1 引言

压气机的气动设计通常在均匀进口下进行，而在航空发动机的实际应用中，压气机经常在非均匀进口下工作。进口畸变除了使增压比和效率较进口均匀时的下降之外，还对压气机及其所在压缩系统的稳定性有重大影响，并使之提前失速^[1]。因此，国内外许多学者对进口畸变如何影响压气机的性能及其稳定性开展大量的研究工作。早期学者采用理论模型来研究进口畸变对压气机性能的影响，其中典型的有经验模型、线性模型、激盘和半激盘模型^{[2, 3]}等。Peters等^{[4, 5]}采用实验方法研究畸变网正、反旋转对轴流压气机性能的影响，其中畸变段的转速为±65%的压气机设计转速。张环等^{[6, 7]}从数值模拟和实验验证两方面研究旋转总压畸变对压气机性能的影响，结果表明，当畸变网与压气机的转向相反时，畸变网转速的变化对压气机性能及其稳定性的影响不大，而当畸变网与压气机的转向相同时，畸变网转速的变化对压气机性能及其稳定性的影响比较明显。孙鹏等^[8~10]采用数值模拟方法研究总压畸变对跨声速风扇性能的影响，结果表明，周向总压畸变使得风扇的性能明显下降。

对于压气机叶顶失速，大量的实验和数值研究^[11~14]表明，轴向倾斜缝机匣处理是一种改善压气机稳定工作范围的有效方法。张皓光等^{[11, 12]}研究轴向倾斜缝机匣处理及其轴向位置变化对亚声速轴流压气机性能的影响，结果表明，机匣处理拓宽压气机稳定工作范围的同时明显降低了效率，而机匣处理位置前移或后移的扩稳效果均比位置不变时的要小但均显著降低了效率损失。吴艳辉等^{[13, 14]}研究轴向倾斜缝机匣处理对双级跨声速轴流风扇性能的影响，结果表明，机匣处理在不同设计转速下均明显扩大了风扇的稳定工作范围。

针对压气机的性能研究，通常将进口畸变和机匣处理两者分开，而进口畸变下压气机带机匣处理的研究却很少，但相关研究结果已经表明机匣处理能够增强压气机的抗畸变能力^[15~23]。早在20世纪70年代，NASA^{[15, 16]}采用周向槽、轴向倾斜缝和叶片角向缝机匣处理对轴流压气机容畸变特性进行研究，结果表明，径向畸变来流时机匣处理没有影响压气机的失速边界线，而周向畸变来流时机匣处理明显推迟压气机的失速边界线。进入21世纪，国内外学者开始采用CFD手段进行相关研究^[17~23]。Hall和Donald等^{[17, 18]}结合实验开展进口畸变下周向槽和轴向缝机匣处理对轴流压气机性能及其稳定性影响的数值模拟研究，结果表明，机匣处理提高了轴流压气机的抗畸变能力。吴虎等^{[19, 20]}应用进口畸变传递的矩阵分析模型开展周向槽机匣处理对轴流压气机容总压畸变特性的研究，结果表明，机匣处理虽然提高了压气机转子叶排的抗畸变能力，但对静子叶片的抗畸变能力产生了不良的影响。熊珊等^[21]采用实验方法研究旋转畸变下新型机匣处理的扩稳效果，结果表明，较小畸变转速时机匣处理提高10%~20%的压气机稳定裕度且没有明显的效率损失，中等畸变转速时机匣处理没有明显的扩稳效果但压气机效率提高1%~2%，而较高畸变转速时机匣处理的效果与其转向有关，正向畸变时机匣处理提高3%~10%的压气机稳定裕度且效率提高1%左右，反向畸变时机匣处理提高10%以上甚至20%的压气机稳定裕度但效率损失约1%。董旭等^[22]采用实验方法研究不同畸变强度下新型机匣处理的扩稳效果，结果表明，机匣处理能够提高5%~8%的压气机稳定裕度，但较强进口畸变时机匣处理会带来1%~2%的效率损失，而较弱进口畸变时机匣处理基本可以保持压气机的效率不变。张皓光等^[23]采用数值模拟方法研究进口畸变下自适应流通机匣处理改善轴流压气机性能的机理，结果表明，机匣处理改善了叶顶通道的流通能力，进而提高了压气机的性能。

