空气湿度对跨声速压气机叶栅气动性能的影响

向宏辉，高 杰，侯安平，周一彬，杨 泳

(1.中国航发四川燃气涡轮研究院，四川绵阳 621000；2.北京航空航天大学能源与动力工程学院，北京 100191；3.中国民航飞行学院飞行技术学院，四川广汉 618307)

1 引言

航空发动机工作时吸入的空气并非理想状态下完全干燥的空气，而是含有一定水分的湿空气。当空气湿度发生变化时，比定压热容、比定容热容、气体常数与比热比等气体状态参数将随之改变，进而影响压气机气动特性。在压气机性能试验中，为确保同一台压气机在不同空气条件下的试验数据具有一致性，湿度的影响主要是依据相似理论通过气体热力学参数换算进行修正。目前，普遍认为在一定湿度和温度变化范围内，空气湿度对压气机性能参数的影响程度较小，同时也为简化数据处理的复杂程度，往往忽视湿度的影响。但在大湿度和高流速条件下，湿空气中的水蒸气容易在压气机叶片表面凝结，甚至出现凝结激波，对压气机流道原有波系结构产生干扰。随着先进航空发动机设计与试验精细化要求的不断提高，详细评估空气湿度对压气机气动性能的影响具有重要的研究意义。

国外针对工作介质湿度对叶轮机内流影响问题进行了大量研究。早在上世纪50年代，Samuels等[1]理论推导了空气含水对湿空气热力学性质的影响，研究指出湿度对发动机性能存在影响，当含湿度从0.43%提高至3.00%时发动机推力下降3.60%。Shil⁃lito等[2]通过改变压气机进口温度和湿度研究了其对发动机推力的影响，结果表明随着湿度增加，压气机压比略有下降，发动机推力降低。1997 年，Matsuo等[3]采用数值模拟方法研究了湿空气在超声速喷管内非平衡凝结对附面层的影响，结果表明湿空气所产生的凝结现象使附面层内的温度和速度场受到较大影响，当出现强凝结现象时附面层厚度会急剧增加。2000年，Doerffer等[4]通过激波/附面层干涉控制研究探索了空气湿度对激波分离的影响，指出当气流速度超过声速时，湿空气中的水蒸气发生凝结，产生额外热传递，使激波强度降低，并减弱气流分离趋势，推迟气流分离起始位置。2003年，Sasao等[5]采用数值方法研究了工质湿度对叶轮机跨声流动的影响，发现空气湿度对超跨声速流场结构影响很大。2006年，Roumeliotis等[6]在单级压气机上进行了进口喷水对性能影响的试验研究，结果表明进口喷水对压升系数与稳定工作特性无影响，但会导致功率和效率降低。2012年，Bertoneri等[7]测量了湿空气条件下两级离心压气机的性能，结果表明当流动介质由干空气变为湿空气时，压比上升，温比与多变效率下降。相比之下，国内有关湿空气影响的研究工作主要体现在以下几方面：①考虑湿空气热力学参数变化所造成的影响，根据相似定律对性能结果参数进行修正[8-11]；②研究多相流领域凝结产生过程对汽轮机性能的影响[12-13]；③改变压气机/发动机进口气流湿度，研究湿空气影响因素(湿度、喷水/雾水滴大小、喷水量等)对压气机和发动机性能的影响[14-19]。目前，国内研究工作大多集中在理论推导和数值计算方面，试验工作开展得相对较少。

为探索空气湿度变化对高负荷跨声速压气机气动性能的影响，发展有效计及湿度影响的跨声速压气机试验数据分析与性能修正方法，本文采用吹风试验和数值模拟相结合的方法，开展了空气湿度对跨声速压气机叶栅气动性能的影响研究。

2 试验方案

2.1 叶栅试验件

选用某高负荷跨声速轴流压气机静子叶片前加载叶型进行平面叶栅试验件设计。叶栅的主要设计参数见表1，其中叶型设计进口马赫数高达0.92。叶栅试验件实物见图1。

表1 叶栅的主要设计参数Table 1 Design parameters of the plane cascade

图1 压气机平面叶栅试验件Fig.1 Compressor plane cascade rig

2.2 试验装置

试验在中国航发四川燃气涡轮研究院超跨声速平面叶栅试验器(图2)上进行。该试验器是一座连续下吹式超/跨声速平面叶栅吹风试验器，主要由主体系统、冷气系统、抽气系统和测控系统等组成。试验段出口尺寸为300 mm(高)×160 mm(宽)，最大流量28 kg/s，稳定工作时间大于4 min，压力波动小于0.3%。常规干空气吹风试验时，空气相继经过了压缩机组增压、喷淋塔喷水降温、硅胶装置干燥、旋风除尘器除尘等处理过程，确保叶栅试验件进气品质(干空气温度约为15℃，相对湿度约为1%)。本文在开展湿空气影响试验时，压缩空气不经过降温干燥处理而是直接进入试验器，湿空气温度约为40℃，相对湿度变化范围为25%～40%。

