王 鹏,干 鹏,任丽芸,綦 蕾,邹正平,刘火星
(北京航空航天大学能源与动力工程学院航空发动机气动热力国家级重点实验室,北京 100191)
高的单级增压比和效率是轴流压气机设计的重要目标。实现这一目标的主要途径之一是增大气流的弯折角度,但过大的弯折角度会导致流动分离。在诸多控制分离的方法中,吹吸气技术和串列叶栅技术在发动机上已有实际应用。
与吹吸气相关的流动控制技术的研究已有多年历史。从20世纪50年代开始,国外就进行了机翼流动方面的附面层吸气研究,包括实验研究[1]以及数值模拟与实验相结合的研究[2-4]。除单独的吹气、吸气方式外,吹吸气组合也是一种理想的流动控制方式。在文献[5]中,介绍了近年来有关吹吸气的进展,并采用数值模拟方法研究了吹吸气组合技术在控制分离方面的效果。迈阿密大学的查戈成[6]等人以NACA2415叶型为研究对象,在吹吸气组合方面做了卓有成效的工作。在国内,1988年,陈懋章院士等利用叶盆开槽技术[7]控制了压气机叶栅附面层的流动,减少了叶栅损失,取得了良好的效果。这些研究表明,适当的吹、吸气结合的控制方法能够有效地控制流动分离、降低气动损失,从而较大幅度地增加叶栅的负荷或保持很高的升力系数。
串列叶栅良好的流动控制能力已经在静子上得到体现。在动叶上的研究还在验证阶段,很少在商用的发动机上得到实践应用。文献[8-10]介绍了在动叶上研究的进展,文献[11]也比较详细的说明了bammert的实验方案和结果,提高了级负荷和喘振裕度。
文献[12]针对某高压压气机的后两级,设计了一级高负荷串列转子。本文在其基础上设计了高负荷吹吸气静子。由于在叶轮机械中转子和静子间的影响是不容忽视的,于是又利用数值模拟手段,探讨了其与串列转子组合形成的高负荷扩压级的性能,这种探讨对于高的单级压比压气机设计有初步的指导意义。
本文的吹吸气方案选用类似于查戈成等人在翼型边界层控制中采用的方法,对叶型表面进行了少量的切削。根据串列转子的出口马赫数,几何造型的初始模型选用的是文献[5]中的叶型,其进口马赫数与气流进气角与本文相近。然后基于MISES软件对其进行了反问题修改,以改善其性能。最终得到的计算模型见图1,其主要几何参数和气动参数分别在表1和表2中给出。
计算选用了FLUENT软件。控制方程使用二维的定常粘性雷诺平均N-S方程,空间差分采用隐式的一阶迎风格式,压强与速度采用SIMLPE方法进行耦合计算,湍流模型使用S-A模型。计算网格由ICEM软件制作(图2),有一个吸气孔时的计算网格总数为4.5×104左右。壁面的Y+在10以下,与fluent说明书中“5以下”的标准有一些差距,所以本文将某一算例的壁面附近网格加密后在网格总数不变的情况下进行复算,以验证本文各计算结果的可靠性,从图3中两结果的对比可以推断本文的计算结果是可靠的。在边界条件设置方面,主流进口和吹气处都给定进口总温总压和气流角度;吸气处和主流出口都给定背压。计算域的周向两边界为平动周期性边界条件。数值计算时,给定相同的进口总温总压和气流角度,调整出口的静压,保证进口的M数不变。在计算过程中,略微调整吹、吸气处的参数,也会改变进口的M数,这需要配合出口的背压的调整,进而确保进口M数不变。
图1 静子叶型及吹吸气方案Fig.1 Stator configuration and co-flow jets scheme
表1 静子叶栅主要几何参数Table1 Major geometry parameter of the stator
表2 静子工作环境Table2 Working condition of the stator
图2 局部网格Fig.2 Partial mesh
本文通过合理地改变吹、吸气位置(文中以轴向弦长为参考长度对其进行了无量纲化)、开槽宽度和稠度,计算了一系列吹吸气方案(表3),以寻找相对最优的方案。其中case1为原始叶型,case2为MISES修改后的叶型。由图4可见,case2叶型的分离点位置比case1靠后,约为轴向弦长的49%左右。case2叶型的吸力侧M数最大值有所降低,没有出现激波,使得原始超声区减小,减少激波和摩擦损失。修改后的叶型还有典型的前加载特征。叶型的增压能力更大,使得叶型出口M数变小,有更大的静压升。
图3 不同Y+下的结果Fig.3 Results of different Y+condition