以上研究均表明，机匣处理具有抗进口畸变的能力，其中轴向倾斜缝机匣处理拓宽压气机稳定工作范围的效果十分明显，且其抗进口畸变的能力已经在实验研究中被证实，但其抗进口畸变的内在机理却一直没有被澄清。因此，本文以西北工业大学亚声速单级轴流压气机试验台的孤立转子为研究对象，在53.4%设计转速下，采用10通道非定常的数值模拟方法，开展进口畸变下轴向倾斜缝机匣处理改善轴流压气机性能的研究，通过压气机总性能和内部流场的详细分析，揭示进口畸变影响压气机性能的机理以及进口畸变下轴向倾斜缝机匣处理改善压气机性能的机理。

2 研究对象与数值计算方法 2.1 研究对象

本文以西北工业大学亚声速单级轴流压气机试验台的孤立转子为研究对象，该试验台主要由电动机、增速器、测扭仪、进气段、实验段和排气段等部件组成，表 1为孤立转子的基本参数。

在现有进口畸变的数值模拟研究中，通常是在进口处改变不同周向、径向范围的总压和总温来产生畸变；而在进口畸变的实验研究中，往往是采用插板、扰流发生器以及畸变网等产生畸变。为了保证实验和数值模拟的一致性，参考文献[4, 5]，本文采用在进口径向延伸段中部沿周向设置栏杆的方式产生畸变，畸变栏杆的周向跨度占计算区域的40%，如图 1所示，同时保持进口畸变段静止。

图 2为中心偏移度为0的轴向倾斜缝机匣处理的示意图，其具体几何结构参数如下：开缝数目为180，开缝面积比为67%，缝宽/缝片宽为2/1，缝宽为0.35mm，缝深为11mm，径向倾斜角为60°。而本文中轴向倾斜缝机匣处理的中心偏移度为0.5。中心偏移度的定义为机匣处理中心与叶排中心的轴向位置之差与叶顶轴向弦长之比、机匣处理前伸为正。

2.2 数值计算方法

数值计算借助NUMECA FINE/Turbo软件包的Euranus求解器。具体数值计算配置如下：空间离散采用Jameson有限体积中心差分格式并结合k-ε（Extended Wall Function）湍流模型对全三维雷诺时均方程Navier-Stokes在相对坐标系下进行求解。对于时间离散，定常计算时选择显式四阶Runge-Kuutta时间推进方法，同时加入二阶和四阶人工粘性项来消除数值计算中的伪数值计算振荡，并采用多重网格法、当地时间步长和隐式残差光顺等方法来加快收敛速度；非定常计算时利用隐式双时间步方法，且压气机转过一个叶片通道的物理时间步设置为20，而每个物理时间步下的虚拟时间步设置为20，为减少计算时间，以相应的定常计算结果或前一工况的非定常计算结果作为该工况非定常计算的初场。

数值计算网格采用多块网格分区技术，叶片通道设置为HOH型贴体网格拓扑。为了保证叶片前、尾缘附近的网格正交性，叶片采用O型网格拓扑，其网格节点分布为25×65×225（周向×径向×轴向）。叶顶间隙采用蝶型网格拓扑（O型网格内嵌有H型网格）并保持叶顶间隙的几何形状不变，其网格节点沿径向的分布为13。在叶片前、尾缘附近设置网格控制线，以保证叶片周围网格的密度和质量，进、出口延伸段采用H型网格拓扑。单个轴向倾斜缝机匣处理采用H型网格拓扑，其网格节点分布为9×29×49（周向×径向×轴向）。数值计算网格的最小正交性大于29.6°，最大长宽比和增长率分别小于1600和2.19，同时保证了固壁第一层网格面的厚度y+小于10。实体壁机匣和带轴向倾斜缝机匣处理的压气机计算网格总数分别约为642.3万和737.5万，根据文献[11, 12]，单通道数值计算网格总数达到65万时已达到网格无关性的要求，数值计算网格的具体配置如表 2所示。

