非定常尾流耦合发生器的制作方法

专利名称：：非定常尾流耦合发生器的制作方法
技术领域：
：本发明属于机械类，压气机。涉及一种风扇/压气机级静子叶排和转子叶排叶片数目的优化匹配方法，在最优的耦合方案下可保证提高压气机时均气动性能的同时，还能大幅度提高其流动稳定性。
背景技术：
：如何提高压气机时均气动性能和流动稳定性是航空发动机亟待解决的核心问题之一。压气机由于转子叶排与静子叶排交错排列，所以其流场具有强烈的非定常特征。而随着航空技术的发展，压气机的压比也越来越高，加功量越来越大，逆压力梯度也越来越高，流场中必然充满了不同尺度与频率的涡量，流动分离是难以避免的。针对非定常流问题，虽然在设计体系上还没有取得突破，但目前针对某些局部的流动问题所发展出来的流动控制技术已经取得了一定程度的成功。例如，机匣处理技术、抽吸气技术等。对于风扇/压气机中的流动控制问题研究，美国麻省理工学院(MIT)和英国剑桥大学(CambridgeUniversity)做出了先驱性的探索。MIT采用振荡进口导流叶片方式在一台单级低速轴流压气机上研究了外加激励对于流动稳定性的影响；而剑桥大学则采用喷气阀方式在Whittle实验室的C106压气机试验台上研究了外加激励对流场的影响。这些研究结果均表明外加非定常扰动在一定程度上能够使得流场有所改善。在最近的研究中，JinwooBae，KennethS.Breuer等人在2003年采用法向射流、流向射流以及稳态射流等方法对叶尖间隙流进行了有效控制。研究表明叶尖间隙流比率明显减小，提高了叶尖间隙流与主流区的掺混速度并且端区流动的流向动量得到了提高。MIT的Kerrebrock等人则长期致力于叶片表面抽吸气技术方面的研究，其研究成果也证实抽去叶片吸力面低能团后，可有效的改善压气机的性能。上述流动控制方法虽然在一定的范围内能够使得压气机内部流场局部流动情况有所改善，伹是到目前为止，流动控制技术由于受到需要外加激励源并且结构复杂等因素的局限，还很难在工程上得到应用。流动控制另外一个比较成熟的并且已经得到一定程度工程应用的技术则是机匣处理技术。自1966年Koch在实验中的一次偶然发现后，已经对处理机匣扩稳机理进行了一系列研究。为了追求性能卓越的机匣处理形式，几十年来，国内外的学者展开了大量的实验研究，已经形成了结构形式繁多的设计体系。1979年，Greitzer等人总结了以往不同结构形式处理机匣在压气机扩稳方面的不同作用，包括蜂窝结构、周向槽结构、轴向槽结构、叶片弦向槽结构、反旋涡浅槽结构、嵌叶片气室结构。这些手段能够在一定程度上改善压气机的喘振裕度,但还不足以在各种飞行条件下满足发动机正常稳定工作的要求，而且普遍存在压缩系统下降而影响发动机气动性能的现象(效率下降2。/。左右)。随后，研究者试图从单一改进压气机稳定工作裕度和单一改进工作效率的机匣处理研究中，寻找一种能同时兼顾裕度和效率的新型机匣处理结构，达到在提高效率或至少不降低效率的条件下，扩大压气机稳定工作范围的目的。上世纪90年代，陆亚钧教授等人在大量实验研究的基础上提出了一种圆弧型切向斜槽处理机匣新结构。这一类新型处理机匣结构能够克服现有的缺陷，在保证提高发动机的喘振裕度，满足军用飞机的飞行要求的前提下，同时还能够使发动机性能不会明显的下降，即压气机的效率在大多数工作转速下不下降的圆弧型切向斜槽处理机匣设计方法。处理机匣作为一种被动控制方法，虽然不能兼顾压气机气动性能和流动稳定性，但自一问世后就很快在一些发动机上得到应用。如JT-9D发动机的风扇外机匣、米格23用P-29发动机、苏27用/lA—314)发动机，米格29用P/I—33发动机以及国内的涡喷-7甲发动机，涡喷一13，涡喷一14发动机等，现已成为当今世界上用于扩大压气机稳定工作范围的重要手段之一。