0 引　言

由于燃气轮机具有功率密度大、启动速度快及噪声低等较传统内燃机无以比拟的优势，燃气轮机逐步成为当前舰船的主要动力装置。作为舰用燃气轮机的核心部件，压气机的性能优劣对整机的效率和稳定性有直接影响。提升压气机叶栅的气动性能，一直为研究人员在优化舰用燃气轮机设计时考虑的重点内容。小展弦比、高负荷的压气机叶栅容易引起叶栅端区附面层的二次流动加剧，进而引发角区的大范围流动分离，严重制约了压气机效率和喘振裕度的提升^{[1 − 3]}。而端壁狭缝射流技术可有效削弱叶栅角区分离，减小舰用燃气轮机压气机叶栅的流动损失，进而有效提升舰用燃气轮机压气机叶栅效能，这对提升舰用燃气轮机总体性能具有重要意义^[4]。

端壁狭缝射流技术是一种控制压气机叶栅端壁流动分离的主动控制技术，它通过向叶栅角区注入额外的能量控制角区流动分离，进而减轻流动损失。除此之外，附面层吹吸气^{[5 − 6]}、等离子体激励^[7]等方法均属于主动控制技术。近年来，端壁狭缝射流技术由于操控方便、适应变工况性能被广泛应用于流体机械叶栅的流动分离控制，其控制效果得到国内外众多学者的证实。Sinnette等^[8]首次提出了射流控制技术，并对其抑制压气机内部的流动分离进行了理论分析。此后，采用射流控制技术来改善叶栅气动性能的方法得到了广泛认可。Nerger等^[9]分析了端壁狭缝射流对舰船燃气轮机叶栅气动性能的影响规律，发现随着狭缝射流流量的增加，射流控制分离所获得的减损收益逐渐加大。Sturm等^[10] 对压气机叶栅端壁射流参数对舰用燃气轮机进气气动性能的影响进行了试验研究。结果表明，合理组合射流位置和流量能有效延迟叶栅角区附近的流动分离，并降低出口截面处的总压损失，进而提升舰用燃气轮机进气效率。Gmelin等^[11]研究了端壁射流参数对燃气轮机叶栅流动损失的影响，发现端壁射流角度对叶栅角区分离的控制效果最为显著，影响也最为明显。Hecklau等^{[12 − 13]}采用非定常射流控制技术揭示了狭缝式脉冲射流控制燃气轮机叶栅流动损失的效果及作用机理，这为端壁狭缝射流在燃气轮机叶栅的流动控制应用提供了理论依据。在国内方面，茅晓晨等^[14]通过数值方法研究了射流角度和射流比对燃气轮机叶栅出口流动损失的影响，发现射流角度为10°、射流比为0.22%时，端壁狭缝射流使叶栅出口截面总压损失降低效果最好，达33.4%。陈萍萍等^[15]详细分析了燃气轮机叶栅角区分离的损失机理，并依据流动特性选用较小角度的射流抑制角区分离，取得了显著的控制效果。刘华坪等^[16]采用组合射流技术在燃气轮机压气机叶栅的叶片前缘与端壁角区布置射流孔，结果表明组合射流有效提升了叶栅增压比，最高可降低12.6%的叶栅损失。秦勇等^[17]通过分析叶栅流场内的涡旋结构，揭示了端壁缝式和孔式合成射流在控制低速和高速叶栅流动分离的作用机理。

根据上述研究可知，端壁射流技术能有效改善舰船燃气轮机内压气机叶栅的流动特性。截至目前，大量的研究主要集中于单一孔式射流，而对于端壁狭缝式射流的作用效果尚未进行系统研究^[18]。因此，本文以某舰船燃机轮机压气机为研究对象，采用经过实验验证的CFD数值方法，对端壁狭缝射流的扩压叶栅角区分离现象进行深入研究。通过探究不同射流角度和组合方式对舰船燃机轮机压气机叶栅性能的影响，选取了较优的射流方案，为舰用燃气轮机压气机的优化设计提供了一定参考。

1 物理模型和数值方法 1.1 研究对象

本文的研究对象为某舰用燃气轮机内压气机叶栅。该叶栅设计进口马赫数为0.67，气流转折角为42°，叶栅展弦比为1.667，叶栅稠度超过1.8。表1为叶栅几何及气动参数。本文选取长度为15 mm，宽度为0.4 mm，定义SSJ1为与轴向夹角45°的矩形射流槽，其前缘位于叶栅额线上，且距吸力面1/5节距；定义SSJ2为与轴向夹角30°的矩形射流槽，其前缘距离额线为0.3倍轴向弦长，且距吸力面的距离为0.3倍当地节距。射流角度α和β分别定义为射入气流的展向俯仰角和轴向偏转角。其叶栅几何示意图，如图1所示。