图 3为亚声速单级轴流压气机孤立转子子午面上的数值计算网格图。数值计算时将整个计算域分为两部分：进口延伸段和轴向倾斜缝机匣处理设为静止域，叶片通道和出口延伸段设为转动域。定常计算时转静交接面的数据采用混合平面法处理；非定常计算时转静交接面的数据采用Domain Scaling方法（两侧计算域面积相等）处理。

数值计算的边界条件给定如下：进口径向延伸段处的进口边界条件给定绝对总温288.2K，绝对总压101.325kPa和绝对气流角（径向进气）；出口轴向延伸段处的出口边界条件设置为平均静压；叶片通道两侧定义为周期性边界条件；机匣、轮毂和叶片表面等壁面采用绝热无滑移边界条件。通过不断调整出口延伸段的出口静压以获得压气机的总性能特性曲线，把数值发散前的最后一个工况认为是近失速工况，对应压气机出口延伸段的出口静压最大。

3 结果与分析

本文的计算结果与实验数据均是在压气机的换算转速为8.13kr/min下得到的。引进失速裕度改进量指标SMI和峰值效率改进量指标PEI ^[14]

$ SMI = \left[{{{\left( {\frac{{\pi _{{\rm{CT}}}^*}}{{\pi _{{\rm{SW}}}^*}}} \right)}_{\rm{S}}} \cdot {{\left( {\frac{{{m_{{\rm{SW}}}}}}{{{m_{{\rm{CT}}}}}}} \right)}_{\rm{S}}}-1} \right] \times 100\% $

(1)

式中参数下标CT表示带处理机匣，SW代表实体壁机匣，S代表近失速边界点。

$ PEI = \left[{\frac{{{{\left( {\eta _m^*} \right)}_{{\rm{CT}}}}}}{{{{\left( {\eta _m^*} \right)}_{{\rm{SW}}}}}}-1} \right] \times 100\% $

(2)

式中参数下标m代表近峰值效率点。

3.1 总性能分析

图 4所示为压气机的总性能特性曲线。进口均匀实体壁机匣时，计算的总压比和效率在分布上与实验数据符合良好、但在量值上存在些许误差；其中，计算的失速边界流量比实验值低约-4.57%，而计算的峰值效率比实验值高约1.055%，即本文所采用的计算方法低估了压气机的失速边界但高估了效率。结合实验条件和计算方法可知，造成这种计算结果与实验数据之间误差的原因是多方面的，如实验的测量误差、所采用湍流模型本身的误差等。虽然计算结果没有“完全地”再现实验数据，但其间的误差不影响本文通过计算结果来观察和分析压气机的一些主要流动现象及其基本规律。仔细观察图 4还可知，进口畸变下，相比实体壁机匣，机匣处理在中小流量工况下均提高了压气机的总压比和效率。此外，进口均匀下，相比实体壁机匣，机匣处理明显扩大了压气机的稳定工作范围，且比进口畸变带机匣处理时的要大，需要说明的是，本文的研究目的是澄清进口畸变下缝式机匣处理改善轴流压气机性能的机理，故而对进口均匀带机匣处理的情况不作过多的分析。

通过对比分析不同进口条件下、不同机匣时的计算结果可知，与进口均匀实体壁机匣相比，进口畸变实体壁机匣时压气机的失速裕度改进量SMI和峰值效率改进量PEI分别约为-5.88%和-1.44%，而进口畸变带机匣处理后的压气机失速裕度改进量SMI和峰值效率改进量PEI分别约为24.37%和-1.09%，即机匣处理明显拓宽了进口畸变下压气机的稳定工作范围且比进口均匀实体壁机匣时的还要大，同时降低了压气机的峰值效率损失。表 3统计了不同进口条件下、不同机匣时压气机的失速裕度改进量SMI和峰值效率改进量PEI。

