翅片-管復(fù)合式減渦器溫降及流阻特性數(shù)值模擬

侯曉亭，王鎖芳，張 凱，夏子龍

（南京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，南京 210016）

0 引言

在現(xiàn)代高性能航空發(fā)動(dòng)機(jī)的二次空氣系統(tǒng)中，高壓冷卻空氣從壓氣機(jī)的某一級(jí)間徑向引入、軸向流出，用于冷卻渦輪等高溫部件。由于壓氣機(jī)盤(pán)腔等旋轉(zhuǎn)部件旋轉(zhuǎn)速度高，氣流在共轉(zhuǎn)盤(pán)腔內(nèi)易形成強(qiáng)渦流，造成共轉(zhuǎn)盤(pán)腔內(nèi)產(chǎn)生較大的總壓損失。可通過(guò)在壓氣機(jī)級(jí)間安裝減渦器，以抑制徑向引氣過(guò)程中渦流的發(fā)展。

Hide[1]最早提出將自由盤(pán)腔內(nèi)的流動(dòng)分成4 個(gè)區(qū)域（進(jìn)口源區(qū)、艾克曼層、核心層、出口匯區(qū)）；Firouzian 等[2-3]通過(guò)試驗(yàn)論證了Hide 的分區(qū)理論；Owen等[4-6]采用流場(chǎng)可視化和激光多普勒測(cè)速技術(shù)研究了旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔內(nèi)流場(chǎng)特性，并驗(yàn)證了修正線性理論方法的準(zhǔn)確性；Chew 等[7]利用理論計(jì)算與試驗(yàn)證實(shí)了徑向翅片的安裝使盤(pán)腔內(nèi)部的總壓損失降低；Negulescu 等[8]數(shù)值模擬了管式減渦器盤(pán)腔內(nèi)沿程旋流比分布，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好；Liu等[9]數(shù)值模擬了不同幾何結(jié)構(gòu)的導(dǎo)流板對(duì)減渦器性能的影響；楊守輝[10]對(duì)徑向內(nèi)流共轉(zhuǎn)盤(pán)腔內(nèi)的總壓損失特性進(jìn)行了理論分析和試驗(yàn)，表明帶去旋隔片式共轉(zhuǎn)盤(pán)腔的盤(pán)腔內(nèi)氣體旋轉(zhuǎn)速度明顯降低，盤(pán)腔內(nèi)壓降有所減小；單文娟[11]數(shù)值模擬了典型徑向引氣旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔結(jié)構(gòu)及加裝導(dǎo)流板和導(dǎo)流管盤(pán)腔結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)帶導(dǎo)流板和導(dǎo)流管式減渦器均能減小腔內(nèi)總壓損失；吳麗君[12]、趙秋月[13]通過(guò)CFX 3維數(shù)值模擬和Flownet 1維計(jì)算結(jié)果，分析得出在給定進(jìn)、出口條件下存在最佳減渦管長(zhǎng)度；王遠(yuǎn)東等[14-15]通過(guò)試驗(yàn)研究了典型旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔結(jié)構(gòu)以及增加導(dǎo)流板的盤(pán)腔結(jié)構(gòu)，表明安裝導(dǎo)流板的盤(pán)腔結(jié)構(gòu)使引氣能力增強(qiáng)，且導(dǎo)流板個(gè)數(shù)與盤(pán)腔引氣量呈正相關(guān)；Du 等[16]數(shù)值模擬了不同數(shù)目、角度的導(dǎo)流板對(duì)旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔徑向內(nèi)流減阻特性的影響；羅翔等[17]通過(guò)試驗(yàn)研究了單一減渦器徑向內(nèi)流的總壓損失特性，發(fā)現(xiàn)減速器的性能取決于其自身的幾何形狀、進(jìn)口流量和腔體的轉(zhuǎn)速等；吳麗君等[18]提出了一種新型翅片-管復(fù)合式減渦器結(jié)構(gòu)，但沒(méi)有進(jìn)行相關(guān)的性能分析。

綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于管式、翅片式減渦器結(jié)構(gòu)變化的影響規(guī)律研究較多，而對(duì)于復(fù)合式減渦器的研究主要集中于專(zhuān)利獲取，相關(guān)的性能研究較少。本文以簡(jiǎn)單盤(pán)腔結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)模型，對(duì)管式減渦器和翅片-管復(fù)合式減渦器流阻及溫降特性進(jìn)行了對(duì)比研究。