图2 平面叶栅试验器Fig.2 Plane cascade test facility

2.3 测量方法

测试系统主要由PSI9816电子扫描阀系统、VXI数据采集系统和计算机等组成。试验时，空气相对湿度由安装在试验器稳压段内的一支Rotronic公司生产的温湿度测量探针(图3)进行实时测量，同时采用铂电阻和总压探针分别测量气流的总温和总压。在叶栅栅前和栅后栅板位置分别布置80 个静压孔测量壁面静压，并选取叶栅中部2 个叶片作为测压叶片，分别在叶片压力面和吸力面中间高度位置沿轴向布置25 个静压孔测量叶片表面静压。在叶栅出口距叶片尾缘0.45 倍栅距处，采用带位移机构的多孔压力探针测量出口2 个栅距内的气动参数(含总压、静压、马赫数、气流角等参数)。

图3 温湿度测量探针Fig.3 Temperature and humidity measuring probe

3 数值方法

3.1 计算方法

当湿空气在跨声速叶栅内流动时，由于快速膨胀导致气流温度急剧下降，气流中的水蒸气越过气液饱和线发生凝结放热现象。在分析叶栅内部湿空气非平衡凝结现象时假设：

(1)液滴凝结过程为自发凝结，无外来凝结核的存在；

(2)成核过程在瞬间完成，成核后的液滴与其他液滴和壁面无碰撞；

(3)可压缩流动，系统与外界绝热，工质的热力学性质在整个流场中连续；

(4)液滴直径非常小(＜1 μm)，近似为球形，气相与液滴之间无速度滑移。

基于上述假设，推导湿空气液滴控制方程如下：

式中：J，r，g分别表示液滴的成核率、临界半径和质量分数，Q0，Q1，Q2分别代表单位质量湿空气中的液滴数之和、液滴半径之和与液滴表面积之和。在上述计算模型基础上，通过对能量、质量方程添加源项来实现非平衡凝结相变过程的数值模拟。

式中：hlv为水蒸气凝结放热。

结合上述模型对商业流体计算软件Fluent提供的二次接口进行开发，气相控制方程组由Fluent 求解器求解，液滴控制方程组通过Fluent 提供的UDS(用户定义标量方程)求解。湍流模型选择k-ε双方程模型。

3.2 网格划分

对于平面叶栅，湿空气非平衡凝结现象可能并不只是在叶栅通道内发生，湿空气从稳压段流出经过收缩喷管时工质热力状态已处于气液饱和线以下，因此有必要对整个试验系统进行建模。叶栅通道中含叶片部分区域采用Autogrid5 工具进行结构化网格划分，叶片周围采用O型网格，其余部分采用H型网格。计算模型中的稳压段、圆转方收敛段、喷管段和试验段前后位置均采用ICEM进行结构化网格划分。由于计算结果显示叶片尾迹区较长，因此将出口段延长至6倍弦长距离。通过计算网格无关性检验，最终采用的模型网格节点数约830万，计算模型网格划分如图4所示。

图4 叶栅试验系统计算网格Fig.4 Computational mesh of plane cascade experimental system

4 试验结果分析

图5 给出了叶栅静压比随进口马赫数的变化。可以看出，当Ma1小于0.92时，空气湿度对叶栅静压比的影响很小；当Ma1达到1.00时，空气湿度的影响作用开始显现，湿空气下的叶栅静压比均比干空气下的低，特别是当β1=38°时，空气湿度会显著弱化叶栅增压能力。

图5 静压比随进口马赫数的变化Fig.5 Static pressure ratio versus inlet Mach number

图6给出了叶栅总压损失系数随进口马赫数的变化。可看出，β1=38°条件下，当Ma1小于0.92时，空气湿度对叶栅总压损失系数几乎没影响，但随着Ma1的增大，空气湿度会明显增大叶栅总压损失系数(Ma1为1.00 时约增加22.5%)。当β1减小，即攻角增大时，整个试验马赫数范围内均可见空气湿度的影响。特别是当β1减小到26°时，由于叶栅工作在大正攻角进气条件，叶栅通道内逆压梯度增大，附面层分离加重，即使在低进口马赫数条件下空气湿度仍会引起叶栅性能恶化，导致总压损失系数增大，且影响随着进口马赫数的增大呈加剧趋势。