3.2 流场分析

在分析进口畸变和机匣处理对压气机性能的影响之前，先简要分析一下进口均匀实体壁机匣时压气机的失速机理，此时压气机为进口均匀实体壁机匣时的近失速工况，其流量约为2.8881kg/s。

图 5给出了99%叶高处叶片通道内相对马赫数、相对速度矢量W_xyz和叶顶间隙50%高度处叶顶通道内泄漏流线的分布（时均值）。仔细观察图 5（a）和（b）可知，每个叶片通道内均出现前缘溢流现象（即主流/泄漏流交界面对齐叶片通道前缘）并存在大面积的低速区，该低速区在靠近叶片压力面前缘处形成回流（图中黑色圆形标记）且回流区的气流方向近似垂直叶片压力面前缘，而叶片吸力面尾缘的气流分离（图中红色圆形标记）很小，气流分离的起始位置也很靠近叶片尾缘。根据文献[25]提出的关于判断压气机产生突尖型失速先兆的两个准则：（1）泄漏流在相邻叶顶前缘出现溢流（即主流/泄漏流交界面对齐叶片通道前缘）；（2）泄漏流在叶顶尾缘出现倒流。结合图 5（c）中叶顶间隙泄漏流线的分布可知，Blade7~10所在的叶顶通道均存在泄漏流线在相邻叶顶前缘处溢流到相邻叶顶通道的现象。通过图 5的分析可知：进口均匀实体壁机匣时，压气机的失速类型为典型的突尖型失速，即由叶顶间隙泄漏流引起的堵塞所造成。

为了揭示进口畸变改变压气机失速类型的机理，下面将对比分析进口均匀实体壁机匣和进口畸变实体壁机匣时压气机流量同为3.0672kg/s的压气机内部流场，此时压气机为进口畸变实体壁机匣时的近失速工况。

图 6为某时刻叶片通道进口上游处垂直于旋转轴（Z轴）的某一截面上气流进气角arctan(W_z/W_t)的分布，图中标记了几个不同位置的气流进气角数值。进口均匀时，在图 6（a）中，气流进气角的分布很有规律，且在整个周向范围，气流进气角沿径向（从轮毂到机匣）逐渐减小。进口畸变后，气流进气角在多个周向、径向位置发生畸变，如图 6（b）中，A1，A2为高数值区域，B1，B2和B3为低数值区域，对比图 6（a）可知，在高叶展区域B1气流进气角降低最多，最多时降低约6°，而在低叶展区域A1气流进气角提高最多，最多时提高约7.5°。实践表明，航空发动机中压气机通常面临的是组合畸变，即气流沿周向、径向的分布都不均匀。本文与文献[4, 5]均采用沿周向设置栏杆的方式产生畸变，而文献[4, 5]中压气机的进口延伸段没有径向折转段，导致气流流过栏杆后主要是周向总压畸变。通过对气流进气角的分析可知，气流经过栏杆后发生畸变，在畸变气流经过径向折转段变成沿轴向流动的过程中，与其他区域的气流发生惨混，从而到达叶片通道进口上游处时，在进口环面的部分周向、径向范围均发生畸变，这种畸变形式比单纯的周向、径向畸变都复杂，这将会对叶片通道内的流场产生影响，且畸变程度越大、影响越大。