1 物理模型和計(jì)算方法

1.1 幾何模型和網(wǎng)格劃分

計(jì)算域的選取如圖1所示，從圖中可見(jiàn)，計(jì)算域由鼓筒孔入口開(kāi)始，依次經(jīng)過(guò)鼓筒孔、共轉(zhuǎn)盤(pán)腔、翅片、減渦管，最終到盤(pán)腔出口的腔體空間。盤(pán)腔高度為r0，無(wú)量綱寬度為S/r0=0.247，翅片、減渦管的數(shù)目均選為20 個(gè)，翅片無(wú)量綱長(zhǎng)度h/r0=0.188，翅片安裝無(wú)量綱高度l3/r0=0.780，減渦管無(wú)量綱內(nèi)徑d/r0=0.065。因盤(pán)腔具有周期性，為縮短計(jì)算時(shí)間，選取盤(pán)腔的1/10作為計(jì)算域。選用的3 種計(jì)算模型如圖2 所示。其中圖2（c）為翅片-管復(fù)合式減渦器，是在圖2（b）模型的基礎(chǔ)上安裝了翅片。最終選定的計(jì)算域如圖3所示。盤(pán)腔通過(guò)6 個(gè)面surface-in、surface-1、surface-2、surface-3、surface-4、surface-out 劃分為5 個(gè)盤(pán)腔區(qū)域，分別對(duì)應(yīng)5 個(gè)盤(pán)腔分區(qū)Part1、Part2、Part3、Part4、Part5。

圖1 翅片-管復(fù)合式減渦器物理模型

圖2 計(jì)算模型

圖3 翅片-管復(fù)合式減渦器計(jì)算域

所有計(jì)算模型均采用四面體網(wǎng)格劃分，對(duì)鼓筒孔和近壁面等流動(dòng)參數(shù)變化劇烈的區(qū)域進(jìn)行加密，網(wǎng)格膨脹系數(shù)小于1.1，經(jīng)過(guò)計(jì)算，壁面y+=30～200，滿足湍流模型邊界層要求。分別對(duì)不同網(wǎng)格數(shù)目的模型進(jìn)行計(jì)算，盤(pán)腔內(nèi)總壓降Δp隨網(wǎng)格數(shù)的變化如圖4所示。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到100萬(wàn)后，盤(pán)腔總壓降幾乎不再變化，滿足網(wǎng)格獨(dú)立性要求，最終確定模型網(wǎng)格數(shù)為100萬(wàn)左右。

圖4 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證

1.2 數(shù)值方法及驗(yàn)證

數(shù)值模擬采用ANSYS CFX 17.2 軟件進(jìn)行3 維穩(wěn)態(tài)分析，計(jì)算域設(shè)置為旋轉(zhuǎn)域，采用Scalable 函數(shù)。湍流模型分析結(jié)果如圖5 所示。從圖中可見(jiàn)，選取與本文模型相近的文獻(xiàn)[6]中的簡(jiǎn)單盤(pán)腔旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)?zāi)Ｐ停捎帽疚牡木W(wǎng)格劃分和計(jì)算方法，k-ε湍流模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，因此本文的湍流模型選用k-ε模型。收斂的標(biāo)準(zhǔn)為各方程殘差精度均小于10-6，監(jiān)控進(jìn)口總壓變化趨于平直。

圖5 湍流模型驗(yàn)證

1.3 邊界條件

針對(duì)上述計(jì)算模型，邊界條件設(shè)置表1。入口采用流量進(jìn)口邊界條件，出口為壓力出口，固體壁面均為絕熱無(wú)滑移邊界條件，周期面設(shè)置為旋轉(zhuǎn)周期性邊界條件。

表1 計(jì)算模型的邊界條件

1.4 參數(shù)定義

（1）旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)

式中：ρ為氣流密度，kg/m3；ω為轉(zhuǎn)盤(pán)旋轉(zhuǎn)角速度，rad/s；r0為盤(pán)腔外半徑，m；μ為氣流的動(dòng)力黏度，kg/m·s。

（2）旋流比

式中：Vφ為氣流絕對(duì)周向速度，m/s；x為當(dāng)?shù)匕霃剑琺。

（3）徑向哥氏力

式中：Vφ，rel為氣流徑向速度分量，m/s。

（4）溫降系數(shù)

式中：Tt，stn，i為Parti盤(pán)腔分區(qū)入口絕對(duì)總溫，K；Tt，stn，i+1為Parti盤(pán)腔分區(qū)出口絕對(duì)總溫，K；Tt，stn，in為盤(pán)腔入口絕對(duì)總溫，K。

（5）總壓損失系數(shù)

