分流叶片流动控制方法是指在叶轮流道中放入短叶片，目前广泛应用于离心工作机，能够改善叶轮内部流场，提高离心叶轮机械的整体性能[1]．文献[2]采用大小叶片(也称分流叶片)解决高扩压度下转子出口气流落后角过大的问题，但是受到当时的技术条件限制，在轴流压气机中添加分流叶片并未取得良好的效果．随着计算机计算能力的提高，许多研究者对大小叶片技术展开了研究．文献[3]对串联式转子叶片进行三维数值模拟，发现串联式转子叶片比单一转子叶片具有更加优异的气动载荷能力且不造成更大的损失．文献[4]在扩压叶栅前缘设置小叶片，发现小叶片增大静压升，使角区前缘分离点后移，从而改善角区流动．文献[5]在叶栅入口处加装涡流发生器，达到了提升叶栅气动性能、抑制通道涡和改善角区流动的作用．文献[6]将分流叶片技术应用于小型轴流风扇，通过数值模拟方法发现分流叶片可以抑制大叶片尾缘涡脱落，且处于流道中间位置时效果最优．文献[7]对带分流叶片的压气机进行三维非定常数值模拟，发现分流叶片能够改变转子通道内的压力分布，有助于限制大叶片附近的流动．文献[8]采用数值模拟方法对亚音速直线型叶栅进行研究，发现串联叶片性能与轴向重合度和节距系数两个参数密切相关．文献[9]采用数值模拟方法，对比分析了在低速扩压叶栅中分流叶片长度以及周向位置对叶栅性能的影响，结果表明分流叶片偏向吸力面时能够抑制流动分离．文献[10]在轴流压气机静叶前缘设置小叶片，结果表明前缘小叶片可以减缓角区分离，削弱尾迹损失及通道涡强度．文献[11]在低速轴流风扇中应用大小叶片技术，并对其进行试验分析，发现分流叶片能够抑制叶片压力面流动分离，降低叶栅分离损失．现有对分流叶片技术的研究多集中于高载荷压气机，很少应用于低压轴流风机．由于叶轮机械内部三维流场的复杂性，因此其简化后的平面叶栅成为研究分析叶轮机械内部流动特性的基础．本研究拟在低速平面叶栅中添加分流叶片，采用二维数值模拟方法分析不同攻角工况下分流叶片叶栅的气动特性，并进一步探究失速工况下，分流叶片周向及轴向位置对叶栅通道内流动分离效果的影响．1 几何模型及数值计算方法1.1　叶栅几何模型本研究带分流叶片二维叶栅的原始叶栅几何模型的参数取自于一种低压轴流风机单级转子叶轮的截面参数．此低压轴流风机的转速为2 800 r/min，叶轮直径为0.3 m，轮毂比为0.35，叶片数为6片，设计流量为3 000 m3/h，设计全压为180 Pa．其中叶片叶型为NACA6510，原始二维叶栅几何模型截面在叶轮相对叶高50%处，叶片安装角为35°，叶片弦长为90 mm．对带分流叶片平面叶栅的流动进行数值模拟计算，分析分流叶片与大叶片之间的气动相互作用．由于叶栅是沿周向均匀分布的，因此图1取其中一组分流叶片与大叶片说明相互之间的位置关系．如图1所示，考虑到边界层分离发生在叶片的吸力面，则将分流叶片放置于叶栅通道靠近大叶片吸力面侧，其位置由两个参数决定：y方向上相对于大叶片的平移距离h及弦长方向上距前缘距离s．10.13245/j.hust.211202.F001图1分流叶片平面叶栅(局部)几何模型图文献[12]阐述了两种小叶片设计方法：一种是将大叶片从中间截断作为分流叶片，并在前段倒圆角，其余则不变，分流叶片中弧线与大叶片后半段完全一致，尾缘对齐；另一种是将大叶片中弧线从中截断，并按大叶片生成方法重新生成分流叶片．本研究采取与上述方法不同的方法生成分流叶片，将大叶片平移h，以弦长c上距前缘距离为s的点为基点，按比例缩小大叶片，即得到分流叶片．为探究分流叶片周向及轴向位置对叶栅流动特性的影响，分别取H=h/c=0.22,0.28,0.33，再在每个H下，分别取S=s/c=0.0,0.1,0.2,…,1.0，一共33组方案．因为本研究不考虑分流叶片弦长，所以给定缩小比例为0.3，即分流叶片弦长为30 mm．1.2　数值计算方法及验证计算区域的几何模型与网格如图2所示，由于叶栅是沿周向均匀分布的，且气体在每个叶栅通道内部的流动情况相同，因此本研究中计算模型只选取部分叶栅通道．将整个平面叶栅简化进行模拟计算，计算区域分为进口区、转子区和出口区，其中进口区和出口区长度均为1.5倍弦长．采用非结构网格，且在分流叶片与主叶片近壁面处通过添加边界层进行网格加密．