从上面的分析可以看到，现有技术对于叶轮机械内部的非定常流动研究不论是出于机理层次的研究还是对流动控制方法的探索，都还只是针对一些具体的气动问题而展开，还远未形成一条系统的、清晰的研究思路，也没有成熟的技术得到实际应用。与客观存在的真实非定常复杂流动对照，人类目前的主观认识——轴流压气机气动设计体系尚有非常大的差距。因为迄今为止，风扇/压气机气动设计体系仍然是以定常流动基本简化假设为基础的，旧有的设计体系与客观现实之间的巨大差距必然带来一系列的问题。本发明仅仅针对其中一个问题进行探索，即现有设计体系中是如何来确定各转子叶排与静子叶排叶片数目的呢？在风扇压气机中，由于转子叶排与静子叶排交错排列，二者对于非定常流场时空结构具有重要的影响是毋庸置疑的。然而，至今并没有与确定叶片数目相关联的非定常气动理论，所以在现有的定常气动设计体系中只能从定常流动理念出发，经验性的主观规定各叶排的叶片数目。对于具有强烈非定常特性的叶排间流场采用如此处理方式显然是及其不合理的。
发明内容本发明所要解决的技术问题是跳出现有定常假设设计体系的框架，从非定常耦合流动角度出发，建立压气机静子叶排和转子叶排叶片数目之间的相互关联。通过叶排间周向气动布局的优化匹配，提供一类非定常尾流激励耦合发生器的设计方法，达到既能提高压气机时均气动性能又能有效改善其流动稳定性的目的。本发明的技术特征是通过设计一种新型的非定常尾流激励耦合发生器，对叶型、叶片数目进行优化，使其在频率、强度以及尾迹分布规律上满足与压气机转子叶片非定常流动产生耦合的条件，实现对转子流场中的非定常分离流动的耦合控制，从而实现对压气机压升、效率以及失速裕度等性能的全面提高。在整个实施的过程中，有效的建立了上游静子叶排与下游静子叶排叶片数目以及流动特征之间的相互关联，避免了处理机匣以及其他流动控制方法所带来的效率损失。本发明是以轴流压气机非定常耦合流型(UnsteadyCooperativeFlowType,UCFT)理论作为基础理论支撑，其核心机理在于合理组织同一流场中存在相互运动的多物体绕流之间的相互作用，以实现"波-涡"或"涡-涡"的"耦合"。从本质上讲，实现非定常耦合流动的关键点在于实现"感受性一耦合-整流"的物理链，才能达到改善压气机内部流场的时空结构，大幅度提高压气机的时均气动性能指标和流动稳定性的目的。这里所说的"感受性"是指非定常旋涡脱落流场对上游尾流旋转行波的频率、强度以及波形等参数的有效感受范围；"耦合"是指在最佳的感受性条件下，即可实现"波一涡"间的耦合效应；而"整流"则是在上述两个环节的基础上实现的最终研究目标。按照"感受性一耦合-整流"物理链中各个环节的相互关系，层层推进，则有望在真实压气机内实现两种流态的相互转换，并实现改善压气机性能和气动稳定性的目标。非定常尾流激励耦合发生器的具体设计中主要参数的选取方法如下一、激励器尾流形状压气机叶片的尾迹亏损所带来的压力分布形状是复杂多变的，通常情况下，通过改变叶片安装角、叶片弯扭等方法可得到不同压力分布的尾流形状。上游静子叶排所带来的不同压力分布的尾迹亏损，对于下游转子叶排而言则对应着不同的激励波形。2003年，发明人在研究中发现随着正弦波、方波和三角波等激励波形的改变，对压气机时均气动性能并没有实质性的影响，但在流动稳定性方面的表现却略有不同，相比较而言，方波最优，三角波次之。在进一步的研究中发现相对频率与强度而言，扰动信号波形的影响要弱得多。因此，在设计激励器扰流叶片时，主要考虑其对压气机进气条件的影响以及实验对尾流扰动信号的要求进行适当的选择即可。二、耦合发生器绕流叶片数目z『压尾流激励器对扰动频率的调节主要通过改变扰流叶片数目实现。由于静子叶排和转子叶排间存在相互运动，因此上游具有尾迹亏损的尾流分布相对于下游转子叶排而言就是一列旋转行波。