雙級對轉壓氣機多葉排全三維轉子優化分析

王掩剛 牛 楠 任思源 劉 波

西北工業大學,西安,710072

0 引言

隨著現代飛機對高性能動力裝置需求的日益增強,對轉技術作為提高發動機性能的有效技術之一越來越受到重視。壓氣機對轉技術是大幅提高航空發動機性能的高新技術之一,如何有效地組織其內部流動結構,獲得更大負荷、更高效率的對轉壓氣機部件一直是研究人員追求的目標之一。西北工業大學率先在國內建立了雙排對轉壓氣機實驗臺,并對其進行了大量的實驗和理論研究,獲得了對轉環境下壓氣機內部流動特性[1],研究了上下游轉子轉速比對壓氣機性能的影響效應[2],分析了上下游對旋轉子相互影響的機理[3]。研究發現：上下游轉子工作不匹配導致下游轉子始終工作于較惡劣的環境下,在該葉片尖部、前緣附近存在較強分離流動,這可能是導致對轉壓氣機失速的主要原因。

對壓氣機葉型的優化設計是提高壓氣機性能的有效途徑,傳統的二維優化方法對基元級進行優化后積疊生成三維葉型,這種技術必然不能考慮對轉、級環境時上下游轉子的相互影響和制約因素,不能達到對轉壓氣機優化的目的。近年來許多學者致力于采用全三維方法進行葉型優化設計研究。NUMECA軟件提出了基于近似函數方法和遺傳算法的優化方法,受到了業內研究人員的廣泛關注。研究人員結合所研究的對象,進行了葉片三維優化分析,取得了較好效果[4-6]。本文采用全三維方法對設計的對轉壓氣機在整機條件下進行葉型優化的研究,為改善對轉壓氣機流動結構,提高其性能提供參考。

1 研究對象及數值計算方法

本文以實驗室建成的對轉壓氣機實驗臺為研究對象,采用三維葉型優化方法對該壓氣機下游轉子葉片進行整機條件下的三維優化研究。該對轉壓氣機設計參數如下：上游轉子(R1)轉速為8000r/min,下游轉子(R2)轉速為-8000r/min(從進口向下游看,R1為順時針旋轉,R2為逆時針旋轉),該對轉壓氣機共有四排葉片,具體名稱/葉片數：進口導葉(IGV)/22、上游轉子(R1)/19、下游轉子(R2)/20、出口導葉(OGV)/32。在建立研究對象優化樣本的過程中,應用有限體積法求解圓柱坐標系下三維Navier-Stokes方程組。空間離散采用中心差分格式,時間項采用4階Runge-Kutta方法迭代求解,CFL數取3.0,紊流模型采用S-A模型。優化前后三維數值分析時的邊界條件如下：給定進口給定總壓(101 350.0Pa)、總溫(288.15K)以及氣流角(軸向進氣),出口給定靜壓。計算網格使用NUMECA軟件包中的AUTO-GRID模塊,自動生成H-O-H型網格,網格總數約為100萬。大量的計算與實驗證明該方法在捕捉葉輪機械內部流動細微結構以及獲取其性能方面有較高的精度和可靠性[7],因此本文在優化前后都將該數值模擬方法作為對轉壓氣機性能以及其內部流動結構的分析工具。

2 三維優化方法及優化參數選擇

2.1 優化方法

在葉輪機械優化過程中,與之相關聯的優化設計問題通常會導致目標函數有許多極值。基于梯度的優化方法有非常好的收斂速率,但它并不能保證產生全局最優解,遺傳算法雖然可增強獲得全局最優解的可能性,但可能需要數千次甚至更多次的迭代,在工程上難以實現。本文所采用的主要優化思想是,采用人工神經網絡(ANN)在優化過程中代替三維NS計算的近似模型對連續設計進行評價,從而允許有效地應用遺傳算法,其優化的精度取決于神經網絡的知識庫。知識庫由存儲在數據庫中的設計采樣提供。圖1給出了優化的具體過程,其中葉型可調參數的選取及其調整范圍決定了優化結果的好壞,是葉片三維優化的關鍵,因此有必要對優化策略做詳細介紹。

