刘宝，杜政帅，周逊
哈尔滨工业大学 能源科学与工程学院，哈尔滨 150001
压气机向着高效率、高负荷、高压比方向发展。边界层抽吸作为一种能够有效抑制边界层分离的技术，在增大气流折转角、降低气流损失和提高压气机载荷等方面能够发挥重要作用，有利于压气机单级压比的提升和整体性能的增强，应用前景广阔。
在压气机静叶叶栅内进行边界层抽吸，是一种可以有效提高平面叶栅气动负荷的手段，可吸除低能流体，延缓流动分离，增强栅内气流的折转能力。1971年，Horn等发现边界层抽吸能够提高平面叶栅气动性能。1997年，美国麻省理工学院Kerrebrock等首次提出吸附式压气机（Aspirated compressors）的概念，阐述了其热力学原理。其后，Kerrebrock等对吸附式压气机开展一系列研究，深刻地理解了吸附式压气机的设计和应用。进入21世纪后，Merchant等验证了边界层抽吸能够有效提高压气机单级压比和效率。Schuler等进行了单级风扇端壁边界层抽吸实验，验证了在端壁附近进行边界层抽吸能够提升压气机性能。Schuler等验证了边界层抽吸在跨声速条件下能够改善压气机性能。Kerrebrock等设计了带有边界层抽吸的两级无导叶对转风机，压比和效率分别达到了2.9和87%。
国外在吸附式压气机方面起步较早，有着大量的实验和理论研究经验，积累了丰富的资料和数据。国内起步虽然相对较晚，但也取得了一定进展。陈绍文等采用改变抽吸量的方式改善了具有较厚来流边界层的压气机平面叶栅的变冲角特性。王松涛等分析了低反动度边界层抽吸式压气机的设计概念和要点，针对亚声速及跨、超声速轴流压气机，全面论述了吸附式低反动度轴流压气机气动设计思想。郭爽等研究了边界层抽吸对平面叶栅端区旋涡发展的影响。张龙新等探讨了不同构型的抽吸槽道对压气机平面叶栅性能的影响。王东等采用数值计算和实验的方法研究了不同吸气位置和吸气量对平面叶栅气动性能的影响。
在压气机端壁抽吸现有的研究中，对高亚声速压气机叶型端壁周向位置抽吸槽道的数量和排布的研究有所欠缺。本文采用平面叶栅风洞实验和数值模拟相结合的方法，对所研究的压气机平面叶栅原型及3种抽吸方案进行气动性能参数对比以及内部流场结构分析；
通过对端壁抽吸槽道的周向排布进行研究，给出最优端壁边界层抽吸方案。
1.1 实验方法
为降低叶型损失，寻找最优端壁边界层抽吸方案，提升机组运行效率，实验采用某高亚声速压气机叶型，进行端壁边界层抽吸研究。
实验在哈尔滨工业大学发动机气体动力研究中心的跨声速平面叶栅风洞实验台上进行。实验台风机功率1000 kW，最大压力0.22 MPa，最大质量流量10.5 kg/s，进气角20°～90°，气流折转角0°～90°。实验采用边界层抽吸装置，迎角0°，进口马赫数0.6，平面叶栅工作雷诺数6.5×10。图1为实验平面叶栅几何模型，其几何参数如表1所示。
图 1 实验平面叶栅几何模型Fig. 1 Geometry model of tested plane cascade
表 1 实验平面叶栅的几何参数Table 1 Geometry parameters of tested plane cascade
本文在平面叶栅端壁上开槽进行边界层抽吸。由于流道内的流动分离多发生在平面叶栅后半段，因此抽吸槽道布置在距离前缘额线40%轴向弦长（C）处与尾缘额线之间。第1个抽吸槽道布置在靠近吸力面的位置，其余抽吸槽道沿周向每隔12 mm布置1个，一个平面叶栅节距内最多布置5个抽吸槽道。本文进行原型（Ori）、单槽抽吸（Slot1）、双槽抽吸（Slot2）和五槽抽吸（Slot5）平面叶栅风洞实验，各抽吸方案槽道布置如图2所示。x为轴向（垂直于额线），y为额线方向，z为展向（即叶高方向）。
