多級軸流壓氣機級間引氣的仿真方法

丁駿, 鄭健生, 鄭群, 隋永楓, 史德潤, 張宏偉

(1.杭州汽輪控股有限公司, 浙江 杭州 310022; 2.哈爾濱工程大學 動力與能源工程學院, 黑龍江 哈爾濱 150001; 3.杭州汽輪動力集團股份有限公司, 浙江 杭州 310022)

引氣系統被應用于航空發動機F100-PW-220[1]和F404-GE-400[2],并已成為航空、船舶、工業等燃氣輪機的一個重要組成部分[3-4]。在工業燃氣輪機中,引氣口通常位于壓氣機級間,通過全周或周期性分布的引氣孔或者引氣槽,將壓氣機級間的高壓空氣引入環形的全周腔室,再通過一個或多個引氣管引向燃機的其他部件。

計算能力的提升為引氣系統的三維仿真提供了條件[5-8]。在引氣和引氣孔的數值計算中,可以采用一種簡化的計算方法,即壁面網格上賦予源項代替引氣孔或者槽[9],邊界給定均勻的靜壓或者流速,能有效簡化引氣計算過程,節約算力,提高仿真速度。邊界給定靜壓還能夠模擬出非均勻引氣的效果。但實際上對引氣孔或者槽與氣流通道一起進行建模仿真才可能更準確地預測引氣口及附近區域的真實流動[10]。這是由于:1)氣缸內表面的周向引氣槽位于動葉葉頂,與泄漏流動有較強的交互作用[10-12];2)靜葉柵通道內的引氣孔或者引氣槽對二次流動和橫向壓力梯度有較大的影響[13-14];3)研究的目標是引氣不均勻性或者引氣槽/孔、引氣腔室和引氣管的幾何設計[15-17]。如若所研究的周向引氣槽位于動靜葉片排之間,與葉柵通道內的壓力場沒有較強的交互作用,引氣效果將呈現沿周向均勻的二維特性[18],此時,以源項法預測級間引氣對主流的作用效果或為可行。

目前,真實引氣系統的研究依然較少,鮮有研究能夠同時兼顧壓氣機在起動工況下的大引氣量[19]。因此,本文對某型工業燃氣輪機多級軸流壓氣機的級間引氣進行三維仿真,對比采用源項法和直接網格劃分法研究級間引氣技術對主流道流場的影響,為準確評估壓氣機級間引氣效果和級間引氣對于葉柵流場的影響提供參考。

1 多級軸流壓氣機及數值模擬方法

本文研究對象為一臺工業燃機多級軸流壓氣機的中間級,計算域級間設計有一個靜葉與動葉之間的全周引氣槽。

三維數值仿真采用商業軟件NUMECA?的FineTM模塊,通過三階非線性諧波法提高葉片排之間的流場信息傳輸質量,湍流模型選用雷諾應力模型EARSM,通過中心差分格式對空間進行離散。網格劃分采用AutoGrid5TM,拓撲結構采用默認的O4H形式,葉頂間隙采用蝶形網格。動葉徑向網格節點數89,葉頂間隙25,總網格數1 500萬左右,y+最大值不大于3。

通過移動動/靜交界面的軸向位置,將級間引氣的引氣口完全劃分到上游靜葉的流域內,得到如圖1所示的三維計算網格。圖1(a)通過ZR effect的功能對引氣槽(簡化后的引氣腔)內的流域進行了網格劃分。以收縮流道來簡化引氣腔的具體結構,僅保留了引氣環槽的幾何結構,省略了下游的引氣環腔。將引氣槽的出口設置在遠離主流的收縮通道出口,以一定的流量作為引氣出口的邊界。圖1(b)則省略了引氣的二次通道,憑借源項法,通過在氣缸內壁面一定區域范圍內的網格節點上賦予一定的徑向流通量,模擬引氣口的引氣效果。