1.2 数值方法及校核

本文采用ICEM建立O4H拓扑结构划分计算域网格。考虑到平面叶栅内部流动的对称性和节约计算资源，本次研究针对单叶片半叶高流域进行数值计算。由于高负荷扩压叶栅通道内流动掺混严重，为了保证计算可收敛，流道进出口分别选取距叶片1.5倍和2倍弦长处。对近壁面网格进行加密处理，以保证第一层网格无量纲尺寸y+小于1，三维叶栅网格分布如图2所示。本文选用的湍流模型为带Gamma Theta转捩模型的SST k-ω湍流模型，边界条件参照实验真实情况给定：进口给定总压比沿叶高分布（见图3），进口总温为320 K，进口湍流度为5%；出口给定平均背压为101325 Pa。所有壁面均设定为绝热、无滑移；叶中截面和流道两侧分别设定为对称和周期性边界。本文针对端壁狭缝射流技术，将射流角度和组合方式组合成多种方案进行数值计算，旨在获得控制效果最优的射流参数，具体射流方案如表2所示。

由于网格密度会导致数值计算结果出现一定误差，需对计算域网格进行无关性验证。本次研究生成网格总数分别为150、180、230和280万，共4套网格。通过综合衡量计算精度和计算时间发现，当网格总数达到230万时，出口截面总压损失系数的变化率小于0.15%，满足精准预测叶栅损失的要求。

为了进一步验证数值仿真对叶栅通道内二次流动的捕捉精度，图4对比了设计工况下数值计算与试验所得的吸力面极限流线分布。可知，数值计算能准确捕捉到叶栅吸力面存在的2个分离区。分离泡的起始位置和展向范围与试验油流结果具有较高的吻合度。此外，数值仿真精准预测到了角区分离的起始点以及内部二次流动趋势。图5对比了设计工况下，数值计算与实验获得的燃气轮机叶栅出口的总压损失沿叶高分布规律。可知，叶栅出口的总压损失数值计算结果与试验数据趋势基本相同，虽然数值大小存在一定偏差，但仍能体现叶栅出口截面损失的分布规律。基于上述分析，本文所采用的数值方法具有较高的可信度，可满足当前研究。

1.3 相关参数定义

总压损失系数作为表征叶栅损失性能的重要参数之一，有利于比较不同射流方案下，端壁狭缝射流对叶栅流动分离的控制效果，具体表达式为：

$ \mathrm{\omega }=\frac{\left({m}_{0}{P}_{0}^{*}+{m}_{ssj}{P}_{ssj}^{*}\right)-\left({m}_{0}+{m}_{1}\right){P}_{1}^{*}}{{m}_{0}\left({P}_{0}^{*}-{P}_{0}\right)+{m}_{ssj}\left({P}_{ssj}^{*}-{P}_{ssj}\right)}。$

(1)

静压系数为表征压气机叶栅扩压能力的重要参数，静压系数定义为：

$ Cps=\frac{{P}_{2}-{P}_{1}}{{P}_{1}^{*}-{P}_{1}}。$

(2)

轴向涡量能清晰地反映出叶栅流道内涡结构的发展规律，轴向涡量定义为：

$ {\mathrm{\Omega }}_{x}=\frac{\partial {u}_{w}}{\partial y}-\frac{\partial {u}_{v}}{\partial z} 。$

(3)

式中：P*和P分别为总压和静压；m为质量流量；下标w、v分别为射流速度矢量在径向和周向的速度分量；下标0、1、ssj分别代表叶栅进口、出口截面和射流进口，其中出口截面定义为距叶片前缘150%C处。

2 结果与讨论

为了探究不同射流角度和组合方式对叶栅损失特性的影响规律，图6(a)给出了叶栅出口截面面积平均的总压损失系数。可知，端壁狭缝射流能有效降低叶栅损失。对于单点射流（Single SSJ），随着射流角度的增加，总压损失系数波动小于5%，变化并不明显；其中，射流角度为30°时，叶栅出口损失相对较小。相比于单点射流（Single SSJ）、组合射流（Double SSJS）在不同射流角度时，对叶栅损失的影响较大；随着射流角度的增加，组合射流时叶栅出口损失先减小后增大，在射流流量仅为0.435%主流流量时，损失变化率最高可达−27.63%。图6(b)给出叶栅出口截面静压系数的变化规律，可直观反映燃气轮机叶栅的扩压能力。可知，静压系数的分布与总压损失特性相似，端壁狭缝射流对提升叶栅的增压能力具有积极作用。特别是30°组合射流所带来的气动收益明显高于其他射流方案，相较原型叶栅，静压系数提高了9.2%，这在提升舰用燃气轮机内压气机气动性能方面具有重要意义。