图 2 抽吸方案Fig. 2 Suction scheme
总压、总温由稳压箱测得，叶栅入口静压由距前缘额线1倍轴向弦长的静压孔测取，叶栅出口静压由距尾缘额线40%轴向弦长的静压孔测得。叶栅入口、出口的参数在一个平面叶栅节距内布置测点测量，总参数按质量流量取平均值。实验重点在于考察抽吸背压相同时不同抽吸槽道的布置对平面叶栅气动性能的影响，因此各方案选定同一抽吸静压，抽吸静压在抽吸管道稳压腔内测得。
叶栅出口处的参数采用五孔探针非对向测量法进行测量，五孔探针偏转角和俯仰角校准范围为±30°。采用油流法显示平面叶栅表面流场。
1.2 数值方法
计算网格包含主流道网格和抽吸槽道网格。主流道网格采用NUMECA软件中的AutoGrid5模块生成O4H网格。由于平面叶栅两端对称，故选取模型的一半进行计算。网格总数为50万，对边界层内网格进行加密处理，达到了湍流模型计算要求，如图3所示。入口给定总温、总压和速度方向，出口给定静压。
图 3 计算网格Fig. 3 Grids of computational domain
抽吸槽道网格同样采用NUMECA软件中的AutoGrid5模块进行网格生成，用生成叶顶间隙的方式在槽道中生成蝶型网格（Buttefly），5个槽道的网格总数为48万，如图4所示。在IGG模块里用完全非对接面（Full non matching）技术对抽吸槽道网格和主流道网格之间的交界面进行拼接处理。抽吸槽道四周为N–S黏性壁面，采用Spalart–Allmaras湍流模型，抽吸槽道出口给定抽吸管道稳压腔内测得的静压。
1.3 数值验证
各抽吸方案的抽吸流量比（即抽吸质量流量与总质量流量之比）如表2所示。可以看到，在抽吸静压一致的情况下，随着抽吸槽道数量的增加，抽吸流量比不断增大。
图5为平面叶栅出口、入口两节距内的静压分布。可以看到，入口流场有较好的均匀性，出口流场满足周期性要求，实验数据的有效性可以保证。
图 4 各抽吸方案的计算网格Fig. 4 Grid of each suction scheme
总压损失系数是衡量压气机平面叶栅性能的重要参数。平面叶栅出口截面总压损失系数的表达式为：
表 2 各抽吸方案的抽吸流量比Table 2 Suction mass flow ratio of each suction scheme
图6为平面叶栅出口总压损失系数沿展向分布的实验和数值计算结果对比，其中EXP表示实验结果，CFD表示数值计算结果。可以看到，数值计算所得的总压损失系数分布曲线和实验所得曲线在数值和变化趋势上基本吻合，存在的微小差异可能是由计算模型本身的缺陷及计算精度等问题导致的。
图7为实验获得的叶片吸力面油流显示图片与数值计算获得的吸力面极限流线的对比（左为油流显示图片，右为极限流线）。可以看到，数值计算得到的极限流线与实验情况基本吻合，较好地还原了叶片吸力面的流动状况。
图 5 平面叶栅出口、入口两节距内静压分布Fig. 5 Static pressure distribution in 2 pitch of plane cascade inlet and outlet
图 6 平面叶栅出口总压损失系数的展向分布Fig. 6 Spanwise distribution of total pressure loss coefficient at plane cascade outlet
通过样条插值对平面叶栅流道内的极限流线进行加密，用无量纲长度l将极限流线参数化，求得每个数据点对应的曲率K：
式中，x=x（l），y=y（l）。
