摘要
基于研究鸟撞现象对压气机气动性能影响的目的，进行单级压气机的气动设计，分析了主要设计参数，并以此为基础，以原型转子叶片为模型进行鸟撞模拟，建立鸟撞损伤叶片模型。在周向上改变损伤叶片的数量生成不同的计算模型，进行全环的数值模拟，考察不同受损叶片数目对压气机气动性能的影响，分析流场细节，总结受损转子气动特性的变化规律。计算结果表明：受损叶片数量分别为1、2、3的压气机转子在设计转速下，气动性能和稳定性都有明显的下降，主要表现为最大效率工况的效率分别减小了1.37%、2.55%、3.57%，压比分别减小了0.19%、0.29%、0.40%，稳定工作的流量范围减小，稳定裕度分别相对减小了14.33%、25.69%、31.97%。
航空发动机作为飞行器的动力源，其运行的稳定与安全至关重要，在运行过程中，发动机可能会吸入各种外来物，近年来随着飞行器运行数量的增加，大涵道比的商用发动机迎风面积增大，相应的外物撞击事件发生几率也在上升，通常将外物撞击分为两类，一类指石块、金属块等引起的硬物损伤；另一类指鸟类、冰块等引起的软物损
如上所述，对航空发动机进行鸟撞试验研究具有重要意
虽然鸟撞发生后一般都会选择在较短时间内着陆并停机，但在这一过程中由鸟撞引发的发动机叶片损伤对压气机工作特性的影响仍然是人们所关心的。一台设计良好的压气机应当在受到鸟撞后仍能在控制系统的调节下工作在稳定工况范围内，并维持一定的推力，反之，若由鸟撞引起了压气机失速或喘振，甚至是失火或结构失效等，则说明其抗鸟撞能力较差。研究鸟撞引起压气机气动性能的变化，有助于更全面地考察压气机的气动稳定性，为评估压气机的抗鸟撞能力提供参
本文参考现役发动机参数，完成一台单级轴流压气机的设计工作，并以此为计算模型进行气动性能数值计算；总结鸟撞现象的试验和数值模拟方法，在原型叶片基础上建立鸟撞损伤叶片模型，建立不同受损叶片数量的压气机计算模型，对比分析叶片受损后压气机气动性能的变化。
根据气动设计经验，选定轴向速度系数约0.5，即可估算出压气机的设计流量约为8.4 kg/s。压气机的进口轮毂比取0.4，出口轮毂比取0.5，压气机机匣直径为400 mm，根据轮毂比和外径大小，确定出压气机转子进口内径为160 mm。本文设计的压气机流道如
图1 单级压气机流道示意图
Fig.1 Single stage compressor flow path
| 参数 | 数值 |
|---|---|
|
转速/（r·mi | 6 000 |
| 总压比 | 1.054 |
|
流量/（kg· | 8.4 |
| 外径/mm | 400 |
| 转子进口内径/mm | 160 |
| 静子出口内径/mm | 200 |
| 转子叶片数 | 15 |
| 静子叶片数 | 25 |
依据上述确定的压气机总体设计参数，采用现有的压气机二维设计软件，设计得到了单级压气机气动设计结
图2 叶片设计结果
Fig.2 Blade design result
在进行原型叶片压气机和鸟撞损伤叶片压气机的气动性能分析对比之前，首先需要获得受损叶片的几何模型，目前应用较为广泛的方法有以下两
考虑到操作时间和成本的需求，本文采取了第二种方法，以下介绍本文所用计算模型中鸟撞损伤叶片模型的建立。利用与鸟体质量密度可压缩性相同的明胶圆柱体来复制鸟撞击产生的载
图3 鸟撞叶片有限元模型
Fig.3 Finite element model of bird strike blade
叶片转速6 000 r/min，鸟体质量100 g，以80 m/s的速度冲击叶片前缘中部偏上位置，叶片与鸟体粒子之间采用侵蚀接触，如
图4 叶片受损情况
Fig.4 Blade damage situation
在真实的鸟撞中，损伤的叶片一般不局限于单片叶片，当数个叶片损伤后即破坏了转子的轴对称条件，因此分别考察周向15片转子叶片中单片、两片和3片叶片受损的情况，分别命名为模型B、C、D，叶尖间隙取1 mm。本文受损的转子叶片模型是通过有限元软件数值计算以明胶体代替鸟体来模拟鸟撞而获得的，因此直接提取了有限元软件计算结果中叶片表面空间点的几何坐标，将其按照所使用的流场计算软件需要的规律进行数据编译处理，再将其转换为计算软件中建模和网格划分所需的特定格式文件，至此，受损叶片压气机模型建立完成，4种损伤叶片数计算模型的对比如
图5 4种计算模型几何对比
Fig.5 Geometric comparison of four computation models
由于压气机转子具备结构上轴对称的特性，因此采用单通道计算验证过的计算方法即可准确获得其气动性能和流场细节，采用单通道数值计算的网格无关性验证结论划分网格。在满足网格质量参数以及计算精度的前提下，采用第一层网格厚度0.007 mm，单通道网格量139 万个时的网格划分设置，全环网格量达到了1 179 万个，由于静子叶片并未受损且具有对称性，在定常计算下采用完全非匹配混合面只设置一个静子区域即可获取流场细节，因此本文的计算域转子部分采用不同损伤情况的15片转子叶片，静子在节约计算成本的前提下仅采用一片静子叶片。
压气机计算网格进口截面位于转子前缘约2倍弦长处，出口截面位于转子尾缘约5倍弦长处，利用NUMECA软件的IGG‑Autogrid5模块对计算网格进行划分，叶片区域网格划分采用O4H拓扑结构，即叶片周围采用O网格，主流区和进口区域采用H网格，网格节点数采用单通道验证过的结果，受损叶片附近不同模型网格划分的对比结果如
图6 不同模型受损叶片附近的计算网格对比
Fig.6 Comparison of computational grids near damaged blades of different models
图7 65%叶高B2B面计算网格对比
Fig.7 Comparison of computational grids on 65% blade to blade surface
