2015工程热物理气动文献

1、中国工程热物理学会学术会议热机气动热力学：152060间隙变化对叶尖失速的非定常研究，（哈尔滨工程大学动力与能源，哈尔滨 150001）（:,: wa摘 要 本文研究间隙尺寸的变化对跨音速顶区域流场近失速工况点的影响，对加进口导叶的跨音速转子进行了单通道数值计算。分析不同间隙跨音速转子在近失速工况点下，区域流场的非定定常性特点。通过分析区域泄漏涡变化，发现泄漏涡是区域流场非稳定的根源，泄漏涡低速区的末端脱落过程延长了扰动时间。频谱的分析也说明了间隙尺寸的改变对流场扰动频率的影响。跨音速；间隙；非定常；失速0 前言随着性能指标的不断提高，对压气机的性能要求也逐渐增高，提高性能的同时如何保证压气机

2、的稳定工作范围是较大的难题。因此，必须对压气机的不稳定工工况进行详细研究1。在压气机中，泄漏流是一种非常复杂的三维粘性扩压，其形成和发展受到多方面的影响。由于泄漏流会引起泄漏损失和堵塞，泄漏损失降低了压气机的效率，堵塞降低了压气机的压升能力和稳定工作范围2。因此，充分认识间隙流在叶轮机械的真实及其影响压气机性能与稳定性规律，将有助于改善压气机的性能，扩大压气机的稳定工作。近些年来，大量的实验和数值计算用以研究间隙泄漏流对压气机性能和失稳的影响3，2005 年，Vo 通过三维数值模拟计算单通道和多通道的结果，得出了叶顶间隙泄漏流对失速过程的作用，确定出现失速的判断准则4，随后大量研究结果表明，叶

3、顶间隙泄漏流对低速、跨声速压气机有不同影响结果，对于低速压气机，泄漏涡的破碎是导致失速产生的重要原因5，而跨声速压气机，泄漏涡和激波的相互作用，激波导致边界层的分离等均对失速过程产生了影响6。Inoue 等人7对具有不同间隙大小的低速轴流压气机的孤立转子进行了实验和数值研究，发现随着间隙增大，泄漏涡的形成工程热物理所邓向阳8对低速孤立转子泄间隙和较低流量下，泄漏流会产生一定频位置会向下游移动，而且尺度、强度增大。漏涡进行了非定常数值模拟研究，发现在较大率的压力波动，从而导致发生非定常波动，认为压气机叶片两侧压差和泄漏流之间9通过计算跨音速压气机相同流量不同发生非定常波动的两个必要条件是：1)动

4、态循环是造成泄漏涡发生非定常波动的原因。间隙工况下顶流场的分布特征，提出区域泄漏涡轨迹影响区达到相邻叶片压力面；2)泄漏流强度足够与主流抗衡并达到稳定的动态平衡状态。压气机转子中泄漏涡非定常特征的研究结果没有达成的认识，跨音速轴流压气间隙尺寸，研究间隙流区域低速反流区发展特点。机泄漏流的非定常机制、特征有待进一步的研究，本文通过改变动对跨音速压气机失速过程的作用，总结大间隙尺寸下1 研究对象本文研究对象为轴流压气机低压级跨音速，由进气导叶和跨音速动叶组成。为简化基金项目：高校基本科研业务费专项基金(No.HEUCF150304)计算，导叶和动叶叶片数均为 22 片，几何形状如图 1 所示。图

5、1 跨音速级几何外形跨音速转子几何参数和设计参数如表 1 所示，表 1 转子设计参数和几何参数转子主要参数叶片数设计折合转速设计折合流量设计压比叶尖相对数转速22111.381.22363m/s 0.0007m2.20.5010.5430.706m0.709m0.7571.48进口轮毂比出口轮毂比进口直径 出口直径稠度稠度设计间隙2 计算模型和方法本文主要研究动叶间隙尺寸对泄漏流的非定常性的影响，考虑到进口导叶的影响，在保证进气角的前提下，将导叶和动叶距离增大一倍动叶弦长以上长度。对导叶和动叶流场计算结果导致不真实的进行单通道数值模拟计算。为减小边界由于反射而对不良影响，延长导叶进口段和动叶出