图5给出了在相同的稠度和吹气位置等条件下,不同吸气位置时叶型表面的等熵马赫数。由图可知,case4和case5的吸力侧的分离点与case2的分离点差不多,最终得到的出口M数也基本上相同。较大的M数平直区和大的损失系数,说明在该两处的吸气对于流动的控制不理想,有大尺度的分离,使得叶型的负荷比较小,气流弯折角度也小。而case3和case8的吸气位置分别为91%和61.6%轴向弦长处,流动图像显示,该两处的吸气都能很好的控制分离。可见,不同的吸气位置,对分离产生不同的影响,进而会改变主流的流通能力。在case8中能看到,吸气位置在case2分离位置偏后一点,很好的抑制了吸气孔前的分离,并且还使得叶型的后部有很好的减速增压效果,直至最后尾缘处有一个小分离泡,整个叶型的负荷也得到很大的提高。一般认为比较理想的吸气位置是在边界层即将分离,或分离点下游某个较近距离处,这样抽吸能有比较好的效果。不过在本文的叶型上,在分离区的后部,使用少量的吸气量(吸气量与case8相近,比较时采用其占主流流量的百分比)也能达到较好的控制效果。
为了定性说明吹气位置的影响,在具有比较理想的吸气位置的case8模型上,选取了吹气位置向后移一些的case7。case7相对于case8来说,损失系数增大一些,分离区域也变大。从吹气的出流速度看,与主流速度相差不大,主流的该位置处速度型比较饱满,吹气的能量加入,对后面分离的控制效果不明显。并且由叶型表面等熵M数(图6)可知,吹气孔后移产生了一个很强的激波,激波位于吹气孔后面很近的距离,叶型尾缘处的分离区域也由于上游环境的改变而改变,使得case7的分离区域较case8的分离区域更大,损失系数变大。在该算例中,叶型的前部较为平直,前缘的逆压梯度较小,叶型的M数较为平缓,边界层内的速度型饱满,这也决定在本叶型算例上吹气的效果不是很理想。另外,为了简单研究孔宽的影响,还在case8的基础上将开孔宽度适当增加后计算了case6,结果表明,case6的气流转折能力变弱,扩散因子减小,总压损失系数增加。
表3 不同吹吸气方案的几何参数Table3 Geometry parameter for different co-flow jets schemes
图4 原始叶型与修改后叶型等熵M数图Fig.4 Isentropic Mach number distribution of original and new blade
图5 不同吸气位置时叶型表面等熵M数图Fig.5 Isentropic Mach number distribution of different suction location
图6 不同吹气位置时叶型表面等熵M图Fig.6 Isentropic Mach number distribution of different blowing location
为探索稠度对吹吸气的影响,本文在case8的模型上,修改了稠度。其他几何参数以及进出口参数都没有变动,计算得到的结果见图7。本文对稠度影响做选择性的研究,主要是为了选择满足要求的稠度,使得整个吹吸气静子有良好的性能。虽然在这三种稠度情况下,吹吸气都能很好地控制分离,但是对损失系数有比较大的影响。考虑到稠度为1.174时较原始的第八级静子稠度1.250有所改观,而且有更小的损失系数,所以最终选择吹吸气方案的叶型稠度都为1.174。
图7 稠度对扩散因子和损失系数的影响Fig.7 The influence from denseness to the diffusion factor and loss coefficient
最终选定的两个方案是case9和case10(表4),其流动图画见图8。case9是在case8的基础上,将稠度从0.87增加到 1.174。case10是在 case9基础上,在93.1%轴向弦长处的吸力面上,开了一个与叶型表面成45°夹角的斜向孔。case9与case8比较可知,由于稠度的增加,叶型有更好的导向功能,气流的弯折角度有所增大。而稠度的增大,同时会使得叶片对气流的限制作用增大,使得叶型表面的最大相对速度有所下降,扩散因子有所降低。case10相比case9,增加了一个吸气孔位置。不过由于此吸气孔的位置没有发生分离,且此处是一个低速区,抽走的低能量气体体现在损失系数上有所降低。而气流的弯折角度没有太大的改观,这主要是和叶型尾缘处的轴向压力梯度有关,吸除低速的气流,并没有改观该处的静压,叶型的气流弯折角度没有进一步增大。综合总体性能和流动图画,最终性能较好的吹吸气静子方案选为case9和case10。
表4 最终吹吸气方案与case2和case8比较Table5 Comparison between final co-flow jets scheme and case2 and case8
图8 case9和case10的S1流面压力与流线图Fig.8 Pressure and streamline of case9 and case 10
本文用转静组合后的整级替代某高压压气机的八九两级扩压级。考虑到串列转子的上下游叶型的大小和吹吸气孔的加工尺度,该整级的转子和静子的轴向长度分别为原始第八级转子和静子的1.5倍长度。这样的取值既能保证叶型的几何参数不至于过小影响到强度,又能有更短的轴向长度。转子已满足这一要求;静子是在原始已有叶型上修改得到的,需要进一步缩小。最终方案的主要几何参数见下表。
