进气畸变对大涵道比发动机压气机中介机匣性能的影响

庄皓琬，李 斌，滕金芳*，羌晓青

(1.上海交通大学航空航天学院,上海 200240；2.中国航发商用航空发动机有限责任公司设计研发中心,上海 200240)

进气畸变对航空发动机的性能和气动稳定性有非常大的影响[1]。虽然发动机的气动设计通常是在均匀进气条件下进行的,但在实际工作中,进气畸变无法避免,因此发动机内部气流所流经的压缩部件流道,实际上都在进气畸变的条件下工作[2-4]。进气畸变引出了航空发动机压缩系统的相容性问题,降低了航空发动机的性能和稳定工作裕度,威胁飞机的飞行安全,因而对进气畸变问题学术界与工业界都开展了广泛研究。其中影响最大的是《燃气涡轮发动机进口流场畸变评定指南》ARP1420[5]，以及《燃气涡轮发动机进气总压畸变评定方法》AIR1419[6]。ARP 1420为各方面人士提供了连接的纽带并指明了共同发展的方向[1],AIR 1419则全面概括了流场畸变方面的重要内容。

近年来开展的进气畸变的实验研究[7-9]以及数值模拟研究[10-12]重点关注的是畸变对风扇、压气机叶片的气动性能和失速的影响。目前,中国民用大涵道比涡扇发动机已经立项并开始研制,在大涵道比涡扇发动机的压缩系统中,大半径的风扇和小半径的高压压气机之间的S型过渡段即中介机匣承接了上下游的流场。为了降低耗油率,目前先进的民用发动机的涵道比已经超过10,由此带来的大折转角和扩散度,使得中介机匣内流动分离损失和出口流场畸变度已经成为重要的研究课题[13]。在没有转子叶片的压气机中介机匣流道中,进气畸变会对出口流场造成何种影响,这是急待解决的问题。本文将针对大涵道比涡扇发动机压气机的中介机匣流道,选取根据AIR 1419[6]进气畸变区位于根部的空间位置,在流道进口前的下壁面增加扰流器以形成根部进气畸变,通过实验研究进气畸变对中介机匣流道气动性能的影响。

1 实验方法

实验在上海交通大学航空航天学院叶栅实验风洞中进行,气源由罗茨风机提供,其功率500 kW,进口流量343 m3/min,最大压升为68.6 kPa。风机导管出口连接扩张段和稳压箱,稳压箱直径800 mm,内装三道阻尼网和一道蜂窝器；稳压箱后连接1/4扇形转接段。实验时将实验件装在扇形转接段上,后面接扇形节流段和出口节流锥。实验风洞示意图如图1(a)所示。插板扰流器广泛用于航空发动机的进气畸变实验中,利用插板扰流器模拟进气畸变流场是一种相对经济、方便实用的实验方法。实验为了模拟进口径向流场畸变,将扰流器安装于扇形转接段距离中介机匣实验件进口150 mm处的内壁面根部,扰流器截面为矩形,高20 mm,占中介机匣进口20%叶高范围,宽10 mm,如图1(b)所示。

图1 实验风洞和根部扰流器示意图Fig.1 Schematic diagram of the wind tunnel and spoiler at the hub

实验对象为中介机匣的1/4通道(扇形段),如图2(a)所示。实验件由内、外壁流道型面,左、右侧壁,前、后安装边,中间1个厚支板叶片,左、右间隔30°各1个薄支板叶片组成。图2(b)展示了实验件进出口截面测点轴向位置的示意图。利用装在位移机构上的总温和总压气动探针,对中介机匣实验件的进、出口截面进行流场测量,得到进、出口截面的总温和总压参数的分布。截面的测量位置可以通过探针位移机构调整,轴向位置有三个:进口总温、总压测量位置位于进口安装边前25 mm截面,出口位于实验件出口安装边后170 mm处,径向位置位于实验件上、下壁间等间距测量,并离开上、下壁面各1 mm。在上、下壁沿大、小支板之间中间法向距离的流线位置各均匀布置30个静压测孔。数据采集用PSI 9116智能型压力扫描阀,测量精度可达到±0.05%全量程。

为了量化分析中介机匣的性能,引入了总压恢复系数δ和表面压力系数Cp,分别定义为

(1)

(2)

图2 中介机匣实验件和进出口测量截面示意图Fig.2 Schematic diagram of the intermediate duct test sample and measuring points of inlet and outlet section

图3 实验件有无进气畸变的进、出口总压、总温及马赫数分布Fig.3 Radial distributions of total pressure, total temperature and Ma at the inlet and outlet