图6 总压损失系数随进口马赫数的变化Fig.6 Total pressure loss coefficient versus inlet Mach number

图7给出了设计进口马赫数下空气湿度对叶片表面等熵马赫数分布的影响。当β1=38°时，无论是叶片前部加速膨胀流动区域还是中后部减速扩压流动区域，空气湿度对叶片表面等熵马赫数分布的影响都很小，这与上述叶栅总性能分析结果一致。当β1=30°时，相比于干空气结果，以吸力面距叶片前缘43%弦长位置分界，湿空气使得叶片前部等熵马赫数减小、叶片后部等熵马赫数增大，进而导致叶片吸力面轴向逆压梯度降低，增压能力减弱。同时，湿空气也引起叶片压力面前部等熵马赫数增大，从而带来整个叶栅气动负荷降低。当β1进一步减小到26°时，与干空气条件下叶片表面等熵马赫数分布相比，湿空气的影响主要集中在叶片前缘附近，表现为吸力面等熵马赫数明显减小。

图7 设计进口马赫数下叶片表面等熵马赫数分布Fig.7 Distribution of isentropic Mach number on blade surface at design inlet Mach number

图8给出了设计进口马赫数下叶栅出口总压损失系数沿周向的分布。当β1=38°时，空气湿度对叶栅出口流场分布几乎没影响，但随着β1的减小，湿空气条件下的叶栅出口尾迹宽度略有增长，其贡献主要源于靠近叶片吸力面侧的附面层增厚或分流。

图8 设计进口马赫数下叶栅出口总压损失系数分布Fig.8 Distribution of total pressure coefficient at the outlet of cascade at design inlet Mach number

5 计算结果分析

表2给出了设计进口马赫数下叶栅总压损失系数计算结果。可以看出，空气湿度对叶栅总压损失系数的影响随着进口气流角的减小而增大。当β1减小到32°时，相比干空气结果，相对湿度40%状态下叶栅总压损失系数增大约2%，相对湿度60%状态下叶栅总压损失系数增大约12%，表明叶栅气动性能对空气湿度变化的敏感性与气动负荷有关。

表2 设计进口马赫数下叶栅总压损失系数计算结果Table 2 Computational results of total pressure loss coefficient of cascade at design inlet Mach number

图9为设计状态下相对湿度60%时试验系统一体化计算模型中截面湿空气过饱和度分布计算结果。可以看出，气流从试验器收缩段处开始加速，气流温度下降，此时湿空气过饱和度大于1.0，工质越过气液饱和线。当气流进一步向下游流动进入叶片通道区域时，湿空气过饱和度进一步增大，并在叶片前缘附近达到最大。

图9 设计状态下相对湿度60%时湿空气过饱和度分布Fig.9 Distribution of wet air supersaturation at 60%relative humidity at design conditions

液滴的成核率(单位体积内单位时间形成的临界半径液滴数量)的大小通常与湿空气过饱和度直接相关。图10 给出了设计状态下相对湿度60%时流场中的成核率分布，可见成核率最大生成区域位于激波前，分布规律与湿空气过饱和度分布大致相同。试验器稳压段与收缩喷管内虽然也有液滴成核现象发生，但是与叶栅试验段成核率相比，收缩喷管内的成核率小了约7 个数量级，非平衡凝结现象不明显。图11 为设计状态下干空气和湿空气的流场对比结果，可以看出在湿空气凝结放热作用影响下，叶栅通道内激波前的低压区面积明显减小，激波强度有所减弱。

图10 设计状态下相对湿度60%时流场的成核率分布Fig.10 Distribution of flow field nucleation rate at 60%relative humidity at design conditions

图11 设计状态下干空气和湿空气的流场计算结果Fig.11 Computational results of flow field for dry air and wet air at design conditions

叶栅通道内液滴非平衡凝结现象的发生伴随着水蒸气由气相变为液相过程中的凝结放热，这些热量的加入会对叶栅通道内的流场结构产生一定影响。图12 给出了设计状态下湿空气凝结放热计算结果。水蒸气凝结释放的热量增大了叶栅的总压损失，液滴凝结成核区域主要集中在叶背表面激波之前的低压区域，稳压箱与收缩段凝结成核的液滴数极少，释放的热量主要集中在叶背与尾缘位置。

图12 设计状态下相对湿度60%时的凝结释放热量分布Fig.12 Distribution of heat released by condensation at 60%relative humidity at design conditions

6 结论

通过改变来流空气湿度，对跨声速压气机叶栅开展了干空气和湿空气条件下的性能对比试验。同时，结合湿空气非平衡凝结相变理论，对叶栅试验系统进行了一体化数值模拟。主要得到以下结论：

(1)空气湿度对跨声速压气机叶栅气动性能是否产生影响与叶栅自身的攻角特性有关。进口攻角增大，湿空气更容易加剧叶片表面气流分流，增大流动损失。

(2)空气湿度对跨声速压气机叶栅性能的影响源于湿空气中液滴非平衡凝结相变所释放的热量。凝结放热对流场会产生加热作用，从而引发额外的压力损失，且影响区域主要集中在成核率较高的叶栅通道。

(3)文中空气湿度直接通过试验器供气干燥降温系统来实现，导致试验过程中未能对空气相对湿度和温度变化范围进行准确控制，后续可尝试在试验器稳压段内安装喷水雾化装置进行空气湿度影响试验。