式中：Pi為Parti盤(pán)腔分區(qū)入口總壓，Pa；Pi+1為Parti盤(pán)腔分區(qū)出口總壓，Pa。

取i=1、2、3、4、5，其中Θ1、Cp1，Θ2、Cp2，Θ3、Cp3，Θ4、Cp4，Θ5、Cp5分別為Part1、Part2、Part3、Part4、Part5盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)的溫降系數(shù)及總壓損失系數(shù)。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 流場(chǎng)分析

在旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reφ=7.01×106，進(jìn)、出口參數(shù)相同的條件下，簡(jiǎn)單盤(pán)腔、管式減渦器、翅片-管復(fù)合式減渦器3 種模型在Plane 截面上的流線、旋流比分布、徑向哥氏力分布分別如圖6～8 所示。圖中的旋轉(zhuǎn)方向均為逆時(shí)針。

從圖6（a）中可見(jiàn)，氣流進(jìn)入鼓筒孔后，由于受到盤(pán)腔壁面黏性作用以及徑向哥氏力的影響，氣流逐漸跟隨盤(pán)腔旋轉(zhuǎn)方向流動(dòng)；從圖7（a）中可見(jiàn)，氣流在鼓筒孔入口處的旋流比小于1，氣流的切向速度小于盤(pán)腔旋轉(zhuǎn)速度，隨著盤(pán)腔徑向高度的減小，旋流比迅速增大至3.9 左右，氣流的切向速度明顯高于盤(pán)腔旋轉(zhuǎn)速度；從圖8（a）中可見(jiàn)，氣流在鼓筒孔附近所受的徑向哥氏力最小，隨著盤(pán)腔徑向高度的減小，氣流受到的徑向哥氏力也逐漸增大，氣流所受的徑向哥氏力影響逐漸增大使得盤(pán)腔內(nèi)氣流切向速度升高明顯，阻礙了氣流的徑向內(nèi)流。

從圖6（b）中可見(jiàn)，管式減渦器Part1、Part2 盤(pán)腔分區(qū)的流線圖分布與簡(jiǎn)單盤(pán)腔模型的相似，這是因?yàn)樵赑art1、Part2 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)氣流僅受盤(pán)腔黏性作用和徑向哥氏力影響；當(dāng)氣流流經(jīng)減渦管入口后，流體的速度方向幾乎垂直于減渦管外壁面，使得流體進(jìn)入減渦管后產(chǎn)生回流現(xiàn)象；氣流在減渦管內(nèi)還受到減渦管內(nèi)壁面的強(qiáng)制引流作用，引導(dǎo)氣流沿徑向流入盤(pán)腔底部。從圖7（b）、圖8（b）中可見(jiàn)，旋流比及徑向哥氏力在Part1、Part2盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)呈現(xiàn)規(guī)律的分層結(jié)構(gòu)，與簡(jiǎn)單盤(pán)腔分布規(guī)律相似，但在數(shù)值上明顯小于簡(jiǎn)單盤(pán)腔的，說(shuō)明氣流受到的徑向哥氏力減小，氣流切向速度的提高程度也相應(yīng)減小；氣流流經(jīng)減渦管入口處，出現(xiàn)旋流比局部增大區(qū)域，該區(qū)域的徑向哥氏力也相應(yīng)增大，說(shuō)明由于減渦管的擾流作用使得徑向哥氏力增大，氣流旋流比增大；在減渦管內(nèi)部，在減渦管內(nèi)壁的強(qiáng)制引流作用下，徑向哥氏力大幅度減小，旋流比減小至1 左右，氣流的切向速度與盤(pán)腔轉(zhuǎn)速相差不大，徑向內(nèi)流效果明顯增強(qiáng)。

圖6 Plane截面流場(chǎng)結(jié)構(gòu)

圖7 Plane截面氣流旋流比分布

圖8 Plane截面氣流徑向哥式力分布

從圖6（c）中可見(jiàn)，氣流進(jìn)入鼓筒孔后，在受到盤(pán)腔黏性作用和徑向哥氏力影響的同時(shí)，又受到翅片的強(qiáng)制引流作用，使得氣流在盤(pán)腔內(nèi)產(chǎn)生一系列渦系；相比于管式減渦器，氣流進(jìn)入減渦管后，在內(nèi)壁面強(qiáng)制引流作用下沿徑向流入盤(pán)腔底部，減渦管入口處回流現(xiàn)象消失，這是因?yàn)闅饬髟跍p渦管上游盤(pán)腔內(nèi)形成了一系列渦系，改變了氣流運(yùn)動(dòng)方向，使得氣流幾乎沿減渦管軸向流入管內(nèi)，氣流受到的流動(dòng)阻力減小，流體的流通性得到改善，因此減渦管內(nèi)渦系消失；從圖7（c）、圖8（c）中可見(jiàn)，安裝翅片后，盤(pán)腔內(nèi)旋流比、徑向哥氏力大幅度減小，氣流的切向速度也隨之減小，徑向引氣效果更加明顯。