为进一步探究端壁狭缝射流对叶栅损失特性的影响，选取上述5种射流方案进行比较，获得了叶栅出口截面总压损失系数云图，如图7所示。可看出，端壁射流的主要作用是改善角区流动，30°单点射流显著减小了角区内高损失区的峰值和近壁面处的损失，同时扩大了低损失区域；相较于单点射流，组合射流的减损能力体现在有效抑制了角区分离向中径的迁移。随着射流角度的增加，叶栅的角区损失沿径向逐渐减小。对于损失核心区，射流角度为30°时，狭缝射流表现出的减损效果最为明显。因此，采用端壁组合射流能有效抑制叶栅角区分离，降低叶栅出口损失，其中射流角度为30°时，端壁组合射流控制效果最佳。

为了分析射流角度对不同展向高度处叶栅损失性能的影响，研究了平均总压损失系数沿叶高的分布，如图8所示。可知，单点射流对出口损失的影响主要局限在26%叶高以下范围，角区损失有所减小。组合射流能对整个展向范围均起到减损作用，中径附近的尾迹损失随着射流角度的增加而降低，而对于角区高损失区，30°组合射流对展现出更强的减损能力，平均总压损失系数的降幅明显更大，尤其是12%叶高以上范围，这表明30°组合射流对叶栅平均总压损失系数的影响最小。

图9为叶栅吸力面和端壁极限流线与流向剪切应力云图。其中，流向剪切应力为负值表征流动发生分离。由图9(a)可知，端壁附近的低能流体在横向压力的作用下发生迁移，直至到达叶片根部后开始向上抬升，导致在角区发生大范围的流动分离。端壁狭缝射流能有效抑制端区二次流动，并且与主流相互作用产生流向涡，从而促进低能流体与主流的掺混，延迟流动分离，如图9(b)所示。端壁组合射流能进一步阻止流体的横向迁移，使吸力面根部的流向剪切应力有所增加，其抵抗分离的能力也随之增强。此外，下游角区新增一对分离螺旋点，诱导产生新的集中脱落涡。由图9(c)～图9(e)可知，叶栅尾缘附近的回流区范围随着射流角度的增加而减小，这表明组合射流角度对叶栅损失的展向分布具有显著影响。

图10为不同射流方案下叶栅流道不同位置处的轴向涡量云图。可知，角区低能流体因无法抵抗逆压力梯度而形成了小尺寸壁面涡（WV）。随着流动的进行，壁面涡挤压叶表附面层流体使其脱离叶片，形成自由涡（FV）。当流体在叶片尾缘后脱离时，开始出现集中脱落涡（CSV）。同时，端区通道涡进一步发展扩大。在x/C=125%截面处，通道涡和集中脱落涡分别诱导产生2个尾缘脱落涡（TSV₁和TSV₂）。如图10(b)所示，端壁射流与主流相互掺混形成射流涡（JV）。在额外加入射流后，x/C=100%下游的通道涡尺寸减小，导致TSV₁强度略有降低。由图10(c)～图10(e)可看出，组合射流的作用范围明显更大，显著缩小了CSV的尺寸，进而导致TSV₂消失。随着射流角度的增加，CSV的范围呈先减小再增大的规律。当射流角度增大至45°时，CSV和TSV₁相互接触，涡流强度有所增大。综上所述，端壁射流的控制机理可总结为推迟和抑制通道涡、集中脱落涡及诱导涡的发展，从而降低由涡带来的流动损失。

3 结　语

压气机叶栅性能对舰用燃气轮机进气效率有显著影响，改善叶栅的端壁狭缝射流可有效提升舰用燃气轮机压气机性能。为了探索端壁狭缝射流对舰用燃气轮机叶栅性能的影响，本文采用带转捩的SST k-ω湍流模型对某舰用燃气轮机压气机叶栅气动性能进行数值模拟，获得了端壁狭缝射流的射流角度和组合方式对舰用燃气轮机叶栅流动分离的影响规律，得出结论：

1）端壁狭缝射流能有效抑制舰用燃气轮机叶栅角区分离，降低流动损失，增加叶栅的增压能力。通过比较不同的射流组合方式发现，组合射流在控制效果方面相比单点射流有显著提升。

2）不同的射流角度对舰用燃气轮机叶栅性能的影响存在差异，合适的射流角度能充分发挥端壁狭缝射流的减损能力。在射流流量仅为0.435%主流流量的情况下，30°组合射流可使损失降低27.63%，静压系数提高9.2%。

3）端壁狭缝射流的作用机理包括2个方面：一是有效抑制端区二次流动，与主流相互作用产生流向涡，促进低能流体与主流的掺混，延迟流动分离；二是射流流体直接作用于通道涡、集中脱落涡及诱导涡，抑制其发展，进而降低流动损失。