基于流迹显示技术的前弯跨声速压气机叶栅通道三维流动测量

唐 凯，刘志刚，李 嘉，陈 伟，凌代军，卿科佑，沈翔鸿

(1.中国航发四川燃气涡轮研究院，四川 绵阳 621000 ；2.四川大学 空天科学与工程学院，成都 610065)

1 引言

叶片作为航空发动机压气机的基础单元，其做功能力的提升和对流动损失的控制直接影响着压气机的性能。但是，压气机内部流动结构异常复杂，需要对其流动转捩、分离流控制和涡系结构进行深入研究，才能合理组织流动结构来提高性能。因此，对压气机中流动结构形式的研究一直是业内研究的重点。平面叶栅通道流动作为最基本的三维流动，能够较好地反映通道中的涡系结构。但目前人们对于压气机叶栅通道的三维流动仍未形成统一的认识，究其原因在于：①压气机叶栅通道中逆压梯度的强弱直接影响涡系结构的构成；②超跨声压气机叶栅的激波波系多为前缘弓形波及通道激波，激波强度及激波位置对流动涡系有较强的影响。因此，针对目前压气机叶栅的特点，对不同状态的叶栅通道流动进行充分研究，才能对压气机的三维流动认识提供支撑。

目前，国内外均采用了以试验为主、数值计算为辅的叶栅通道三维流动结构研究方法。试验技术研究中，发展了多种接触式的气动特征测量技术，其中最常用的为表面压力孔及探针。表面压力孔是成熟度较高的测量方式，但是由于其结构形式的限制，只能获取离散点的压力，无法获得全流场特征。而在探针的使用上，已可以应用多孔探针测量速度矢量场及压力场，并且在提升测量准确性上完成了大量的基础技术研究，已开展了高灵敏度探针研究，发展了三孔、五孔、七孔探针[1-3]等系列；在探针测量结果修正上，已开展了探针近壁效应修正[4]、压力梯度下探针测量结果修正[5]的研究，来提高测量的准确性，但上述方法对于探针使用环境的多变工况仍存在一定局限性。另一种用于测量来流湍流度与速度的热线探针，因其精度高的特点也被广泛应用于机理性研究试验，但受限于其高速流动条件下的低可靠性，对于真正工程应用分析仍有一定的不确定性。而正在兴起的PIV 等非接触光学测量手段因其不干扰流场的特点而广受青睐[6-10]，但此类方法对光路要求极高，由于叶片弯角造成光路遮挡，无法全局观测到整个叶栅通道，只能对特定区域的流动进行测量，这也成为光学测量方法的最大局限。

在工程中应用最多且流迹观测更全面的方法是油流流迹显示法。早在上世纪60 年代就已经证明，油膜图像能很好地描述真实的壁面流线[11]，对真实的扰流影响很小，并针对应用对象的不同，发展了多型号的显示剂配比用以测量不同状态的壁面流动[12]，且对椭球扰流[13]与平面叶栅[14]进行了流动拓扑结构研究。国外更是针对不同类型的压气机及涡轮叶栅[15-16]，进行了系列化油流流迹显示技术研究，发展了基于油流技术的定量化矢量流迹技术[17]。在此基础上，本文利用中国航发四川燃气涡轮研究院发展的适用于超、跨、压声速的流迹显示技术，对跨声速叶栅不同攻角下叶栅通道的流动进行了半定量测量。通过获取丰富的流动图谱，为叶型的气动优化提供了充分的数据支持。

2 研究对象及方法

试验在中国航发四川燃气涡轮研究院叶栅试验器上进行。该试验器从全开到全闭只需要3 s。试验对象为一转折角为40°的跨声速前弯扩压叶栅，见图1。试验工况参数如表1 所示。该叶型为典型的前弯叶型，考虑到气流速度以及因流速造成的温度变化，油流流迹显示法需要根据不同的试验工况选择不同的油流配比。此外，流迹显示效果还受到吹风时间的限制，因此需要利用设备的快速阀对吹风时间进行控制。试验时，首先根据栅前壁面压力孔静压与试验件进口总压确定试验雷诺数状态，然后根据试验状态记录试验进口总压，进行油流流迹显示试验时则根据记录的总压将试验状态调整到所需工况。本试验选用了针对雷诺数Re=1.29×106的油流配比及时间控制量。

图1 叶片几何参数Fig.1 Blade geometry parameters

表1 叶片工作状态Table1 The operating conditions of the cascade

3 流迹图谱分析

为探究不同攻角状态下前弯叶型叶栅通道内的流动状况，分别完成了负攻角(i=-6.4°)、零攻角(i=0°)和正攻角(i=2.6°)的流动图谱的测量，并分别从叶片表面及栅板端壁面的流迹图谱，对叶片表面流动转捩形式与通道内三维流动结构进行分析。