叶栅出口高损失区相对高度H的数值计算与实验结果对比如表3所示。高损失区起始于端壁，终止点（即周向平均总压损失沿叶高变化曲率最大的点）在20%～30%叶高范围内。从表中可以看到，数值计算与实验结果的误差不超过0.7%。综上所述，本文的数值计算与实验结果吻合较好，验证了该数值方法的可信性。
图 7 油流显示图片与极限流线Fig. 7 Oil flow display pictures and limit streamlines
表 3 各方案出口高损失区相对高度对比Table 3 Relative blade height of high loss region at outlet
2.1 壁面极限流线
以数值计算得到的平面叶栅壁面极限流线为依据，对平面叶栅的流动和分离状况以及抽吸槽道对栅内流场的影响进行研究。原型及各抽吸方案的极限流线如图8所示，左为吸力面极限流线，右为端壁极限流线。
图 8 吸力面与端壁极限流线Fig. 8 Limit streamline of suction surface and endwall
从图中可以看出，角区分离径向高度在Ori、Slot1、Slot2、Slot5中分别为28%、25%、20%、24%相对叶高。随着周向布置的抽吸槽从0增加到2，角区分离径向高度减小，角区范围减小，平面叶栅中部流动条件改善。当抽吸槽数量增加到5，角区范围相比Slot2有所回升（略大于Slot1），边界层分离弱于Ori但强于Slot1。当使用单槽和双槽抽吸时，通过边界层抽吸将积聚在吸力面角区的部分低能流体去除，使边界层分离减弱，流动条件改善，通流能力增强。在本文的抽吸方案中，Slot2的角区范围最小，抽吸效果最好。
从Ori的端壁极限流线可以看出，平面叶栅吸力侧存在明显的旋涡，尾缘附近存在较为明显的回流区，流场中低能流体堆积，流动被严重堵塞，低能流体向角区聚集。在此作用下，尾缘的吸力侧发生了较为明显的闭式分离。
在Slot1中，受端壁抽吸的影响，平面叶栅吸力侧旋涡增大。由于端壁抽吸去除了大量低能流体，主流区流动方向向压力侧偏移，尾缘附近的回流区减小，尾缘的吸力侧分离减弱，流动条件改善。
在Slot2中，随着抽吸流量和强度的增加，大量低能流体被吸除，通流面积明显增加。虽然吸力侧旋涡进一步扩大，尾缘回流区面积有所反弹，但分离进一步减弱，抽吸带来的收益依然大于旋涡和回流区面积增加造成的损失。
2.2 马赫数分布
图9和10分别为压气机平面叶栅50%和15%叶高处的马赫数分布图。从图9中可以看出，抽吸方案的选取对叶展中部流动影响较小。这是因为在50%叶高处，3种抽吸方案的马赫数分布几乎相同，相比于原型平面叶栅，叶片周围的马赫数分布变化不大，叶展中部未出现严重的流动分离。可以推断，叶展中部处的流动受端壁附近的分离流动影响较小，主要的流动损失是尾迹造成的旋涡运动损失和掺混损失。在端壁上开槽进行抽吸的方案Slot1、Slot2和Slot5对叶展中部流动影响不大。
在图10中，随着抽吸槽数量的增加，叶片周围低马赫数区域的占比不断减小。在Ori中可以观察到较为严重的流动分离，低马赫数区域占据了相当大的比例。在Slot1中，吸力侧气流马赫数大幅增大，低马赫数区域占比明显下降，流动分离范围减小，流动状况得到了改善。在Slot2中，低马赫数区域相比Slot1进一步减小，流动条件进一步改善。在Slot5中，低马赫数区域占比比Slot2有所增加，流动条件恶化。综上所述，Slot2端壁附近流动的改善效果最佳，Slot5对端壁附近流动的改善效果介于Slot1和Slot2之间。
2.3 总压损失系数分布
了解平面叶栅出口截面的总压损失系数分布有助于研究栅内流动造成高损失区的原因和边界层抽吸对栅内流场的影响。图11给出了原型及3种抽吸方案出口截面总压损失系数分布云图。
