彎葉片對壓氣機靜葉根部間隙泄漏流動的影響

杜 鑫, 王松濤, 王仲奇

(哈爾濱工業(yè)大學能源科學與工程學院,哈爾濱150001)

符號說明

p*——總壓vz——軸向速度p——靜壓t——節(jié)距ˉH —— 相對葉高ˉC— —相對弦長

CP——靜壓系數(shù),CP=2(p-p1)/(ρ1? v21)ρ1——葉柵進口密度v1——葉柵進口絕對速度z——軸向a——葉片彎曲角度h——葉片彎曲高度i——進口氣流沖角α——絕對氣流角β——相對氣流角p1—葉柵進口靜壓

在重型燃氣輪機壓氣機的優(yōu)化改型中,提高壓氣機壓比、效率及擴大壓氣機穩(wěn)定工作范圍是最主要的工作內(nèi)容.在多級軸流式壓氣機中,由于前面級附面層的累積作用,多級壓氣機后面級的附面層較厚,流動損失較高,而且角區(qū)失速極易發(fā)生.在某些型號的燃氣輪機中,壓氣機靜葉根部設(shè)有間隙,盡管這樣的結(jié)構(gòu)設(shè)計多是出于對加工工藝與制造成本的考慮,但靜葉根部間隙的存在總會對其氣動性能造成一定程度的影響:首先,根部間隙的存在雖然可避免靜葉角區(qū)低能流體的堆積,但卻增加了根部泄漏流動損失;其次,當泄漏流尺度增大、對下端壁流道的阻塞作用增強時,也易引發(fā)角區(qū)失速.國內(nèi)外許多研究者對動葉頂部泄漏流動進行了大量的試驗研究和數(shù)值模擬[1-7],但有關(guān)靜葉根部泄漏流動[8]及其相應(yīng)控制技術(shù)的研究并不多見.

本文以某重型燃氣輪機壓氣機后面級靜葉為研究對象,對比分析了彎葉片對泄漏渦運行軌跡和旋渦強度的影響、造成泄漏流動改變的根本原因以及泄漏流動變化對參數(shù)匹配的影響.

1 彎葉片設(shè)計方案與數(shù)值模擬方法

1.1 幾何參數(shù)和彎葉片設(shè)計方案

研究對象為某重型燃氣輪機壓氣機后面級靜葉,為了使問題簡化并突出重點,根據(jù)原始靜葉根部葉型、節(jié)距、間隙大小以及葉片高度,設(shè)計了直葉片矩形葉柵,并在此基礎(chǔ)之上,研究了彎葉片對間隙泄漏流動的影響.葉片彎曲會造成葉片表面積增大,不同的積迭方式會使不同葉片的表面積增量發(fā)生變化,為了使表面積增量最小化,并將摩擦損失增幅控制在最小值,將彎葉片的積迭線形式定為折線,轉(zhuǎn)折處采用圓弧過渡.葉柵的主要幾何參數(shù)和彎葉片設(shè)計方案見表1.圖1所示為葉片中部以下的彎葉片積迭線,圖中的彎曲角度為正.

1.2 數(shù)值模擬方法

采用FINE/T URBO軟件進行數(shù)值模擬,葉柵流道空間離散網(wǎng)格使用前處理模塊IGG/AutoGrid生成.N-S方程求解器采用FINETM模塊,時間推進采用4階Runge-Kutta法迭代求解,湍流模型采用低雷諾數(shù)Spalart-Allmaras模型.葉柵進口總壓為1 617 283.0 Pa,進口總溫為714.62 K,進口Ma為0.34.

表1 葉柵基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of the cascade

圖1 彎葉片積迭線Fig.1 Stack line of curved blade

采用的計算網(wǎng)格示于圖2.由于靜葉原型的展弦比較大,如果對整個葉高進行網(wǎng)格劃分,在保證網(wǎng)格伸展比合理的情況下,網(wǎng)格數(shù)將大幅增加.通過對原型進行流場計算,發(fā)現(xiàn)在-5°～+5°的沖角范圍內(nèi),下端區(qū)流動影響范圍均遠沒有達到葉片中部.因此,出于保證網(wǎng)格質(zhì)量及控制網(wǎng)格總數(shù)的目的,對矩形葉柵進行數(shù)值模擬時,僅對半葉高進行網(wǎng)格劃分,邊界條件設(shè)置為對稱條件.為了描述近端壁處的流動現(xiàn)象,依據(jù)泄漏流動的空間尺度,在距端壁20%葉高范圍內(nèi)對網(wǎng)格進行加密處理(圖2).對靠近壁面的網(wǎng)格進行加密控制,使壁面第1層網(wǎng)格滿足y+＜3.計算域包括葉柵流道和間隙區(qū)域.葉柵流道的網(wǎng)格形式為HOH型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,網(wǎng)格分布為(周向×徑向×軸向):41×57×25(H),45×57×221(O),77×57×49(H).間隙區(qū)域采用OH型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,網(wǎng)格分布為(周向×徑向×軸向):9×13×289(O),17×13×129(H).計算域網(wǎng)格節(jié)點總數(shù)為902 673個.