因此，改变上游静子叶片数目则能够调节尾流激励器的频率。上游叶排尾流相对于下游叶排的尾流撞击频率主要由扰流叶片数目％/￡和压气机工作转速确定，其计算公式如下式(1)所示。<formula>formulaseeoriginaldocumentpage6</formula>式中，z,为扰流叶片数目；"为压气机转子物理转速。为了建立静子/转子叶排叶片数目之间的相互关联，还应当建立尾流频率与转子叶排非定常涡脱落频率之间的关系，为此定义了如下无量纲激励频率，如式(2)所示。<formula>formulaseeoriginaldocumentpage7</formula>(2)式中，乂一一为上游静子叶排所产生的尾流激励频率；厶^一一则为下游转子叶排非定常涡脱落占优的特征频率。频率的有效范围在0.6^7^1.3之间，则非定常尾流耦合发生器绕流叶片数目的有效范围应控制在以下范围内<formula>formulaseeoriginaldocumentpage7</formula>三、尾流强度2从非定常耦合理论可知，外部激励强度必须达到某一阈值才能获得最优的耦合控制效果。因此，尾流激励器设计过程中也必须达到一定的尾流强度要求。由#^！未找到引用源。所示的尾迹简化曲线示意图易得其时均值计算公式如下<formula>formulaseeoriginaldocumentpage7</formula>(4)则尾流信号相对于时均值的脉动幅值分别为4=^-5(波峰)、4=a2-5(波谷)。但由于尾流分布的不对称性，导致4,与42之间存在较大差异，为了简化分析，我们近似取二者的平均值作为压力脉动信号的幅值，则容易得到脉动信号幅值为<formula>formulaseeoriginaldocumentpage7</formula>(5)尾流脉动幅值的相对值计算方法见式(6)所示<formula>formulaseeoriginaldocumentpage7</formula>(6)经验性结论认为，强度阈值应当控制在25。/。以上。但庆幸的是，压气机叶片尾迹亏损本身就不是一个小量，其非定常脉动量相对幅值通常都在30%左右。以某型发动机的压气机级为例，其第一级静子叶片尾迹亏损压力脉动量就达到了28%以上，速度亏损更达到了35%以上。从实际工程应用角度审视，完全能够达到阈值条件。四、其他参数本发明是利用新的非定常耦合流型理论，在现有技术的基础上进行优化设计，所以非定常耦合激励发生器叶形的其他参数均可按照现有技术进行选择，例如，叶高、弦长等。图1实施实例低速轴流压气机试验台结构简2非定常尾流激励耦合发生器绕流叶片叶型叶中截面示意3非定常尾流激励耦合发生器三种绕流叶片实物照片图4非定常尾流激励耦合发生器绕流叶片叶型B尾流分布图5简化叶型尾流分布示意6转子叶排出口动态流场频率分析图谱图7最优耦合发生器作用下的压气机性能曲线具体实施方式如图1所示，以本发明在低速单级轴流压气机实验台上的典型应用为例进行介绍。针对压比为1.015的低速压气机设计的非定常尾流耦合激励发生器，其设计参数选取按照上述公式确定。(1)尾流形状对本实例中所采用的实验用压气机而言，由于定常情况下进口来流方向为轴向进气，如果仍然釆用上述方法设计尾流扰动信号必然会导致进气气流方向的改变，同时也会增加实验结果分析的不确定性。为了简化对问题的分析，同时也是保证激励参数的唯一性，实验中在设计扰流叶片时选择了对称直叶片。这种叶型既可以保证压气机进口气流方向不变，同时又能够得到撞击实验所需要的非定常扰流激励信号。图2、图3分别给出了几种扰流叶片叶中截面示意图和实物照片，其叶中截面几何参数如下最大厚度c^=2.6mm,弦长6=65.7附附。