10.13245/j.hust.211202.F002图2计算域几何模型与网格示意图数值模拟采用Fluent软件，湍流模型为SST k-ω．对于不可压缩流场，选择基于压力进行求解计算．边界条件为速度进口和压力出口，上下边界采用周期性边界条件，叶片壁面为滑移边界条件．基于SIMPLEC算法实现压力与速度的耦合，离散格式采用误差更小的二阶迎风格式，当计算残差值小于1.0×10-9时，认为计算收敛．为验证计算精度的网格无关性，采用网格数分别为8.0×104，10.2×104，12.0×104，14.7×104和22.0×104的模型进行对比，计算结果如表1所示．经过验证，在保证计算精度的前提下，选用约12.0×104网格可以保证计算结果与网格数量的无关性．此时，叶片近壁面第一层网格y+15，边界层网格一共布置8层，边界层第一层网格高度为弦长的千分之一．10.13245/j.hust.211202.T001表1网格划分及无关性验证网格网格数/104静压差/Pa壁面y+M18.0310.3525M210.2318.1115M312.0324.0515M414.7324.0415M522.0324.94102 模拟结果分析与讨论2.1　不同攻角下带分流叶片叶栅的流动控制作用差异为考察不同攻角下分流叶片对吸力面流动分离的控制效果，选取一组方案(H=0.28，S=0，以下称SP1)进行数值模拟，并与原型叶栅进行对比，计算了7种不同工况，其中气流攻角α范围为1.7°～16.7°(α=1.7°,3.7°,6.7°,8.7°,11.7°,14.7°,16.7°)．采用静压升和总压损失来衡量叶栅的气动性能，各参数定义如下．总压损失Δpt=pt1-pt2;静压升Δp=p2-p1,式中：pt为全压；p为静压；下标1，2分别表示叶栅进口和出口．图3(a)为不同攻角下原型叶栅与SP1叶栅的静压升(Δp)对比图，由图可知：随着攻角的增大，两种方案叶栅静压升均先增大后减小；在叶栅通道中添加分流叶片后，小攻角下，SP1叶栅静压升小于原型叶栅；当α8.7°时，分流叶片叶栅静压升大于原型叶栅，表明此时叶栅的做功能力强于原型叶栅，且在α=14.7°时，叶栅静压升达到最大值347.51 Pa；原型叶栅静压升在α=11.7°时达到最大值300.34 Pa，说明分流叶片使得叶栅的工作工况向大攻角移动．10.13245/j.hust.211202.F003图3不同攻角下的叶栅气动性能图3(b)为不同攻角下原型叶栅与SP1叶栅的总压损失(Δpt)对比，随着攻角的增大，叶栅总压损失均先减小后增大．由图3(b)可知：当攻角过大或过小时，两种方案下的叶栅总压损失都比较大；带分流叶片叶栅总压损失高于原型叶栅，但是差值随着攻角的增大而减小；当α=14.7°时，SP1叶栅总压损失与原型叶栅相等．综合图3及图4，在大攻角工况下(α8.7°)，分流叶片在不大幅度增加叶栅总压损失的情况下，能够提高叶栅静压升，提高叶栅的做功能力．10.13245/j.hust.211202.F004图4不同攻角下叶栅流线及压力云图图4为4种不同攻角下(α=1.7°,11.7°,14.7°，16.7°)原型叶栅与SP1叶栅的流线及压力云图对比．当α=1.7°时，前缘高压区面积比较大，吸力面前缘无明显低压区，尾缘处未发生流动分离．由于进气角度偏小，在叶型压力面前缘处产生流动分离，导致产生更大的流动损失．随着进气攻角的增大，叶型压力面前缘处流动分离消失，吸力面前缘及尾缘出现低压区，且尾缘低压区面积随之增大，叶型前缘高压区面积减小，且向压力面前缘移动．当α11.7°时，叶型尾缘处出现流动分离，且随着攻角的增大，分离点前移，分离情况愈加严重．对比左侧原型叶栅的流线及压力云图，发现叶型尾缘处流动分离得到控制，尾缘分离涡明显减小，吸力面侧尾缘低压区面积变小，尤其当进气攻角α=11.7°,14.7°时，分离控制效果最明显；随着攻角增大，分流叶片对叶型尾缘分离流动的控制效果逐渐减弱．说明攻角过大或过小，均会对分流叶片控制尾缘分离产生负面作用．2.2　分流叶片周向及轴向位置对叶栅性能的影响规律为了研究分流叶片周向及轴向位置对叶栅性能的影响，给定分流叶片弦长为30 mm，在攻角为11.7°的情况下，分别计算了不同H和S下叶栅的气动性能．