2.2 優化策略選擇

對轉壓氣機轉子優化過程中的約束條件如下：葉片各個基元截面的厚度分布以及彎角保持不變。圖2給出了優化前設計轉速時,對轉壓氣機兩級轉子的效率特性,從圖2中可以看出：上游轉子(R1)效率曲線較為平穩,下游轉子(R2)效率曲線隨流量變化較大;各個工況下,R2的效率均低于R1的效率。在設計點,R1較R2的效率高2%,近喘點R1較R2的效率高5%,堵塞點 R1和R2的效率已經不在一個量級了。可以說下游轉子的性能是制約對轉壓氣機性能的關鍵因素。

圖1 葉片優化流程圖

圖2 優化前,設計轉速兩級轉子效率特性

圖3 設計點R1優化前,進口氣流角與幾何進口角沿葉高的分布

圖3 、圖4給出該對轉壓氣機轉子R1和轉子R2在設計工況下的進口氣流角與幾何進口角的對比關系。對于R1,幾何進口角與進口氣流角的差為葉片的來流攻角。對于R2,進口氣流角與幾何進氣角的差為葉片的來流攻角,設計點R1優化前,R1進口的攻角在根部最大,為正攻角2°,中部的攻角為-2°攻角,尖部的攻角約為 0°;設計點R2優化前,R2進口攻角則一直為正,由根部的約5°減少到尖部的約2°。通過上述分析可以發現：在各個工況下,下游轉子來流條件惡劣,導致損失較大,有較大的優化空間,并且下游轉子各截面的幾何進口角分布不合理是導致其效率較低的主要原因之一。結合上述約束條件,即葉片各個基元截面的厚度分布以及彎角保持不變,本文將下游轉子各基元截面的安裝角作為優化過程中的自由參數,應用上述的優化方法對設計點工況進行優化研究。優化過程中,采用離散層取樣方式,分四個子區域對自由參數在其約束范圍內進行取樣,建立樣本數為50的尋優數據庫,設定的尋優目標在數據庫全局范圍內進行尋優,目標函數定義為

圖4 設計點R2優化前,進口氣流角與幾何進口角沿葉高分布

本文在優化過程中注重考慮效率因素,將W2設定為2,W2、W3分別取1。優化收斂過程如圖5所示,經過大約20步的優化,結果基本已經收斂。

圖5 收斂曲線

3 計算結果分析

下游轉子優化后對轉壓氣機在設計轉速下,應用三維流場分析方法進行全工況數值模擬,獲取其性能和流場結構,并與優化前的計算結果進行對比,分析過程如下：

表1給出了對轉壓氣機下游轉子優化前后在設計點和近喘振點工況下整機及兩轉子葉片排的特性參數。從表1可以看出：R2優化后,在設計點,對轉壓氣機整機的效率提高了0.69%,設計點的流量與壓比幾乎沒有變化,設計點流量都為5.921kg/s;近喘振點所對應的出口背壓約增大1.2k Pa,質量流量減小0.134kg/s,這表明對轉壓氣機的喘振裕度有所增加,同時壓比提高近1%,效率提高0.71%。兩排轉子在設計工點時,壓比基本不變,但優化使得R2效率提高1.36%。

表1 下游轉子優化前后設計點和近喘振點工況下對轉壓氣機及各轉子葉排特性參數

圖6給出了優化前后對轉壓氣機整機效率曲線,從圖6中不難發現：優化前后對轉壓氣機效率曲線走勢基本一致,但優化后對轉壓氣機堵塞點附近的質量流量減小,效率降低。圖7、圖8給出了優化前后兩排轉子在設計轉速下的效率特性,可以明顯看出：優化后下游轉子的性能仍然與整機性能走勢一致,這說明,優化后下游轉子的特性走勢仍然決定了整機特性曲線的走勢。對比優化后整機以及兩排轉子近喘點附近效率曲線可以發現,優化后整機喘振是由上游轉子(R1)提前進入失速導致的,具體表現如下：設計點之后,上游轉子效率已經開始降低,但下游轉子效率還維持在設計點的效率水平。因此可以推測：在小流量工況,下游轉子優化改善了其葉片通道流場結構,從而使得對轉壓氣機喘振裕度增加。