尾缘厚度则根据实验对扰流信号强度要求而定。图4给出了叶型B出口截面相对总压的尾迹分布实验结果，来流速度约为35wA，即压气机设计流量工况点附近。从尾流压力分布曲线形状分析，该激励信号即不是正弦波信号也不同于三角波信号,它更接近于声激励中的方波信号。图5给出了扰流叶片尾流分布的简化示意图，图中S、Sw。fe、5_分别为叶栅栅距、尾迹区宽度和主流区宽度。再令转子转速为"，尾流激励器扰流叶片数目为z,，则易得图示曲线的表达式如下式所示'60".z謹51(7)60S画力，60"2，---^"<z<w'z謹Sw'对于尾流激励器的尾流分布的简化曲线，波峰波谷相对于时间轴并不是对称分布的，可以近似为非对称方波信号。(2)耦合频率耦合频率的有效范围在0.6S_7《1.3之内，确定尾流激励发生器频率的关键则在于如何确定压气机下游转子叶排非定常旋涡脱落的特征频率。在本实例中，利用Kulite动态压力探针在转子叶排出口位置进行实验测量，得到的实验结果如图6所示。根据频谱分析结果，可得到转子叶排出口流场非定常旋涡脱落特征频率为由耦合频率的定义，根据实验测量所得到的涡脱落频率和压气机工作转速则能够确定耦合发生器绕流叶片数目。(3)激励强度实例中，尾流激励器扰流信号的强度主要通过改变扰流叶片尾缘厚度来调节。实验中一共设计了三种叶型，其叶中截面示意图如图2所示。三种叶型尾缘相对厚度f分别为23.5%、39.1%、70.4%,这里相对厚度的定义式如下汙=丄乂100%(8)C脂x式中，c——为扰流叶片尾缘厚度；cmax——为扰流叶片最大厚度。根据上文所得到的计算公式4、5、6,采用数值模拟方法可初步的计算出三种叶型尾流轴向速度脉动的绝对幅值和相对幅值，结果见表1所示。由计算结果不难看出，绕流叶片的尾流轴向速度脉动幅值绝对值随着叶片尾缘厚度、来流速度的增大而增大;脉动幅值相对量也随叶型厚度增大而增大，但随着来流速度的减小呈上升趋势。表i三种叶型在不同来流速度下尾流轴向速度的脉动幅值<table>tableseeoriginaldocumentpage10</column></row><table>在非定常耦合流型理论早期的数值研究结果表明在真实的叶轮机中，尾迹的速度亏损是比较大的，其相对脉动幅值一般在30%左右。作者采用数值模拟方法研究孤立转子中的尾流撞击效应，当尾流脉动幅值相对量达到34%时，与定常均匀来流相比，其功损比由原来的0.2722提高到了0.5739。文献还进一步指出，真实压气机中的尾流脉动幅值对于产生比较好的激励效果已经足够。而从本文第五章的研究结果表明，外加激励强度存在某一特定阈值，当激励信号强度达到阈值条件后，再进一步增加尾流强度则收益不大。由表l所列出的计算结果可知，A、B两种叶型的尾迹脉动相对值在设计点和近失速点都与真实压气机尾迹亏损较为接近，分别为27.5%、29.2%和34.9%、35.8%。本实例在实验研究中选择了第二种厚度的绕流叶型。实例中，在0.0^/《2.6频率范围内进行了实验结果对比。表2给出了不同频率下压气机在设计点、最大载荷点以及失速边界点的时均性能参数。表2设计点、最大载荷点以及失速点实验数据7设计流量点最大载荷点失速点APj(Pa)"二《(Pa)":孤(％)込(m3/s)AP/(Pa)0149283.5159278.32.01158075.90.24084149282.9158677.31.99157275.00.40194151082.9162877.91.98160474.90.53664146282.1157077.11.99156574.30.64601152383.2162678.41.97159175.20.80334152683.8164978.81.99161576.30.9719854183