2.2 流阻分析

在旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reφ=5.01×106、7.01×106、9.01×106條件下，上述3 種模型的不同盤(pán)腔分區(qū)總壓損失系數(shù)曲線如圖9 所示；在設(shè)計(jì)工況Reφ=7.01×106條件下，3種模型的盤(pán)腔Plane 截面上相對(duì)總壓分布如圖10 所示，翅片-管復(fù)合式減渦器相比于管式減渦器（類(lèi)型A）、管式減渦器相比于簡(jiǎn)單盤(pán)腔（類(lèi)型B）的各盤(pán)腔分區(qū)總壓損失減小比例見(jiàn)表2。

圖9 不同模型的不同盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)總壓損失系數(shù)曲線對(duì)比

圖10 不同模型的盤(pán)腔Plane截面總壓分布

表2 在Reφ=7.01×106下不同分區(qū)內(nèi)總壓損失減小率

從圖9中可見(jiàn)，在不同的旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)下，3種模型的不同盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)總壓損失系數(shù)分布規(guī)律基本一致，整體呈現(xiàn)簡(jiǎn)單模型＞管式減渦器模型＞翅片-管復(fù)合式減渦器模型，僅在Part3 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)管式減渦器模型的總壓損失系數(shù)略大于簡(jiǎn)單盤(pán)腔模型的。從表2中可見(jiàn)，管式減渦器與簡(jiǎn)單盤(pán)腔相比，Part4、Part5 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)總壓損失減小的程度較大，Part1、Part2盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)總壓損失減小明顯，而Part3 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)總壓損失略微增大；翅片-管復(fù)合式減渦器盤(pán)腔內(nèi)總壓損失比管式減渦器的均有一定程度的減小，且Part3 內(nèi)減小程度最大。

僅選取設(shè)計(jì)工況下的總壓分布進(jìn)行詳細(xì)闡述。結(jié)合圖8、10 可以解釋這一結(jié)果：由于管式減渦器內(nèi)減渦管的存在，較大程度地抑制了Part4 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)徑向哥氏力，整體上減小了其他盤(pán)腔區(qū)域內(nèi)的徑向哥氏力，反映在總壓云圖上，可見(jiàn)盤(pán)腔內(nèi)整體的總壓降減小，經(jīng)過(guò)計(jì)算，相比于簡(jiǎn)單盤(pán)腔模型，管式減渦器模型的總壓損失減小64%（（Cp-sim-Cp-com）/Cp-com）。翅片-管復(fù)合式減渦器由于翅片和減渦器同時(shí)存在，較大程度地抑制了Part2、Part4 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)的徑向哥氏力，同時(shí)整個(gè)盤(pán)腔內(nèi)徑向哥氏力也隨之減小，總壓損失隨之減小，經(jīng)過(guò)計(jì)算，相比于管式減渦器模型，翅片-管復(fù)合式減渦器總壓損失減小約40%。Part3 盤(pán)腔分區(qū)對(duì)應(yīng)于翅片底端至減渦管入口處的盤(pán)腔區(qū)域，管式減渦器由于在Part3盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)有徑向哥氏力局部增大現(xiàn)象，使得Part3 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)徑向內(nèi)流阻力增大，在總壓分布云圖中可以明顯看出壓降增大。

從圖10（b）、（c）中可見(jiàn)，管式減渦器與翅片-管復(fù)合式減渦器減渦管內(nèi)總壓損失有較大的差距，且結(jié)合表2、圖9 可知，Part4 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)復(fù)合式減渦器總壓損失系數(shù)比管式減渦器的小32.5%。這是因?yàn)槌崞淖兞藲饬髟诒P(pán)腔內(nèi)的運(yùn)動(dòng)方向，氣流幾乎沿減渦管軸向進(jìn)入，使氣流的流動(dòng)阻力減小，從而改善了減渦管內(nèi)的流動(dòng)規(guī)律，進(jìn)而減小了管內(nèi)的總壓損失。

2.3 溫降分析

在旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reφ=5.01×106、7.01×106、9.01×106條件下，3 種模型的不同盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)溫降系數(shù)如圖11所示；在設(shè)計(jì)工況Reφ=7.01×106條件下，3 種模型的盤(pán)腔Plane截面上絕對(duì)總溫分布如圖12所示。