圖6 優化前后整機效率特性

圖7 優化前后上游轉子效率特性

圖8 優化前后下游轉子效率特性

圖9 優化后下游轉子進口氣流角與幾何進口角沿葉高分布

圖9 給出了下游轉子優化后設計點的進口氣流角和幾何進口角沿葉高的分布。結合圖4不難發現,下游轉子在該工況下的進口氣流角分布與優化前基本一致,但優化后下游轉子的幾何進氣角有較大變化,導致該級轉子在設計點的攻角有所改善,尖部攻角減小1°,中部攻角略有增大,根部攻角大大減小,從原始的3°變為-3°。對于本實驗臺的研究對象,下游轉子攻角的減小,必然使得其內部逆壓梯度降低,使得葉片通道流動分離減弱,分離區減小,氣流落后角減小,從而使得該對轉壓氣機出口導葉的來流處于較理想條件下。

圖10、圖11分別給出了下游轉子優化前后設計點三個典型S1流面的相對馬赫數分布,從圖中可以看出優化前后葉片通道的流動參數分布差異,差異主要表現在：在根部,優化使得吸力面尾緣附近低馬赫數區面積略有增大,必然使得尾跡摻混損失有所增加;在中部,優化使吸力面尾緣附近低馬赫數區面積減小,降低了摻混損失;在尖部,優化使得吸力面尾緣附近低馬赫數區域面積減小更為明顯一些。這表明優化后下游轉子中部、尖部的優化較合理,減少了尾跡摻混損失,而根部的優化并不理想,增加了尾跡摻混損失。總體上來說,下游轉子優化后其尾跡摻混損失有所減少,這也是下游轉子效率提高的主要原因。

圖10 設計工況下優化前對轉壓氣機轉子R2典型截面相對馬赫數分布

圖11 設計工況下優化后對轉壓氣機轉子R2典型截面相對馬赫數分布

圖12 、圖13給出了優化前后近喘振點出口導流葉片尖部97%葉高處的流線分布,從圖中可以看到優化前后該位置處流場結構有較大差異：優化前,由于下游轉子出口氣流角度與出口導葉幾何進口角不匹配,導致優化前在出口導流葉片尖部靠近前緣位置出現較強的分離渦,該漩渦的存在,使得流動損失增大,流通能力降低,進而導致壓氣機流動不穩定而進入喘振狀態。優化使得下游轉子來流條件改善,其出口氣流與導流葉片匹配較好,近喘點時位置處的漩渦已基本消失,增強了對轉壓氣機的流通能力,從而使得其喘振裕度增加。結合圖7上游轉子的效率曲線可以認為：此時對轉壓氣機流動不穩定主要原因是上游轉子導致的流動失速導致。

圖12 優化前出口導流葉片葉尖流線圖

圖13 優化后出口導流葉片葉尖流線圖

4 結論

(1)在設計點,優化后對轉壓氣機效率提高0.69%,流量、壓比基本不變,喘振裕度有所提高。

(2)在設計點,優化后下游轉子效率提高1.36%,壓比基本不變;上游轉子效率和壓比都基本不變。

(3)優化減小了下游轉子中部、尖部的尾跡摻混損失,但增大了根部的尾跡摻混損失,同時使得出口導流葉片流動有所改善,這是提高壓氣機喘振裕度的主要原因。

[1] 王掩剛,劉波,陳云永,等.雙級對轉壓氣機流場分析研究[J].西北工業大學學報,2006,24(1)：97-101.

[2] 劉波,楊艷,王掩剛.設計壓比和轉速變化對對轉壓氣機性能的影響研究[J].西北工業大學學報,2007,25(4)：576-580.

[3] 王掩剛,賈瑞琦,牛楠,等.雙級對轉壓氣機多工況數值分析研究[J].西北工業大學學報,2008,26(5)：535-539.

[4] 靳允立,胡駿.多級環境風扇靜葉優化[J].燃氣渦輪試驗與研究,2007,20(4)：22-27.

[5] 尉涵,袁新.軸流壓氣機多葉片排的氣動優化設計[J].熱能動力工程,2005,20(6)：603-606.

[6] 陳云永,劉波,馬聰慧,等.全三維、多葉排內外涵風扇壓氣機葉型優化研究[J].航空動力學報,2008,23(3)：516-521.

[7] 劉波,陳云永,項效镕,等.對轉壓氣機數值模擬及實驗研究[J].推進技術,2008,29(4)：454-457.