图 7为某时刻10个叶片表面第一层网格面上极限流线的分布。从图 7（a）可以清楚地看出，进口均匀时，10个叶片吸力面上极限流线的分布基本相同，这与图 6（a）中气流进气角的分布形式相对应，叶顶处吸力面的气流分离起始位置距离尾缘很小，而叶顶以下约90%叶高范围内吸力面的气流分离起始位置与尾缘相距较大（图中黄色虚线表示叶片吸力面的气流分离起始位置与尾缘的距离）。对比图 7（a）和（b）可知，进口畸变后，沿压气机旋转的反方向，叶顶处吸力面的气流分离起始位置经历了从靠近尾缘到远离尾缘这一过程，Blade1~3和Blade10~8吸力面的气流分离起始位置距离尾缘约16%~13.5%和11.9%~8.3%叶顶弦长，而Blade4~7吸力面的气流分离起始位置十分靠近尾缘，这种在叶顶处吸力面沿周向非轴对称分布的气流分离极有可能造成气流分离在叶顶通道内占据的范围增大，此外，在叶顶以下约90%叶高范围内吸力面的气流分离起始位置向尾缘移动，由气流进气角、气流攻角和气流分离三者之间的关系可知，以上所述验证了图 6（b）中的分析，即在叶顶处，进口畸变减小了气流进气角、增大了气流攻角、引发了气流分离，而在叶顶以下约90%叶高范围内，进口畸变增大了气流进气角、减小了气流攻角、改善了气流分离。

图 8为98.5%叶高处叶片通道内相对马赫数的分布（时均值）。对比分析图 8（a），（b）可知，进口均匀时每个叶片通道中部靠近压力面区域均存在大面积的低速区，同时在吸力面尾缘存在小面积的低速区。进口畸变后叶片通道中部的低速区沿流向和周向发展，同时吸力面尾缘的低速区也向前缘扩张并将中部的低速区连接起来，此时低速区在叶片通道内占据的面积约为进口均匀时的2.5倍，这就造成叶片通道内的堵塞情况十分恶劣。

综上所述：结合图 6，7的分析可知，图 8中叶片通道内吸力面尾缘的低速区是由气流分离所导致的。根据图 5中分析所得出的关于进口均匀实体壁机匣时压气机是典型的叶顶失速类型，即叶顶区域的流场状况在整个压气机的内部流场中占据了举足轻重的地位。进口畸变虽然对叶顶处的流场和叶顶以下约90%叶高范围内的流场均产生了不同程度的影响，但对于压气机所对应的叶顶失速机制来说，进口畸变对叶顶处的影响相比对叶顶以下约90%叶高范围内的影响无疑是更加重要的，而此时，进口畸变虽然改善了叶顶以下约90%叶高范围内吸力面的气流分离，但引发了叶顶处吸力面的气流分离，且该气流分离沿周向呈非轴对称分布，气流分离所造成的叶片通道内低速区的范围进一步扩大，从而引发了叶顶通道内前缘溢流的发生，进而导致压气机失稳。进口畸变虽然没有改变压气机进口均匀时的失速类型，但是改变了压气机失速的源动力，进口均匀时压气机失速的源动力是由于叶顶间隙泄漏流不能抵抗叶片通道内的逆压梯度而发生叶顶通道前缘溢流，从而导致压气机失速；而进口畸变后则是叶顶处吸力面的气流分离推动了叶顶通道内前缘溢流的发生，因此导致压气机失速。

为了揭示进口畸变下机匣处理改善压气机性能的机理，下面重点对比分析进口畸变实体壁机匣和进口畸变带机匣处理时压气机流量同为3.0672kg/s的压气机内部流场，此时压气机为进口畸变实体壁机匣时的近失速工况。