圖11 不同模型的不同盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)溫降系數(shù)對(duì)比

圖12 不同模型的盤(pán)腔Plane截面絕對(duì)總溫分布

從圖11 中可見(jiàn)，在Part1 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)，簡(jiǎn)單盤(pán)腔模型與管式減渦器模型均出現(xiàn)溫升現(xiàn)象，復(fù)合式減渦器溫降程度較小；在Part2盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)，溫降程度為復(fù)合式減渦器＞管式減渦器＞簡(jiǎn)單盤(pán)腔；在Part3 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)，溫降程度為管式減渦器＞簡(jiǎn)單盤(pán)腔＞復(fù)合式減渦器；在Part4 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)，管式減渦器溫降效果最優(yōu)，復(fù)合式減渦器溫降效果次之；在Part5 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)，簡(jiǎn)單盤(pán)腔的溫降效果最優(yōu)，管式減渦器和復(fù)合式減渦器溫降效果相差不大。

結(jié)合圖12 分析可知，簡(jiǎn)單盤(pán)腔和管式減渦器的Part1 盤(pán)腔區(qū)域有明顯的溫升效果，在進(jìn)口溫度一定的前提下，氣流的切向速度較小，盤(pán)腔壁面對(duì)氣流的作用明顯，因此在Part1盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)有溫升現(xiàn)象，隨著徑向高度的減小，氣流切向速度逐漸升高，氣流對(duì)盤(pán)腔作功占據(jù)主導(dǎo)地位，盤(pán)腔總溫逐漸降低；而翅片-管復(fù)合式減渦器由于翅片的存在，改變了氣流流出鼓筒孔后的流動(dòng)規(guī)律，從流線圖中可見(jiàn)，在Part1、Part2盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)產(chǎn)生較多渦系，同時(shí)氣流對(duì)翅片和盤(pán)腔壁面作功明顯，盤(pán)腔內(nèi)的溫度迅速降低。在Part3、Part4盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)，結(jié)合流線圖可知，管式減渦器模型內(nèi)氣流速度幾乎垂直于減渦管軸線方向，氣流受到減渦管入口的擾動(dòng)明顯，其切向速度明顯提高，對(duì)壁面作功增大，且在減渦管入口處產(chǎn)生渦系，能量耗散增加，減渦管內(nèi)溫降較大；而復(fù)合式減渦器模型內(nèi)氣流速度方向與減渦管軸線夾角較小，氣流切向速度明顯降低，氣流作功減小，氣流在減渦管內(nèi)流動(dòng)較穩(wěn)定，溫降程度減小，因此在Part3、Part4盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)溫降整體呈現(xiàn)管式減渦器＞簡(jiǎn)單盤(pán)腔＞復(fù)合式減渦器的規(guī)律。在Part5 盤(pán)腔分區(qū)內(nèi)，溫降程度僅與氣流跟盤(pán)腔的相互作用相關(guān)，簡(jiǎn)單盤(pán)腔內(nèi)氣流切向速度明顯高于管式及復(fù)合式減渦器模型的，因此在簡(jiǎn)單盤(pán)腔內(nèi)溫降程度最高，在管式減渦器與翅片-管復(fù)合式減渦器內(nèi)氣流切向速度相差不大，溫降程度相近。通過(guò)綜合計(jì)算可知，管式減渦器的溫降效果優(yōu)于簡(jiǎn)單盤(pán)腔的約54.3%（（Θtub-Θsim）/Θsim），而翅片-管復(fù)合式減渦器的溫降效果優(yōu)于管式減渦器的約3%。因此，翅片-管復(fù)合式減渦器的溫降效果最優(yōu)。

3 結(jié)論

（1）管式減渦器和翅片-管復(fù)合式減渦器均能減小盤(pán)腔內(nèi)氣流旋流比，提高氣流徑向內(nèi)流效果，從而提高引氣品質(zhì)；

（2）管式減渦器的減阻效果優(yōu)于簡(jiǎn)單盤(pán)腔的約64%，翅片-管復(fù)合式減渦器的減阻效果優(yōu)于管式減渦器的約40%，翅片-管復(fù)合式減渦器減阻效果最優(yōu)；

（3）管式減渦器的溫降效果優(yōu)于簡(jiǎn)單盤(pán)腔的約54.3%，翅片-管復(fù)合式減渦器的溫降效果優(yōu)于管式減渦器的約3%，翅片-管復(fù)合式減渦器的溫降效果最優(yōu)。