2 实验结果与讨论

2.1 进、出口总温、总压和马赫数分布

图3给出了实验件安装扰流部件前后的进、出口总压、总温及马赫数的分布图。

图3(a)、3(b)给出了不同进气条件下中介机匣实验件进口总压和总温的径向分布,相对于均匀进气条件,在实验件进口前安装扰流器,使得中介机匣的进口截面流场发生了很大变化。均匀进气条件下的总压恢复系数为0.980 2,总压损失系数为0.049 7；而进气畸变后的总压恢复系数仅有0.973 5,总压损失系数增加到0.147 1,相对于均匀进气分别变化了0.684%和9.74%。进口的总温总压在径向上振荡明显,尤其是通道整体高度40%以下区域,由于扰流器阻碍气流正常通过,使气流产生分离,在根部靠近壁面处总压显著降低。而由于根部气流发生堵塞,使得主流区气流通流面积减小,流速加快,总压增加,但在上壁面接近端壁区由于黏性作用导致总压降低。进口总温分布在通道高度40%以下开始加速下降,接近端壁处达到最低。由图3(a)、图3(b)可以看出进口气流存在径向总压和总温的畸变。

图3(c)、图3(d) 给出了不同进气条件下中介机匣实验件出口总压和总温的径向分布。可以看出,均匀进气条件下出口总压比较均匀,在靠近上端壁部分损失不明显,而在下端壁部分损失相对较大。总温分布趋势较平缓。在畸变进气条件下,可以明显看到出口总压波动幅度加大；但相较于进口总压约30%的波动量,在出口处已经减小到了约10%；出口中部叶高以上区域总压依旧高于通道高度40%以下区域,但差异较进口显著减小。总温在出口几乎掺混均匀,但温度更高,这表明进气总温的畸变度经过中介机匣流道后得到了很好的改善。

图3(e)显示了马赫数(Ma)的变化。可以看到进气畸变导致进口处的Ma发生了较大的变化,尤其是40%叶高以下的区域。出口的流动特征也发生了较大的变化,Ma在畸变条件下20%高度下减小较明显,速度分布不均匀度加大。

2.2 上、下端壁压力系数分布

图4 有无进气畸变条件下上、下壁面沿流道静压分布对比Fig.4 The static pressure distributions along streamline of inner and outer wall with/without inlet distortion

实验利用压力扫描阀对均匀进气和畸变进气两种条件下中介机匣实验件上下壁面沿流线分布的静压进行了测量,并对数据进行了无量纲化,如图4所示。由图4可见,在支板存在区域内两种进气条件下上下壁面压力发展趋势相同；在上壁面,静压沿流向在靠近前后端均出现拐点后大部分呈下降趋势；在下壁面,静压均是逐渐增大；在支板前36.7%弦长的轴向位置处,有无进气畸变的流动都存在一个加减速的临界点。在进口附近,由于进气畸变的影响,使得下壁面静压要大于上壁面,随着流动的发展,上壁面静压迅速增大,并在20%流道长度处出现拐点,之后静压逐渐降低,上下壁面压力发展与均匀进气条件保持相同趋势。图4中上下壁面压差即为流道内的径向压力梯度(由上壁面到下壁面为正),可以看出压力梯度呈先增大后减小至零后又反向增大的趋势。畸变条件下压力梯度变化更为激烈:初期为负压力梯度,然后迅速减小为零后反向增加,在支板前即突扩处正压力梯度最大,之后逐渐减小继而再反向增大。

2.3 出口截面速度场分布

图5 进气均匀和畸变下的出口截面速度场分布Fig.5 Measured velocity distribution of different radius at outlet section with/without inlet distortion

为了进一步说明进气畸变对中介机匣出口流场的改变,采用三孔探针和热线风速仪对出口截面流场进一步测量。图5给出了进气均匀和畸变两种条件下的出口截面速度场分布。由图5可以直观地看出,在均匀进气条件下尾迹区在出口截面上较为明显,主流区速度较为均匀,支板两侧流动对称性较好；畸变进气条件下支板叶片尾迹与主流气体已明显掺混；相比于均匀进气条件,主流速度明显降低。

3 结论

选取大涵道比涡扇发动机的压气机中介机匣作为实验研究对象,在实验件进口前的转接段内壁面根部安装占20%径向高度的扰流器,以模拟进气的根部流场畸变,通过实验测量并对实验结果进行分析,得出如下主要结论。

(1)进气畸变导致进口截面的总压恢复和总压损失系数相较于均匀进气分别下降了0.684%和增加了9.74%；总压和总温在通道整体高度40%以下区域亏损严重。在出口截面,进气畸变导致总压波动幅度较均匀进气更大,出口中部叶高以上区域总压远高于通道高度40%以下区域；出口总温由于气流的掺混明显高于均匀进气条件,出口速度明显降低。

(2)中介机匣对进口径向畸变沿流向的发展有明显改善作用。机匣上、下壁面沿流线分布的静压在畸变开始时差异最大,随后沿流向有所改善；畸变气流通过中介机匣后,总温和总压分布较进口的畸变度下降且分布更加均匀；相较于进口畸变总压约30%的波动量,在出口处已经减小到了约10%；总温在出口几乎掺混均匀；支板叶片尾迹与主流气体的掺混较均匀进气更为充分。