针对该压气机的气动性能数值计算，采用NUMECA软件的Fine/Turbo模块进行定常流场数值计算。控制方程采用雷诺平均的N‑S方程，四阶Runge‑Kutta法迭代求解，二阶精度的中心差分格式进行空间离散，运用多重网格法和局部时间步法加速收敛，湍流模型选用了适用于叶轮机械的Spalart‑Allmaras（S‑A）模型。计算的边界条件设为：给定进口总压为标准大气压，总温为标准大气温度，轴向进气，出口的压力边界条件为径向平衡的静压，计算时采用逐渐提高出口压力的方式靠近压气机失速边界，使得流动从大流量工况（阻塞工况）向小流量工况（失速工况）过渡，以数值计算结果的发散点作为压气机的失速点。
受损前后该压气机转子在设计转速下的特性对比如
图8 叶片受损前后压气机特性线对比
Fig.8 Comparison of compressor characteristic lines before and after blade damaged
以
| （1） |
式中：SM为稳定裕度，为增压比，m为流量，下标s代表近失稳工况，下表d代表设计工况（假设原设计状态为损伤后的设计点参数）。
与受损前相比，压气机叶片受损后效率和裕度都出现了不同程度的下降，且随着损伤叶片数量增多下降程度愈剧烈，受损情况不同的各模型相对于原型叶片的参数变化情况如
| 模型 | 状态 | 流量 变化/% | 压比 变化/% | 效率 变化/% | 裕度 变化/% |
|---|---|---|---|---|---|
| B | 最高效率点 | 3.15 | -0.19 | -1.37 | -14.33 |
| 近失速点 | 2.75 | -0.40 | -3.36 | ||
| C | 最高效率点 | 4.47 | -0.29 | -2.55 | -25.69 |
| 近失速点 | 5.25 | -0.54 | -3.74 | ||
| D | 最高效率点 | 5.87 | -0.40 | -3.57 | -31.97 |
| 近失速点 | 6.68 | -0.62 | -4.94 |
如
为了分析最大效率工况下转子气动性能恶化原因，
图9 50%叶高截面的相对马赫数云图对比（最大效率工况）
Fig.9 Relative Mach number cloud image comparison of 50% blade height section(maximum efficiency condition)
图10 90%叶高截面的相对马赫数云图对比（最大效率工况）
Fig.10 Relative Mach number cloud image comparison of 90% blade height section(maximum efficiency condition)
从
图11 50%弦长截面的相对马赫数对比（最大效率工况）
Fig.11 Relative Mach number comparison at 50% chord length section(maximum efficiency condition)
图12 转子总压升系数（最大效率工况）
Fig.12 Total pressure rise coefficient of rotor(maximum efficiency condition)
进一步分析压气机在近失稳工况下，转子叶片受损后气动性能下降的原因，
图13 50%弦长截面的相对马赫数对比（近失稳工况）
Fig.13 Relative Mach number comparison at 50% chord length section(near instability condition)
图14 50%叶高截面的相对马赫数对比（近失稳工况）
Fig.14 Relative Mach number cloud image comparison of 50% blade height section(near instability condition)
图15 90%叶高截面的相对马赫数对比（近失稳工况）
Fig.15 Relative Mach number cloud image comparison of 90% blade height section(near instability condition)
对比
图16 转子总压升系数对比（近失稳工况）
Fig.16 Total pressure rise coefficient of rotor(near instability condition)
为了考察某型压气机转子叶片受损数量对气动性能的影响，本文进行了单级压气机的设计，建立了鸟撞损伤叶片模型，针对不同受损叶片数量的压气机模型开展了全环流场数值计算，获得了其气动特性及其详细流场细节。
针对原型和不同受损叶片数量的压气机转子采用了全通道的计算方法，计算结果表明，受损叶片数量分别为1、2、3的压气机在设计转速下，气动性能和稳定性都有明显的下降，主要表现为：与受损前相比，受损叶片数量为1、2、3时最高效率点流量分别增加了3.15%、4.47%和5.87%，近失速点流量分别增加了2.75%、5.25%和6.68%，稳定工作裕度分别相对减小了14.33%、25.69%和31.97%。最大效率工况的效率分别减小了1.37%、2.55%和3.57%，近失速点的效率分别减小了3.36%、3.74%和4.94%。
对各典型工况下的压气机流场分析表明，由于受损叶片在鸟撞后产生形变，受损叶片组成的叶片通道内流场出现变化，在所有工况下受损叶片主要形变区附近出现了明显的流动分离现象，堵塞了对应的叶栅通道，影响了整个压气机转子的流通能力，并造成了流动损失。随着流量的减小，压气机的流动状态向失速边界逼近，分离区在周向范围内占据的面积逐渐扩大，最终在整个流量范围内压气机的气动性能都有明显下降，并提前进入失稳工况。
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