3.1 负攻角工况

图2 给出了负攻角工况下叶栅通道的流迹图谱。图中，VP、VS 分别代表压力面马蹄涡和吸力面马蹄涡，PV、CV 分别代表通道涡和璧角涡，S代表分离/附着螺旋点。在流动转捩测量结果上，由图2(a)叶片压力面表面流迹图谱可看出，前缘处出现了连续斑状油流带，且沿叶高呈均匀分布，斑状油流截止位置出现了“△”的油流空缺。这一现象与湍流斑的形成完全一致，说明在叶片压力面前缘出现了由层流向湍流转变的旁路转捩，转捩完成之后，附面层并未显著增厚，只存在较薄的油流流迹。但在相对弦向X/C≈ 0.37 处，又发生了湍流附面层分离，该分离后湍流表现为很明显的速度条带结构，说明在压力面的速度湍流度并不高。而在图2(b)中，叶片吸力面流动转捩方式发生了较大变化，前缘的层流附面层很薄，因此吸力面前缘的油流速度条带并不明显。在X/C≈ 0.58 处，出现了明显的分离转捩过程，层流通过吸力面分离泡转捩为湍流，但此时的转捩沿叶高并不一致，分离转捩只出现在20%～80%叶高区域。之后层流流动变为湍流流动，且湍流附面层厚度有一定程度的增厚，分离泡之后的油膜厚度明显比前缘的大。而后在X/C≈ 0.80 的叶中区域处，发生了较明显的湍流附面层分离，且分离一直持续到尾缘。

在三维流动结构测量结果中发现，受进口附面层及气体黏性力的影响，叶片近端壁处出现了马蹄涡对，其中压力面马蹄涡在图2(a)中压力面马蹄涡分离线VP1与图2(c)中分离线VP2之间不断向后缘发展。在叶高方向，因叶片压力面前缘沿轴向存在较强的逆压梯度，使马蹄涡快速向叶中发生偏转，表现为图2(a)中分离线VP1向叶中转移的抬升段；而后压力面轴向压力梯度维持稳定，压力面马蹄涡保持原有运动轨迹向尾缘移动，表现为分离线VP1的平直段；最后在压力面向吸力面的横向压力梯度作用下，压力面马蹄涡逐渐远离压力面，造成分离线VP1向端壁偏转。另外，在图2(c)中紧靠分离线VP2的下游，发现了通道涡分离线PV2，分离线的存在说明此时通道涡与压力面马蹄涡并没有发生掺混。掺混主要发生于分离线PV2与VP2的交汇处。

图2 负攻角工况下叶栅通道的流迹图谱Fig.2 The oil flow pattern of the cascade at negative angle of attack

吸力面马蹄涡自形成后便迅速脱落吸力面，因此在图2(b)前缘没有发现吸力面马蹄涡分离线，但在图2(c)中发现吸力面马蹄涡分离线VS2起始段向相邻叶片压力面偏转的情况，且之后受横向压力梯度的影响，吸力面马蹄涡基本按叶型型面向尾缘发展。在吸力面分离转捩处，受掺混后的通道涡影响，迫使吸力面马蹄涡与通道涡强度降低，并叶中偏转，从而在图2(b)吸力面出现了分离线PV1，并在图2(c)栅板内壁面形成了“▽”油流积聚，且吸力面尾缘端壁区气流受通道涡黏性力的影响，又反向诱导出壁角涡。该壁角涡尺度很小，生成后在轴向逆压梯度与横向压力梯度的综合作用下，迅速离开吸力面，由此在吸力面近端壁处(图2(b)红色方框内)存在大量油流，只在吸力面近端壁处形成2 条很细的壁角涡分离线CV1。通道涡入射至叶片吸力面并离开栅板端壁，随后随主流流出通道。根据上述流迹图谱显示结构，提出了如图3 所示的负攻角叶栅通道三维流动模型。

图3 负攻角叶栅通道三维流动模型Fig.3 The three-dimensional flow model of the cascade at negative angle of attack

3.2 零攻角工况

图4 给出了零攻角工况下叶栅通道的流迹图谱。图中，Vlp代表通道诱导涡，Vple代表压力面诱导角涡，SV 代表集中脱落涡。对于相同进口雷诺数，零攻角工况下展现了多种流动转捩状态。虽然在叶片压力面前缘仍然出现了旁路转捩，但转捩完成位置明显比负攻角工况的提前。转捩完成后，附面层增厚，油膜厚度较负攻角工况的有所增加。对于吸力面，转捩形式呈现出两种形态：一种为受叶片表面粗糙度及测压孔扰动影响导致的进口层流在吸力面前缘处完成的旁路转捩，并形成了楔状湍流(图4(b)中红色Λ 线)；另一种一直保持层流状态，在X/C≈ 0.50 处受激波影响出现了层流分离泡转捩。在完成转捩之后，叶中部分在X/C≈ 0.75 处受轴向逆压梯度影响，发生了直到尾缘的湍流附面层分离。