图 9 50%叶高处马赫数分布云图及等熵马赫数分布图Fig. 9 Mach number contours and isentropic Mach number distribution at 50% spanwise
从图11（a）可以看出，在原型平面叶栅中，出口截面有一个大范围的高损失区，这是吸力面和端壁边界层内的低能流体相互作用后，由旋涡输运至此堆积所致。叶片表面边界层在叶展中部造成了尾迹损失，在图中表现为叶展中部到角区的条状损失区域。总体而言，平面叶栅出口截面总压损失大部分是由旋涡运动引起的能量耗散和低能流体堆积所造成，但由尾迹所造成的损失也不可忽视。
如图11（b）所示，与原型相比，在Slot1中，高损失区的核心位置变化不大。角区的高损失区尺寸减小，峰值下降，尾迹峰值减小但宽度变化不大，这表明Slot1主要吸除了来自端壁边界层和堆积在角区的低能流体，对叶展中部的流动影响有限。与Slot1相比，Slot2的高损失区核心位置同样几乎无变化，角区的高损失区尺寸更小，峰值降得更低，叶展中部尾迹损失更低，如图11（c）所示。
图 10 15%叶高处马赫数分布云图及等熵马赫数分布图Fig. 10 Mach number contours and isentropic Mach number distribution at 15% spanwise
在图11（d）中，高损失区的峰值上升，尺寸略微增大，核心位置向压力侧偏移。这反映了Slot5的巨大吸力使得旋涡向压力侧偏移，对原有流场结构造成较大影响，平面叶栅出口截面总压损失系数整体比Slot1小，比Slot2略大。
当节气门关小时，充量系数急剧下降，但留在汽缸内的残余废气量不变，使残余废气系数及滞燃期增加，火焰传播速率下降，最高爆发压力、最高燃烧温度、压力升高率均下降，冷却液散热损失相对增加，因而燃油消耗率增加。因此，随着负荷的减小，最佳点火提前角要提早。反之，负荷增大，最佳点火提前角要推迟。当车辆处于急加速或爬坡时，节气门处于全开状态，由于大量混合汽迅速进入汽缸，发动机负荷迅速增加，混合汽燃烧速率加快，此时，如果燃油品质不良或者标号达不到要求，就会出现敲缸现象(图4)。
图 11 出口截面总压损失系数分布云图Fig. 11 Total pressure loss coefficient contours at outlet section
综上所述，本文所采用的抽吸方案对近端壁处旋涡耗散和低能流体堆积造成的高损失影响最为显著，对叶展中部吸力面边界层低能流体也有一定的影响。双槽抽吸方案的抽吸效果最佳，角区分离尺寸最小，总压损失系数峰值最低。五槽抽吸方案对主流区造成干扰，对流场原有结构影响较大，高损失区核心位置向压力侧偏移，其抽吸效果比双槽略有恶化。
图12为按质量流量取节距平均得到的原型及各抽吸方案出口截面总压损失曲线。如图所示，在30%～50%叶高范围内（即叶展中部附近），不同的抽吸方案对总压损失的绝对变化影响较小，相对变化影响较大，Slot2降低总压损失的效果最佳，Slot5的总压损失水平和Ori保持一致。而在30%叶高以下，所有的抽吸方案都显著减低了总压损失系数，其中Slot2降低总压损失的效果最佳，符合图11中Slot2的高损失区尺寸最小、总压损失系数峰值最小的结论。因此，在吸力面侧不改变抽吸槽道轴向位置只增加其数量，双槽抽吸比单槽抽吸降低总压损失的效果更为明显。
图 12 总压损失系数沿展向的分布Fig. 12 Spanwise distribution of total pressure coefficient