圖1 數值網格示意圖Fig.1 Schematic diagram of the numerical grid

本文利用文獻[20-25]壓氣機的幾何和試驗數據,通過對NACA的八級軸流壓氣機進行仿真,驗證了本文數值仿真方法的準確性。

圖2所示為數值仿真結果與試驗結果的對比,本文所采用的數值算法能夠準確的捕捉到多級軸流壓氣機的堵塞流量,尤其是在較高的相對折合轉速下,堵塞流量和最高壓比均得到了較為準確的預測。在低轉速下試驗的最高壓比相對較高,本文所采用的三維數值方法足以支撐研究工作的進一步展開。

圖2 NACA八級軸流壓氣機三維仿真方法校準Fig.2 Three dimensional simulation method calibration of NACA eight stages axial compressor

2 數值結果處理及分析

本文提到了2種級間引氣的仿真方法,即引氣槽(簡化后的引氣腔室)網格劃分法和源項法對主流流場的影響效果存在一定的差異,如圖3所示:1.0n代表100%相對折合轉速,引氣量1.28%是工業燃機壓氣機在設計轉速下常用的冷卻空氣比例;后文中的0.8n代表80%相對折合轉速,引氣量15.34%是工業燃機壓氣機在起動過程中常用的防喘放氣比例。由于二者的計算原理不同,雖然都是設置的流量邊界,源項法導致所劃分的引氣口區域內,每一個網格節點上的徑向速度幾乎是一致的。而得益于對引氣腔二次流道的網格劃分,引氣口區域的流場更為接近實際情況,徑向通流主要集中在引氣口偏向下游的區域,上游的徑向速度較小,甚至于有溢流情況的出現,即引氣槽內的流體倒流入主流流道。

圖4給出了2種仿真方法下的周向平均流場,同圖3為1.0n,引氣量1.28%。由于對引氣槽(簡化后的引氣腔)進行了網格劃分,三維仿真模擬出了引氣槽上游壁面的駐渦結構,與圖3中的低速區域對應,是造成引氣口溢流的主要原因。引氣流體繞過了緊貼上游壁面的駐渦,沿著引氣槽的下游壁面流出主流通道。而源項法則無法模擬出這一現象,引氣流量通過引氣口的區域被均勻引出主流通道。

圖3 引氣口的徑向速度云圖Fig.3 Contour map of radial velocity near the bleed slot

圖4 周向平均的相對馬赫數云圖和流線(1.0n,引氣量1.28%)Fig.4 Contour map of circumferentially averaged relative mach number and streamline (1.0n, lead gas 1.28%)

在多級壓氣機的起動過程中,級間引氣作為主要的防喘手段,需要將引氣量提高到15%～25%的量級。

如圖5所示是相對折合轉速0.8n時,低壓引氣口的實際流動情況。由于引氣量的增大,更多的流體通過引氣口被引出主流通道,引氣槽上游壁面的駐渦結構依然存在,但是尺度受到了壓縮(相對于圖4(a))。

圖5 周向平均截面的相對馬赫數云圖和流線(0.8n,引氣量15.34%)Fig.5 Contour map of circumferentially averaged relative mach number and streamline (0.8n, lead gas 15.34%)

本文所采用的2種計算方法原理上的不同,會對壓氣機的主流性能造成影響。本文取引氣口上游和下游的2個截面(圖6中的引氣口上游1截面和引氣口下游2截面)對比氣動參數沿徑向的分布情況。

圖6 引氣口上下游截面示意Fig.6 Schematic diagram of the upstream and downstream section of the bleed slot

引氣口上游的靜葉落后角沿徑向的分布如圖7所示,2種仿真方法所造成的的影響主要集中在靠近氣缸附近,源項法造成靜葉落后角減小。當引氣量較小時,氣缸端區的靜葉落后角大于主流區域,源項法的預測結果偏小,但端區的落后角依然大于主流區域;當引氣量較大時,氣缸端區的流體甚至出現了過偏轉,源項法的預測結果依然偏小,即過偏轉的程度更大。

圖7 引氣口上游的靜葉落后角沿徑向分布Fig.7 The radial distribution of the stator deviation upstream of the bleed slot

