子總壓恢復系數)、90%葉高流場和90%葉高葉片表面靜壓分布。靜子限位失效使得S1自身工作狀態向大負攻角方向偏移(圖9)，氣動損失增加，靜子的總壓恢復系數降低(圖7(c))。同時，前排靜子的限位失效導致下游第二級轉子(R2)的攻角偏負，氣流轉折角減小，加功量下降，總壓比降低，進而加劇了下游通道的堵塞程度。受S1限位失效所引起的自身通道堵塞和R2 加功量下降所帶來的下游通道堵塞兩個因素的影響，上游第一級轉子(R1)的出口背壓提高，葉片通道內的槽道激波位置前移(圖8 和圖9)、激波損失降低，R1 轉子效率提高。另一方面，R2進口攻角和馬赫數的改變使得轉子通道內激波結構出現明顯變化，由初始的單波系結構逐漸變化為雙波系結構，激波強度也隨進口速度和馬赫數的降低而逐漸降低，進而使得R2轉子的效率也逐漸提高。

圖7 第一級靜子限位失效時對應的級參數分布Fig.7 The stage parameters with S1 displacement restrictor failure

圖8 第一級靜子限位失效時90%葉高的相對馬赫數分布Fig.8 Relative Mach number at 90%span with S1 displacement restrictor failure

圖9 第一級靜子限位失效時90%葉高的葉片表面靜壓分布Fig.9 Static pressure distribution of blade surface at 90%span with S1 displacement restrictor failure

3.2.2 不同級限位失效影響特征分析

在多級壓縮部件中，由于氣動負荷和進出口邊界條件的差異，不同級靜子限位失效對自身工作狀態及壓縮部件整機氣動性能的影響程度存在明顯的差異。圖10、圖11分別給出了不同級限位失效對應的壓比-流量和壓比-效率特性分布。第二級靜子(S2)限位失效較S1限位失效對風扇部件氣動總性能的影響程度明顯偏小，其對應的特性線與原始特性線近似重合，且隨著靜子限位失效轉速的提高，其特性的變化趨勢較小。但S2限位失效同S1限位失效表現出了相似的影響規律，即隨著失效轉速的提高，風扇部件的溫升效率提高，壓比裕度逐漸降低。

圖10 不同級限位失效時的壓比-流量特性Fig.10 Pressure ratio-mass flow character with displacement restrictor failure of different stages

圖11 不同級限位失效時的壓比-效率特性Fig.11 Pressure ratio-efficiency character with displacement restrictor failure of different stages

圖12 給出了不同級限位失效時對應的級參數(轉子總壓比、轉子效率、靜子總壓恢復系數)分布。受流場特征和上下游參數傳遞特性的限制，S2限位失效的影響僅局限于上游相鄰的R2和自身，對上游不相鄰的R1 和S1 的影響微乎其微，其對應的轉子總壓比、轉子效率和靜子總壓恢復系數基本不變。S1 限位失效將影響上游相鄰的R1 及下游的R2 和S2，且影響范圍較S2 限位失效更為寬廣。因此，S1限位失效對壓縮部件氣動性能的影響更明顯。R2葉片通道內的槽道波明顯削弱，無法有效影響上游的R1 和S1。因此，R1 葉排的激波結構和激波強度均未出現明顯變化，總壓比、效率等性能參數也保持不變。而S2限位失效，使得其自身的工作狀態向負攻角狀態偏移，對R2 產生一定的節流作用，導致R2 出口背壓略微提高，激波位置前移，激波損失降低，效率提高。值得注意的是，無論是S1 限位失效還是S2限位失效，失效靜子將面臨較大的負攻角來流條件，使得靜子的氣動損失隨著失效轉速的提高而明顯增大。

圖12 不同級限位失效時對應的級參數分布Fig.12 The stage parameters with displacement restrictor failure of different stages

圖13 不同級限位失效時90%葉高的相對馬赫數分布Fig.13 Relative Mach number distribution at 90%span with displacement restrictor failure of different stages

4 結論

采用數值模擬方法研究了靜子周向限位失效對壓縮部件氣動性能的影響機理，比較分析了不同級限位失效的影響程度，總結了相應的影響規律。主要研究結論如下：

(1)靜子限位失效將導致靜子產生一定的輪緣速度，對自身的進出口氣流角、流通能力和損失特性帶來影響，進而通過速度場和壓力勢的傳播影響級內和級間的匹配狀態，最終導致壓縮部件整機的流量減小，壓比裕度降低，溫升效率提高。

(2)靜子限位失效將改變壓縮部件各級加功量的分配和流場特征的分布，導致級間原有的匹配失諧。其對上游轉子存在一定的節流作用，使轉子背壓提高，激波位置前移，轉子葉排的效率提高。同時，靜子限位失效將導致下游轉子葉排的攻角偏負，加功能力下降，進口馬赫數降低，激波強度降低，效率提高。

(3)受上下游參數傳遞特征的限制，靜子限位失效的影響僅局限于上游相鄰的轉子葉排和下游的轉靜子，無法對上游不相鄰的葉排產生有效的影響，前排靜子限位失效的影響程度較后排靜子表現得更為明顯。