在Slot5中，低能流体受到压力侧抽吸槽道的拉扯以及吸力侧角区和端壁分离的挤压，其面积逐渐在周向和径向上扩张，比其他抽吸方案更为显著地堵塞了流道，使得平面叶栅通流能力下降，流道内逆压梯度增大。在30%～50%叶高范围内，受平面叶栅通流能力下降的影响，总压损失相较于其他抽吸方案有所上升，达到了原型的损失水平。在5%～30%叶高范围内，由于低能流体在周向和径向上的扩张以及吸力侧角区和端壁分离的加剧，角区高度相较于Slot2有所回升，总压损失有所上升。在5%叶高以下，由于抽吸槽道吸除的流量大，低能流体难以聚集，总压损失相较于Slot2有所降低。总体而言，Slot5总压损失系数小于Slot1、高于Slot2，这说明抽吸槽道布置的数量并非越多越好，合理设置抽吸槽道的数量才能达到最佳的抽吸效果。
2.4 落后角
气流流出平面叶栅时，其方向并不沿着出口几何角，而是与之有一定的差值（即落后角）：
式中，为一个节距内平面叶栅出口平均气流角。本文中的所有角度均是与平面叶栅轴向的夹角。
在入口气流角和入口几何角一定时，气流流出平面叶栅的角度反映了气流的折转角度，落后角越大，则气流的折转角度就越小，平面叶栅的扩压能力就越弱。落后角沿展向的分布反映了流场内的边界层、旋涡以及端壁边界层抽吸对气流运动的影响。
原型及各抽吸方案的落后角展向分布如图13所示。除Slot5外，其他方案的落后角在30%～50%叶高范围内相差不大，说明Slot1和Slot2对叶展中部气流影响较小。在15%～30%叶高范围内，Slot1和Slot2的落后角均小于Ori，这说明单槽和双槽抽吸方案有效提高了气流在出口处的折转能力。对Slot1和Slot2而言，在23%～30%叶高范围内，落后角基本相等，而在15%～23%叶高范围内，Slot2的落后角小于Slot1，这说明双槽抽吸效果好于单槽抽吸。在10%叶高以下，落后角从大到小依次是Slot2、Slot1和Ori。这是因为抽吸槽道对近端壁流体的吸力在吸除低能流体时也使气流流向发生了偏移。
图 13 落后角沿展向的分布Fig. 13 Spanwise distribution of deviation angle
在Slot5中，落后角与其他方案相差极大。这可能是受压力侧槽道的影响。压力侧静压高于吸力侧，且抽吸背压一致，所以压力侧槽道两侧的压差大，对气体产生了较大的吸力，使得气流向压力侧偏斜，导致落后角增大，吸力侧气体分离加剧。在30%～50%叶高范围内，受压力侧抽吸槽道影响，落后角有所增大，气流的折转能力下降。在20%叶高以下，气体受压力侧抽吸槽道吸引和吸力侧分离的挤压效果更为明显，Slot5的落后角与前3套方案的差值进一步加大，这说明五槽抽吸方案对近端壁流体的影响尤甚，会使气流向压力侧偏移更大，造成气流折转能力的极大下降。
本文结合平面叶栅风洞实验和数值计算得到了某高亚声速压气机叶栅原型及各抽吸方案的流场数据，通过实验数据验证了数值方法的可信性，对数值计算结果进行分析和研究，得到结论如下：
1）本文设计的端壁抽吸方案能够有效减弱端壁和吸力面交接处的吸力面边界层分离和角区低能流体积聚，减小角区分离的范围和强度，有效降低平面叶栅出口的总压损失，改善平面叶栅内部的流动条件，减轻低能流体的阻塞，提升平面叶栅的通流能力。
2）端壁开抽吸槽道对平面叶栅近端壁处流动的影响强于叶展中部，平面叶栅近端壁流动的改善是平面叶栅总压损失下降的主要原因。
3）单槽抽吸（Slot1）方案和双槽抽吸（Slot2）方案减小了高损失区强度和尺寸，但对其核心位置影响较小。五槽抽吸（Slot5）方案在减少高损失区强度和尺寸的同时，使高损失区核心位置向压力侧偏移。
4）边界层抽吸效果与抽吸槽道布置的数量有关，合理增加抽吸槽道数量能够增强角区低能流体的抽吸效果，降低平面叶栅总压损失。过多增加抽吸槽道数量，会对平面叶栅的流动造成干扰，降低平面叶栅的气动性能。