圖2 計算網(wǎng)格Fig.2 Computation grid

2 結(jié)果與分析

2.1 泄漏渦形成與發(fā)展的對比分析

所研究的靜葉根部端壁是旋轉(zhuǎn)的(靜葉根部端壁與壓氣機轉(zhuǎn)子同軸旋轉(zhuǎn)),由于粘性的作用,移動的下端壁在間隙區(qū)域產(chǎn)生切向剪切應(yīng)力以及很大的速度梯度,使得泄漏流動更加復(fù)雜.

圖3為直葉片和彎葉片(h10a25、h10a45)在1%葉高處的靜壓系數(shù)CP等值線以及泄漏流的三維流線.圖中相鄰等值線之間的靜壓系數(shù)差相同,因此,等值線越密集,表示壓力梯度越大.靜壓系數(shù)極小點的連線與泄漏渦渦核的運行軌跡對應(yīng),在泄漏渦渦核運行軌跡的兩側(cè),壓力梯度反映了泄漏渦的強度——當泄漏渦較強時,泄漏渦內(nèi)流體繞渦軸的旋轉(zhuǎn)速度較快、離心力較大,在渦核內(nèi)外產(chǎn)生較大的壓力梯度.泄漏渦在葉片吸力面前緣點附近形成后,在向下游發(fā)展的過程中,在下端壁切向應(yīng)力與流道內(nèi)壓力場的共同作用下,泄漏渦向相鄰葉片的壓力面一側(cè)遷移.在逆壓梯度的作用下,泄漏渦渦核強度沿軸向逐漸減小,泄漏渦尺度逐漸增大.在直葉片中,泄漏渦渦核兩側(cè)的壓力梯度較大,說明泄漏渦渦量較大,在泄漏渦向下游發(fā)展過程中,泄漏流不斷補充到泄漏渦中,并隨泄漏渦離開流道.在彎葉片中,泄漏渦起始點前移,渦核初始強度小于直葉片,在流道出口,泄漏渦橫向遷移距離大于直葉片,來自尾緣附近的泄漏流沒有被泄漏渦裹挾離開流道,而是通過相鄰葉片的間隙進入相鄰流道;隨著彎角的增大,泄漏渦起始點前移,渦核初始強度減小,泄漏渦橫向遷移量增大;在h10a45彎葉片中,泄漏渦在流道中部達到壓力面一側(cè),來自后半部分弦長的泄漏流沒有補充進入泄漏渦中,而是進入相鄰流道內(nèi).與直葉片相比,由于彎葉片泄漏渦與壓力面的接觸點更靠近前緣,因此,彎葉片中泄漏渦渦核離開流道時,其速度方向與直葉片相比更加靠近流道軸向.

圖3 直葉片和彎葉片(h10a25、h10a45)在1%葉高處的靜壓系數(shù)等值線和泄漏流三維流線Fig.3 Isolines of static pressure coefficients and 3D streamlines of leakage flow at 1%span for straight blade and curved blade(h10a25,h10a45)

圖4為直葉片和彎葉片(h10a45)在 50%、100%和240%弦長位置、S3截面上渦量等值線沿軸向的變化規(guī)律.由于S3截面不垂直于泄漏渦渦軸,因此無法通過渦量判定渦核的確切位置,但是可以定性地分析泄漏渦造成的損失.由圖4可知,在50%弦長處,直葉片中泄漏渦剛離開葉片吸力面,渦核比較集中,渦量大、尺寸小;在相同的弦長位置上,彎葉片中泄漏渦已經(jīng)在流道中發(fā)展了一段距離,由泄漏渦引起的高渦量區(qū)域范圍較大——徑向范圍達到5%葉高,周向范圍發(fā)展到了相鄰葉片的壓力面.在100%弦長處,泄漏渦在直葉片和彎葉片中的徑向尺寸均超過了5%葉高,直葉片中泄漏渦的周向尺寸和渦量均明顯大于彎葉片.由圖3可知,在這個位置上,直葉片中的泄漏流不斷補充到泄漏渦中,彎葉片中的泄漏流有一部分沒有進入泄漏渦,而是進入了相鄰流道,因此,在相同位置上,直葉片中泄漏渦的渦核強度更大.在10%葉高附近,由于附面層增厚,壓力面上的渦量增大,彎葉片較直葉片更為明顯.在240%弦長處,泄漏渦在直葉片和彎葉片中的徑向尺寸均達到了10%葉高以上;在5%葉高附近,渦量主要來自泄漏渦,直葉片的渦量較大;在10%葉高附近,渦量主要來自葉片表面的附面層,因此,在彎葉片徑向壓力梯度的作用下,彎葉片的渦量較大.

綜上所述,在泄漏渦的形成過程中,彎葉片中泄漏渦進入流道的起始點前移,渦核的初始強度減弱;在泄漏渦向下游發(fā)展的過程中,彎葉片中泄漏渦橫向遷移加劇,渦核強度減小,泄漏渦離開流道時的速度方向更靠近軸向.