.8163978.61.97162876.41.06789154984.4166479.51.98165876.81.2卯41154683.6164078.61.98廳75.21.61261152082.6162277.21.98159874.11.93211訓82.2160677.11.98158273.92.1514151482.2162576.71.95160173.22.58405148580.7158675.61.95154172.1对于采用非定常尾流激励发生器后，在不同频率下所获得的收益，可采取以下几个参数进行评估总压升的绝对增量A(A^卜A4-《、总压升的相对增量S(AP')-A(AP')/AP二x100。/。、效率绝对增量A^=7/^-7Lm、效率相对增量勿'=A7'A7^、失速裕度绝对增量A5M-5M,-5Mtoe、失速裕度相对增量然il^ASAf/SM^。具体计算结果见表3所示。由表3所示结果可知，与定常均匀来流相比，当7^1.07时，尾流撞击效应所能获得收益最大。在设计工况下，可使得总压升相对提高3.82%，效率相对提高1.08Q/o;在最大载荷点工况，其总压升相对增量为4.52%,效率相对增量则达到了1.53%;同时，还可使压气机失速裕度相对提高24.9%。表3尾流撞击效应在设计点、最大载荷点、失速点获得的收益<table>tableseeoriginaldocumentpage12</column></row><table>图7给出了使用最优设计方案下的尾流激励发生器与不使用尾流激励器时压气机性能对比的特性曲线。从图示结果可知，在非定常尾流激励耦合发生器的作用，压气机在较大幅度的工作范围内均能保证压升、效率的全面提高，并且使得压气机的稳定工作范围得到大幅度的提升。权利要求1、一种非定常尾流耦合激励器的设计方法，该方法是以优化匹配压气机静子/转子叶排叶片数目为基础，确定非定常尾流耦合激励器的特征参数，提高压气机时均性能和流动稳定性。2、如权利要求1所述非定常尾流耦合激励器的设计方法，其特征是通过建立静子叶排与转子叶排叶片数目之间的关联，使得上游叶排尾流与下游叶排的非定常分离流之间实现非定常耦合流动，达到改善下游非定常流场的时空结构，从而实现提高气动性能和流动稳定性的目的。3、如权利要求1所述的非定常尾流耦合激励器设计方法，其特征是上游叶排尾迹分布规律为正弦波、三角波、方波或其他非对称分布的旋转行波。4、如权利要求1所述的非定常尾流耦合激励器设计方法，其特征是上游静子叶排非定常尾流扰动频率与下游转子叶排非定常旋涡脱落特征频率的比值在0.6~1.3范围内，则非定常尾流激励耦合发生器绕流叶片数目应控制在以下范围内<formula>formulaseeoriginaldocumentpage2</formula>式中，z,为非定常尾流激励耦合发生器绕流叶片数目；"为压气机转子转速(rpm)，/sted则为转子叶排非定常旋涡脱落特征频率。5、如权利要求1所述的非定常尾流耦合激励器设计方法，其特征是上游静子叶排尾迹亏损强度阈值范围应使其相对幅值达到25%以上。全文摘要本发明提出一种新型非定常尾流激励发生器的设计方法，通过优化压气机静子叶排和转子叶排叶片数目之间的气动匹配，有效的建立了静子叶排与转子叶排叶片数目之间的有效关联。在一定的范围内，能够有效的提升压球机时均气动性能和流动稳定性。在最优的耦合方案下，可使得压气机效率、总压升和失速裕度分别相对提高1.53％、4.56％和24.9％。文档编号F04D29/38GK101131165SQ20071011937公开日2008年2月27日申请日期2007年7月23日优先权日2007年7月23日发明者侯安平,李志平,陆亚钧申请人:北京航空航天大学