造成這一現象的主要原因,在于引氣量變化導致的軸向速度變化。圖8給出了引氣口上游的流量系數沿徑向的分布曲線。當引氣量較小時,由于端區二次流動和附面層的發展,靠近氣缸附近的流量系數遠小于主流區域。當引氣量增大時,氣缸端區的流量系數明顯增大,幾乎與主流的流量系數保持相同量級。而無論引氣量是否增大,相對于引氣槽網格劃分法,源項法預測端區的流量系數偏大,代表著更大的軸向速度,對應圖8中更小的落后角。

圖8 引氣口上游的靜葉出口流量系數沿徑向分布Fig.8 The radial distribution of the stator outlet flow coefficient upstream of the bleed slot

不同仿真方法在徑向的影響主要集中在靠近氣缸附近,約20%～30%相對葉高的范圍以內,對主流和輪轂端區幾乎沒有影響。

通過速度三角形還原這一基本現象,如圖9所示,當引氣量增大時,由于引氣口的抽吸作用,局部流體的軸向速度增大,而徑向速度保持不變,這就造成了靜葉出口的氣流角減小,落后角減小甚至于過偏轉。

圖9 引氣口上游的靜葉速度三角形變化Fig.9 The change of the velocity triangular upstream of the bleed slot

源項法不切合實際的抽吸量分布導致了引氣口靠近上游的區域過早加速,改變了引氣口上游的局部流場,影響范圍覆蓋了葉頂20%～30%的相對葉高。

可見,源項法簡化了引氣口引氣量的不均勻分布,造成了局部流場的預測不切合實際。但是由于引氣的總量是給定的,對下游流場的影響相對較小,下游動葉的入口相對氣流角沿徑向的分布曲線偏差較小(如圖10(c)所示),而靜葉柵的過濾作用使得上游靜葉入口的氣流角也幾乎重合(如圖10(a)所示)。

圖10 1.0n時引氣口上下游葉片的沖角/落后角的徑向分布Fig.10 The radial distribution of the incidence/deviation of the blades upstream and downstream the bleed slot at 1.0n

不同仿真方法在流動方向上的影響主要集中在了引氣口上游,由于葉柵的過濾作用,不同仿真方法的影響在經過1～2列葉柵之后大幅下降。

圖11～14分別為相對折合轉速1.0n和0.8n下的多級壓氣機的效率和壓比特性線。

圖11 1.0n時壓氣機等熵效率和壓比特性線(上游)Fig.11 Compressor isentropic efficiency and pressure ratio characteristic line at 1.0n (US)

圖12 1.0n時壓氣機等熵效率和壓比特性線(下游)Fig.12 Compressor isentropic efficiency and pressure ratio characteristic line at 1.0n(DS)

圖13 0.8n時壓氣機等熵效率和壓比特性線(上游)Fig.13 Compressor isentropic efficiency and pressure ratio characteristic line at 0.8n(us)

圖14 0.8n時壓氣機等熵效率和壓比特性線(下游)Fig.14 Compressor isentropic efficiency and pressure ratio characteristic line at 0.8n(DS)

無論橫坐標是引氣口上游(US)還是下游(DS)的流量系數,采用源項法并沒有對壓氣機的特性線造成明顯的影響。壓氣機的效率和壓比特性線幾乎重合,堵塞流量和喘振壓比也沒有明顯變化。

因此,如若不是要對引氣口上游的局部流場進行研究,源項法足以支撐級間引氣對壓氣機總體特性的影響分析。

3 結論

1)對引氣腔進行網格劃分,能夠更為真實的模擬引氣口的真實流動情況,引氣口的徑向流速不均勻,甚至會出現溢流。

2)當引氣量增大時,由于引氣口的抽吸作用,局部流體的軸向速度增大,而徑向速度保持不變,這就造成了靜葉出口的氣流角減小,落后角減小甚至于過偏轉。源項法不真實的邊界條件改變了引氣口上游的流場。

3)由于上游靜葉的過濾作用,源項法的流向影響范圍有限,如若不是要對引氣口上游的局部流場進行研究,源項法足以支撐級間引氣對壓氣機總體特性的影響分析。