图4 零攻角工况下叶栅通道的流迹图谱Fig.4 The oil flow pattern of the cascade at zero angle of attack

零攻角下，三维流动结构也发生了本质的变化，虽然在叶片压力面前缘近壁面处，仍出现了前缘马蹄涡对分离线(图4(c)中的VS2与VP2)，但可以发现，压力面马蹄涡的强度较弱，并未完全带走端壁处的油流，造成了油膜的轻微滞留。除此之外，在图4(a)中压力面还出现了前缘诱导角涡，该角涡形成后迅速脱离栅板内壁面，因此在栅板处出现了油流的积聚区(图4(c)中红色方框内)。而在叶片压力面上，该诱导角涡在叶片压力面前缘分离线Vple1内运动，并在X/C≈ 0.30 的近端壁处受通道涡影响而消失。通道涡分离线PV2的产生位置(图4(c))明显比负攻角工况的提前，且与负攻角通道涡运动轨迹不同的是，零攻角工况下通道涡形成后并未向相邻叶片吸力面迅速偏转，而是直接流出通道。此外，受通道涡的驱动，在气体黏性作用诱导下，在压力面产生了通道诱导涡，形成了2 条分离线Vlp1(图4(a))，该诱导涡尺度较小，在分离线Vlp1之间运动，最后流出通道。除此之外，受压力面前缘诱导涡轴向运动与轴向逆压梯度的影响，形成了轴向上的反向漩涡，并且在端壁处体现出附着螺旋点(图4(a)中S)的特征。在X/C≈ 0.40 的叶中位置处，流迹体现出了明显的鞍点三维分离特性，进口气流由前缘向尾缘流动，而压力面出现了由尾缘向前缘流动的气流(由吸力面尾缘脱落涡引起)，导致流线簇L1、L2向端壁侧偏转，形成了典型的三维流动分离。在流线簇L1、L2偏转以及附着螺旋点S 的综合影响下，在压力面出现分离螺旋点S1。

在吸力面X/C≈ 0.50 的近端壁处，受轴向逆压梯度的影响，壁面流线迅速向叶中部分靠拢，但由于通道涡并没有入射到相邻叶片吸力面上，因此在图4(c)中没有观察到壁角涡，但在轴向逆压梯度与叶中轴向流动气流的黏性作用下，吸力面尾缘近端壁处发现了分离螺旋点S2与集中脱落涡。该集中脱落涡并不完整，呈半环螺旋线结构。根据图4(a)中压力面出口逆流向流线簇L1的出现，可以推测该螺旋结构脱离叶片吸力面后便发散，并随叶中部分集中脱落涡向叶片压力面前缘流动。为此，针对零攻角工况，提出了如图5 所示的三维流动涡系结构。

图5 零攻角叶栅通道三维流动模型Fig.5 The three-dimensional flow model of the cascade at zero angle of attack

3.3 正攻角工况

图6 给出了正攻角工况下叶栅通道的流迹图谱。可见，正攻角工况下压力面、吸力面的转捩形式与零攻角工况下的相同，只是在转捩位置上，正攻角工况下压力面、吸力面的均稍有提前。在三维流动结构上，正攻角工况也与零攻角工况表现出高度的一致性，只是压力面出现的鞍点分离线已经前移至X/C≈ 0.35 处。正攻角工况下叶栅通道的三维流动模型与零攻角工况下的也高度一致。

图6 正攻角工况下叶栅通道的流迹图谱Fig.6 The oil flow pattern of the cascade passage at positive angle of attack

4 结论

利用研发的超跨声速流迹显示技术，对前弯叶型平面叶栅进行了详细的流动图谱测量，并根据负攻角、零攻角和正攻角下的流动状态提出了两种流动模型。研究得出以下结论：

(1) 压力面通过旁路转捩的形式完成层流向湍流的转变，与攻角无关；吸力面主要通过层流分离泡的形式完成分离转捩，转捩的位置随着攻角的增大而不断向尾缘移动，部分位置受到粗糙度差异、测压孔的影响会发生旁路转捩。

(2) 负攻角工况，涡系结构由前缘马蹄涡对、通道涡及处于吸力面尾缘的壁角涡构成，通道涡会直接入射到相邻叶片吸力面。

(3) 零攻角及正攻角工况，流动结构较为复杂，同时存在着前缘马蹄涡对、压力面前缘诱导角涡、压力面侧的通道诱导涡、通道涡与吸力面尾缘集中脱落涡。且受到吸力面尾缘集中脱落涡的影响，压力面存在着由尾缘向前缘流动的气流，造成压力面出现鞍点三维分离特征。同时，压力面前缘靠近端壁处，还存在附着螺旋点、分离螺旋点的三维分离流动特征。