图 9为某时刻98.5%叶高处2个叶片通道内相对速度矢量W_xyz的分布，其中Passage7，Passage8分别为Blade7与Blade8，Blade8与Blade9之间的叶片通道，且Blade7，Blade8和Blade9与图 7中的叶片相对应。结合图 7（b）的分析可知，进口畸变后，如图 9（a）所示，叶片吸力面的气流分离造成Passage7和Passage8内的低速区范围进一步扩大。Passage7上游靠近Blade8压力面附近出现明显的回流区（图中黑色圆形标记），该回流区的气流方向近似垂直Blade8压力面前缘，虽然Passage8内没有出现明显的回流区，但Passage8内靠近Blade9压力面附近的部分气流在流向下游的过程中，气流的方向以近似平行周向的方向流向Blade9压力面，这种流动现象在叶片通道进口使得来流不能顺利地流入叶片通道，来流只能在靠近Blade8吸力面前缘的狭小区域流入叶片通道，因此造成叶顶通道内的堵塞情况严重。对比分析图 9（a）、（b）可知，带机匣处理后，2个叶片通道内气流相对速度矢量的分布形式基本相同且流动状况良好，叶片通道内几乎不存在低速区，此外，叶片通道进口存在高相对速度矢量的区域（图中红色圆形标记）。此外，2个工况下Blade7，Blade8吸力面尾缘均存在因气流分离所造成的低速区并形成回流，且带机匣处理的回流区面积比实体壁机匣时的大，造成这种现象的原因主要由以下两点：（1）机匣处理的处理宽度只覆盖到叶顶轴向弦长中部，其抽吸作用没有覆盖叶顶轴向弦长中部至叶顶尾缘这一段。（2）机匣处理上、下游的抽吸、喷射作用联通了叶顶通道上游和中部的压力分布，这就导致叶顶通道中部和下游之间的逆压梯度上升，叶顶吸力面尾缘的气流因不能抵抗这一逆压梯度而进一步分离。

图 10和图 11分别为2个工况下5个时刻叶顶间隙50%高度处叶片通道内泄漏流线的分布，图 11标记了机匣处理的位置，T=1/5T~5/5T意味着压气机在周向转过一个叶栅栅距，图标中W_xyz的色标代表泄漏流线速度的数值大小，其中Blade1~10与图 7中的叶片相对应。仔细观察图 10（a）~（e）可以看出，进口畸变后，每个叶顶通道内靠近压力面都堆积了大范围的低数值泄漏流线且存在向整个叶顶通道扩张的趋势，而在沿压气机旋转相反方向的一些叶顶通道内，该低速区逐渐形成回流，同时存在回流的叶顶通道所对应的叶顶前缘均出现溢流现象，在1/5T和2/5T时刻，叶顶通道回流和叶顶前缘溢流从Passage7和Blade7开始出现，而在3/5T，4/5T和5/5T时刻，叶顶通道回流和叶顶前缘溢流则从Passage8和Blade8开始出现，此时Blade5也出现叶顶前缘溢流现象。结合图 7（b）和图 9（b）中关于叶片吸力面极限流线和叶片通道内相对速度矢量W_xyz的分析可知，由于叶顶处吸力面尾缘发生气流分离，致使叶顶通道内的低速区范围进一步扩大。对于内部出现回流的叶顶通道，如Passage7和Passage8，均出现了回流区内泄漏流线近似垂直流向压力面前缘的不良流动现象，这种现象导致叶顶前缘仅有部分泄漏流线能够在靠近吸力面前缘的狭小区域流入叶顶通道，且这部分泄漏流线在流入叶顶通道的过程中分为两部分，一部分流出叶顶通道，另一部分横跨相邻叶顶，成为相邻叶顶通道前缘溢流的一部分，而叶顶前缘另外部分泄漏流线在流向叶顶通道时受到这种不良流动形式的阻碍，因此不能流入叶顶通道而沿周向流动，并阻碍来流进入叶顶通道。以上分析表明，图 8（b）和图 9（b）中进口畸变后叶顶通道内的低速区在很大程度上还是由叶顶间隙泄漏流造成的，只不过进口畸变后，叶片吸力面的气流分离相对于进口均匀提前发生，并且反过来又加剧叶顶间隙泄漏流的负面影响。即进口畸变后压气机失速的主要诱因没有发生本质上的变化。带机匣处理后，从图 11（a）~（e）可以看出，5个时刻每个叶顶通道内泄漏流线的分布基本相同，其中大部分泄漏流线都比较集中且数值明显比实体壁机匣时的高，即叶顶通道内几乎不存在低速区，除了少许泄漏流线跨过相邻叶顶尾缘流入相邻叶顶通道并从该叶顶通道顺利流出或继续穿过叶顶间隙流入其他叶顶通道之外，泄漏流线均可以顺利地流出叶顶通道；此外，在叶顶通道吸力面尾缘存在小范围近似沿周向传播的低数值泄漏流线。从图 11（a）~（e）还可以看到，由于机匣处理上、下游的喷射、抽吸作用，导致叶顶通道吸力面前缘的泄漏流线出现高数值区域以及叶顶通道中部的泄漏流线出现中断现象。以上分析表明，机匣处理很好地抑制了叶顶间隙泄漏流造成的叶顶前缘溢流和叶顶通道压力面附近的回流等现象，进而提高了叶顶通道的流通能力。