图5所示为原型叶栅以及各方案下分流叶片叶栅气动性能的变化．由图5(a)可知：在平移高度H=0.28及H=0.33的情况下，随着S的增大，叶栅静压升先减小，随后基本保持不变，接着又增加，最后在靠近尾缘处小幅减小．通过与原型叶栅静压升的对比可知，当分流叶片放置于大叶片前缘及尾缘附近时，静压升得到提高，且提高幅度明显高于其他位置，表明当分流叶片在此位置处时叶栅具有更优的气动性能．10.13245/j.hust.211202.F005图511.7°攻角下不同位置分流叶片叶栅的气动性能由图5(b)可知：随着S的增大，叶栅总压损失总体呈现先增大后减小的趋势，且总压损失均高于原型叶栅，但是当H=0.33，S0.8时，叶栅总压损失反而与s/c的变化正相关，说明此时分流叶片对吸力面流动分离的抑制作用在减弱．随着H的增大，当S≤0.8时，叶栅总压损失减小；当S0.8时，叶栅总压损失反而增大，呈现相反的趋势．由图5可以看出：静压升与总压损失之间存在一定的联系，叶栅的静压升越高，表现为总压损失越低．分流叶片会阻碍叶栅通道中的气体流动，所以叶栅总压损失均高于原型叶栅，说明其以总压损失升高为代价，提升了叶栅静压升．叶栅气动性能与分流叶片位置相关，均表现为位于前缘处气动性能优于尾缘处，翼型中部最差．特别地，当平移高度H=0.22时，在S=0.1附近处静压升大幅下降，总压损失升高，是因为分流叶片与大叶片均为非等厚翼型，所以导致两叶片间距过小，气体流出叶片间通道后，马上出现流动分离，造成叶栅性能的恶化．图6给出了不同平移距离下，S=0，1两个轴向位置的相对流线及压力云图．10.13245/j.hust.211202.F006图611.7°攻角下不同位置分流叶片叶栅流线及压力云图当H=0.22时，对于S=0时的分流叶片叶栅，大叶片吸力面前缘低压区较小，尾缘处未发生分离，分流叶片吸力面前缘存在明显低压区；随着S的增大，大叶片吸力面的低压区逐渐扩大，大叶片尾缘重新出现分离，随后分离逐渐减弱，分流叶片吸力面低压区变小，压力面前缘出现分离流动，且范围逐渐扩大．当S=0，1时，随着H的增加，叶片尾缘分离涡变大，说明其对尾缘处流动分离的控制效果变差；但是当S=0.5时，分离涡随H的增加而减小．与原型叶栅进行对比，大部分方案都能够消除或者减弱尾缘处的分离流动，减小大叶片吸力面前缘低压区．可以看出当平移距离h过大或过小时，均会对尾缘处的流动控制效果产生负面的影响．图7为11.7°攻角下H=0.28，S=0叶栅及原型叶栅熵产率云图，图中Sgen为熵产率．熵产反映了系统的不可逆性及流动中能量损失的大小，进而反映了过程中能量转换与利用的完善程度[13]．由于熵产的量级在10-9～106范围内，对其进行对数处理来弄清楚分流叶片叶栅的损失来源．由图7可知：由于添加分流叶片，削弱了尾缘处的流动分离，减小了流动损失，使得尾部流场的熵产也减小；观察图7(b)中叶栅尾迹处的熵产分布，大叶片尾缘处熵产高于分流叶片尾缘处熵产，说明添加分流叶片后，叶栅的流动损失包括分流叶片尾缘及大叶片尾缘处的流动损失，其中大叶片尾缘附近流动形成的损失占叶栅总体损失的主要部分．10.13245/j.hust.211202.F007图711.7°攻角下熵产率云图3 结论本研究将分流叶片应用于低速平面叶栅，讨论了不同攻角对分流叶片叶栅性能及流动分离的影响规律，并与原型叶栅进行对比．在此基础上，探讨了当叶栅处于失速工况下时，分流叶片周向位置及轴向位置对叶栅性能及流动损失的影响规律，得到以下结论．a. 随着攻角的增大，叶栅静压升先增大后减小，而总压损失则呈现出相反的趋势．在攻角α≥11.7°的设计工况点，分流叶片以总压损失增大为代价，提高叶栅做功能力．总压损失增量随着攻角的增大而减小，分流叶片在进气攻角α=14.7°时，叶栅静压升达到最大值(347.51 Pa)，比原型提高了17.6%，说明分流叶片更适合工作在大攻角条件下．b. 当H=0.28，S=0时，与原型叶栅相比，静压升提高28.46 Pa，分流叶片抑制尾缘分离流动的效果最佳，并且能够减小吸力面前缘低压区面积．结果表明：分流叶片与大叶片间距过大或过小，均会造成叶栅性能的恶化；轴向位置上，当分流叶片放置于前缘附近时，能够有效控制尾缘流动分离，提高叶栅性能．