整级计算的模型有两套。串列转子没有改变,吹吸气静子用了case9和case10中的方案,这两个整级模型分别命名为caseA和caseB。计算选用FLUENT软件,计算设置与吹吸气静子的计算相同,网格采用ICEM软件制作(图9)。最终生成的网格为:转子2.2×104个网格单元,静子4.6×104个网格单元,叶型表面网格Y+在10以内。边界条件设置上,转子进口和吹气处都给定进口总温总压和气流角度;静子出口和吸气处都给定背压;计算域的周向边界为平动周期性边界条件;转子计算域有374m/s的周向速度。转静子之间使用掺混交接面边界。计算时发现,由于组合后,上下游的影响,caseA和caseB模型中静子叶型61.6%轴向弦长处的吸气孔还是不能很好的控制流动的分离,最终将吸气孔的位置稍微向后挪动,约为静子轴向弦长的65%处,而case10中的第二个吸气孔位置没有变化。
表5 主要几何参数Table5 Major geometry parameters
图9 caseB网格Fig.9 Mesh of caseB
从表6给出的计算结果看,caseB比caseA有更大的效率和更小的出口气流角,但是总压比比原始两级转子总增压比1.631要略小。而caseA中静子由于存在分离,影响到其总压恢复系数和整级的流通能能力。总体来说,整级计算,转子的性能参数有所下降。从反力度上看,两个方案的反力度比常规小一些。这表明,串列转子的加功主要是使得气体有更大的动能,从而出口气流的绝对速度比较大,使得静子的进口速度和来流方向更偏离轴向,增压能力比较大,最终体现在静子的流动控制比较难。在本文中,caseB的总体参数要优于caseA模型。
图10、图11给出了两模型的S1流面流动图画。图12是caseA的等熵马赫数曲线。从这些图中可以看出,流通能力很好,串列转子的上游叶型的构造角度和实际流通的气流角度都有很好的对应。由于有位势作用,静子叶型的来流有很小的正攻角。在小的正攻角的情况下,caseA的流动环境有所改变,在吸力侧尾缘处又发生了分离,有较小的分离泡,分离的尺度大概为10%的轴向弦长。分离的存在,使得静子叶型的流通能力下降,进而影响到上游的串列转子,使得转子偏离设计工作状态,在上游叶栅的压力面有一个低速区,虽没有大损失回流,但也使得效率有所下降。而caseB在叶型后部近尾缘处有第二个吸气孔,将分离的边界层吸除,整个流动控制有更明显的效果,静子叶栅中气流弯折角度也比caseA中大。
两个吸气孔的存在,吸气量有所加大,这是成功控制分离的一个因素。另一个很重要的原因就是两个吸气孔可以比一个吸气孔更好地实现流动控制,吸除低能流体后,使得吸气孔后的叶型边界层又重新生成发展,有利于气动性能。但是好的气动性能也带来其他方面的问题:多一个吸气孔不仅使得叶片加工工艺更加复杂,而且给流动控制带来更多的控制参数,比如要调整两个吸气孔内的总参数如总压等。
表6 计算结果Table6 Computational result
图10 caseA的压力与流线图Fig.10 Pressure and Streamline of caseA
图11 caseB的压力与流线图Fig.11 Pressure and Streamline of caseB
图12 caseA的等熵马赫数图Fig.12 Isentropic Mach number distribution of caseA
本文主要研究并设计一级高负荷的2D扩压级,转子使用文献中已设计完成的串列转子,静子使用吹吸气组合技术。
吹吸气静子的设计中,对原始叶型进行了优化修改,并研究了吹吸气位置、稠度等对边界层控制的影响规律。计算结果表明,在本算例中,在分离开始并靠后一些位置能很好的控制分离,而在很靠近尾缘地方吸除时,也能有比较好的效果,很好的控制原本从49%轴向弦长处开始分离的流动。吹气位置的选择和具体叶型的流动状况有很大的关系。最终生成的吹吸气方案,能够使得静子叶型得到0.897的扩散因子而无分离,体现了吹吸气方案在局部流动控制上的优越性。
整级组合计算时,下游的吹吸气静子的存在,会影响到整级的流通能力,使得转子和静子都略微偏离设计点。在单独的静子计算时,单吸气孔和双吸气孔都能很好的控制分离,出口的气流角度没有什么变化。而在整级计算中,静子的工作环境略有变化,caseA吸力侧有个一分离泡,caseB的静子叶型没有分离,体现了双孔吸气的气动优势,能够很好的达到边界层吸除效果。通过计算表明,该整级能够有1.6左右的增压比,和0.89的效率,整体性能良好。基本上可以使用该一级高负荷扩压及替代某压气机高压的第八九两级。达到了预定的设计目标。
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