为了进一步澄清进口畸变下机匣处理改善压气机性能的机理，下面仅分析进口畸变带机匣处理时压气机流量为3.0672kg/s的压气机内部流场以及机匣处理缝内部流场，其中压气机处在进口畸变实体壁机匣下时的近失速工况。

图 12为某时刻机匣处理开口面处静压系数C_sp，轴向速度V_z，径向速度V_r及周向速度V_t的分布，其中静压用标准大气压力进行无量纲化，径向速度为正表示气流流入缝内、为负表示气流流出缝内，周向速度为正代表与压气机转向相同、为负代表与压气机转向相反。从径向速度的（图 12（c））分布可知，机匣处理对叶片通道内气流的抽吸主要集中在缝的下游边界和机匣处理所覆盖的叶片压力面附近这两个区域，这是由叶片通道内的压力梯度和机匣处理的冲压所造成的；相比之下，机匣处理对叶片通道的射流较为单纯，主要集中在叶片吸力面暴露在机匣处理中时，该射流具有较大的轴向速度（图 12（b））。仔细观察图 12（a），（b）可知，当叶片掠过机匣处理后，机匣处理靠近叶片吸力面附近静压降低、轴向速度与主流方向相反，而靠近叶片压力面附近静压升高、轴向速度与主流方向相同。周向速度（图 12（d））与径向速度相关联，由于机匣处理沿径向朝转子旋转方向倾斜一定角度，在机匣处理对叶片通道抽吸的区域，其周向速度相应较高且方向与转子旋转方向相同，而在机匣处理对叶片通道射流的区域，其周向速度较低且方向与转子旋转方向相反。机匣处理的径向倾斜使叶片通道内的气流更容易进入机匣处理内，同时对机匣处理内的回流进行转向，其作用相当于静子。

为了从非定常的角度定性的揭示机匣处理与叶片通道之间的干涉现象。图 13为5个不同时刻98.5%叶高处叶片通道内静压以及机匣处理某典型缝中间截面气流的相对速度矢量的分布，图中的各个时刻与图 11相对应。在典型缝越过叶片至接近叶片压力面期间（4/5T至5/5T），典型缝对叶片通道具有很强的抽吸作用，而此时射流很小，叶片通道内的高压区抑制了射流；而在叶片通过典型缝期间（1/5T到3/5T），典型缝的存在使得叶片吸力面出现低压区，当叶片吸力面越过典型缝后立即出现很强的射流。即按照典型缝和叶片相对位置的不同，在叶片压力面向典型缝靠近的过程中典型缝将叶片通道内的气流抽吸进入缝内，而在叶片通过典型缝的过程中缝内产生向叶片通道的射流，且叶片通道内气流进出典型缝的频率相当于叶片通过频率。