圖4 直葉片和彎葉片(h10a45)在50%、100%和240%弦長位置、S3截面上的渦量等值線分布Fig.4 Isolines of vorticity on S3 surface at 50%,100%,and 240%chord fo r straight blade and curved blade h10a45

2.2 根部負荷分布的對比分析

根部負荷的大小和分布決定了泄漏摻混的損失,根部負荷是影響泄漏流動的重要因素.圖5所示為靜葉根部負荷沿弦長的分布.由圖5可知,與直葉片相比,彎葉片負荷分布有以下特點:①最大負荷降低;②最大負荷軸向位置前移;③前緣負荷增大;④中部負荷減小.以上變化趨勢隨著彎角的增大而逐漸增大.由于最大負荷位置前移,彎葉片中泄漏渦進入流道的起始點前移.彎葉片最大負荷降低,造成泄漏渦進入流道內(nèi)的初始強度減小,另外,彎葉片中部負荷減小還造成中部泄漏流減弱,因此,在泄漏渦向下游發(fā)展的過程中,彎葉片中泄漏渦的強度小于直葉片.

圖5 靜葉根部負荷沿弦長的分布Fig.5 Distribution of difference in pressure at stator hub along the chord

圖6所示為型面靜壓p分布.由圖6可知,彎葉片流道內(nèi)逆壓梯度段較長,直葉片逆壓梯度較大,這兩點都易于使泄漏渦發(fā)生耗散,因此,逆壓梯度對泄漏渦的耗散作用在直葉片和彎葉片中沒有明顯的區(qū)別.

圖6 型面靜壓分布Fig.6 Distribution of static pressure on surface of blade at stator hub

2.3 氣動參數(shù)沿葉高分布的對比分析

圖7所示為葉柵出口軸向速度vz沿葉高的分布.由圖7可知,6%葉高以下彎葉片的vz增大,6%葉高以上彎葉片的vz減小.由于彎葉片使泄漏流減弱,下端壁通流能力提高,近端壁處的軸向速度因而增大.在葉柵流量相同的條件下,采用彎葉片后,軸向速度沿葉高重新分布.

圖7 葉柵出口軸向速度沿葉高分布Fig.7 Distribution of axial velocity at outlet along the blade height

圖8 葉柵出口絕對氣流角沿葉高分布Fig.8 Distribution of absolute flow angle at outlet along the blade height

圖8所示為葉柵出口絕對氣流角α沿葉高的分布.如前所述,彎葉片中泄漏渦渦核離開流道時的速度方向與直葉片相比更加靠近流道軸向,因此,采用彎葉片后,從下端壁到4%葉高左右α減小(如圖8(b)所示).

根據(jù)速度三角形可知,當圓周速度確定時,影響葉柵出口相對氣流角β(下一級動葉進口氣流角)的因素主要是靜葉出口軸向速度vz和靜葉出口絕對氣流角α.在其他條件不變的情況下,β隨著vz的增大而減小,隨著α的減小而增大.圖9所示為葉柵出口相對氣流角β沿葉高的分布.由圖9可知,從下端壁到6%葉高左右,采用彎葉片后,β減小,這說明靜葉出口軸向速度vz對β的變化起主要作用.同時,β隨著彎角的增大而減小,由此可見,彎葉片可以改善端區(qū)的流動匹配.

圖9 葉柵出口相對氣流角沿葉高分布Fig.9 Distribution of relative flow angle at outlet along the blade height

圖10為彎葉片和直葉片中葉柵出口總壓沿葉高的分布.由圖10(a)可知,由泄漏渦引起的各項損失使得8%葉高以下的總壓降低,總壓在3%葉高附近達到最小值,在3%葉高以下,總壓沿葉高反方向增大,這是因為靜葉根部端壁是旋轉(zhuǎn)的,端壁附近的氣體從外界獲得的能量使近端壁處總壓增大.采用彎葉片后,3%葉高附近的總壓最小值增大,而且隨著彎角的增大而增大.由圖10(b)可知,彎葉片使10%葉高附近的總壓減小,而且隨著彎角的增大而減小.根據(jù)前面的分析可知,3%葉高附近的能量損失主要來自泄漏渦,彎葉片中泄漏渦渦核強度減小,因此損失減少;10%葉高附近的能量損失主要來自葉片表面的附面層,彎葉片中附面層較厚,且隨著彎角的增大而增大,因此,損失增大.

3 結(jié) 論

(1)彎葉片改變了靜葉根部的負荷分布,使最大負荷減小并前移,前緣負荷增加,中部負荷減小;最大負荷前移、前緣負荷增加導(dǎo)致泄漏渦進入流場的起始點前移;最大負荷減小使得泄漏渦渦核強度減小;泄漏渦向下游發(fā)展的過程中受到中部負荷的影響,彎葉片降低了葉片中部的負荷,使泄漏流減弱.

圖10 葉柵出口總壓沿葉高分布Fig.10 Distribution of total pressure at outlet along the blade height

(2)彎葉片通過減小泄漏渦強度,可減少能量損失,提高下端壁的通流能力,改善了流道出口氣動參數(shù)的均勻性,尤其是使近端壁處的軸向速度增大,有利于原型壓氣機根部的流動匹配.

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