根据图 4中关于压气机效率特性的分析可知，进口畸变和机匣处理均不同程度的降低了压气机的效率，然相比于进口畸变实体壁机匣，进口畸变带机匣处理后压气机峰值效率的损失得到明显改善，为此，图 14给出了周向平均后子午面上熵增的分布（时均值，图中仅给出叶顶区域的分布），图中3个工况的压气机流量同为3.0672kg/s，其中压气机处在进口畸变实体壁机匣的近失速工况。对比分析图 14（a），（b）和（c）可知，进口均匀时，熵增对应着叶顶间隙泄漏流。进口畸变后，由于进口畸变引发叶顶处吸力面的气流分离以及叶顶间隙泄漏流与气流分离之间的相互作用，此时，叶顶间隙泄漏流、气流分离和两者交界处的熵增明显增大，且叶片尾缘处的熵增有向叶根扩大的趋势。带机匣处理后，熵增主要集中在缝的回流中心以及缝的开口面处，这是由缝内的气流输运及其与主流惨混造成的；而在叶顶间隙区域，叶片尾缘处熵增所对应的叶高范围明显减少，且相应的熵值明显减小；即缝对叶顶通道内低速区的抽吸、吹除过程减小了气流的损失，且缝本身造成的损失小于其抑制叶顶通道内低速区带来的损失，进而取得效率增益，从而提高压气机的效率特性。

为了验证图 4和图 14中关于机匣处理提高进口畸变条件下压气机效率特性的结论和机理，图 15给出了周向平均后压气机转子出口的等熵效率沿展向的分布（时均值，图中只给出叶顶区域的分布），图中3个工况的压气机流量与图 14相对应。仔细观察图 15可知，与进口均匀实体壁机匣相比，进口畸变实体壁机匣时和进口畸变带机匣处理后均不同程度的降低了压气机转子出口的等熵效率。但较之进口畸变实体壁机匣，进口畸变带机匣处理后压气机转子出口的等熵效率明显提高了，即机匣处理不仅能改善进口畸变对压气机稳定裕度的影响，还能降低对等熵效率的损失，从而起到了“扩稳增效”的作用。

4 结论

通过压气机总性能和内部流场分析得到如下主要结论：

（1）与进口均匀实体壁机匣相比，进口畸变实体壁机匣获得的失速裕度改进量和峰值效率改进量分别为-5.88%和-1.44%，而进口畸变带轴向倾斜缝机匣处理后获得的失速裕度改进量和峰值效率改进量分别为24.37%和-1.09%，即轴向倾斜缝机匣处理明显扩大了进口畸变后压气机的稳定工作范围并减小了效率损失，且压气机的稳定工作范围比进口均匀实体壁机匣时的还要大。

（2）进口畸变引发了叶顶处吸力面的气流分离，且气流分离沿周向呈非轴对称分布。进口畸变后叶顶通道内的低速区在很大程度上还是由叶顶间隙泄漏流造成的，只不过相比于进口均匀，叶片吸力面的气流分离提前发生，并且反过来又加剧叶顶间隙泄漏流的负面影响。

（3）轴向倾斜缝机匣处理上、下游的喷射、抽吸过程分别激励和吹除了叶顶通道上游和中部的低速区气流，即轴向倾斜缝机匣处理有效地抑制了叶顶间隙泄漏流造成的叶顶前缘溢流和叶顶通道压力面附近的回流等现象，进而提高了叶顶通道的流通能力。

（4）轴向倾斜缝机匣处理对叶顶通道内低速区的抽吸、吹除过程减小了气流的损失。带轴向倾斜缝机匣处理后压气机的损失主要集中在缝的回流中心以及缝的开口面，且轴向倾斜缝机匣处理本身造成的损失小于其抑制叶顶通道内低速区带来的损失，进而取得效率增益。

本文的研究内容原本包括实验部分，但是由于作者所在课题组的实验室于去年进行了整体搬迁、故而导致实验部分未能及时开展，目前实验室还在组装测试阶段，一旦实验室完成组装测试，作者将会立马开展实验环节，以便证明本文结果的准确性。