6、口段长度，增大计算域，确保计算结果准确。数值计算所需结构化网格由 Numeca-Autogrid5 生成（网格结构如图 2 所示），延伸段均采用 H 型结构化网格，叶片区域均采用 O 型结构化网格，网格结构，划分为 17 层网格。计算流道网格参数如表 2 所示，表 2 网格参数间隙区域采用蝶形单通道计算的总网格数为 936448，经过网格独立性验证符合要求。近壁面网格高度为310e-6m，满足 y+值，该计算模型具有一定的度。网格位置轴向展向导叶994967动叶1195751图 2 流道网格数值计算采用 CFX 13.0 求解器，该方法基于有限体积法，采用二阶离散格式，以及附加修正技术的多重网

7、格代数求解器，求解策略保证方程充分耦合，使其具有较强的功能和效率。湍流模型采用 SST 模型，数值计算的边界条件为，导叶进口总压 101325Pa，总温 288K。出口根据工况不同设定为平均半径处的静压值，出口压力分布采用简单径向平衡方程，近失速工况背压为 114075Pa，平均半径为 0.3553m。本文中对沿叶片表面弦长方向布置 7 个监测点。1 号监测点对应叶片前缘。区域进行静压数值监测，3 不同间隙尺寸的特性线在三个间隙尺寸下，定常计算和非定常计算结果总结特性线如图 3 所示，三个间隙尺寸分别为前文的设计间隙尺寸，1 倍间隙尺寸和 2 倍间隙尺寸。0图 3大间隙特性曲线由图中，在较大间

8、隙时，特性线发生整体，与设计间隙相同工况点时，效分别为，24%，23%，21%。间率压比偏低，稳定工作范围相比设计间隙时较窄，失速隙尺寸的改变比轴向距离的影响要大，且使得叶片性能和失速过程均发生了变化。4 近失速点低能流体团的发展压比效率%1.48设计间隙1倍间隙 设计间隙fd1.461倍间隙fd2倍间隙2倍间隙fd1.441.421.41.381.3684899499流量 Kg/s92.59291.59190.5设计间隙1倍间隙90设计间隙fd1倍间隙fd89.52倍间隙2倍间隙fd8988.5888590951001流量 Kg/s间隙的增大会增强泄漏量，使得间隙泄漏涡强度增加，如图 4 所

9、示。设计间隙1 倍间隙尺寸间隙叶尖泄漏涡分布2 倍间隙尺寸图 4 不同间隙流场对比峰值效率点不同间隙高度的增加必然导致叶尖泄漏涡强度的增大，这也导致了顶部流场相对总压损失的增加，在 2 倍间隙尺寸时，发生了些许二次泄漏现象。泄漏涡是顶部流场非稳定的根源，大间隙泄漏涡的增强对流场的稳定性也会产生特殊作用。分析 1 倍间隙尺寸轴向速度团的发展过程。结论，如图 5 所示，取两个不同时间周期研究低速0/40T10/40T20/40T30/40T40/40T50/40T400/40T410/40T420/40T430/40T440/40T450/40T图 5 1 倍间隙尺寸对比这两个时间段内低速团发展特

10、点轴向速度分布，同背压条件下，低速反流区随着时间而不断扩大，大间隙条件下，同样存在两个低速反流区：一个为主泄漏涡核低速反流区，另一个为边界层分离区。0/40T 步时，主泄漏涡低速反流区末端扩大，边界层分离区呈现 T 字形状，10/40T 时刻，泄漏涡低速反流区末端扩大，颈部凹陷有脱落的趋势，边界层分离区缩小，20/40T 时刻，主泄漏涡低速反流区开始脱落，边界层分离区 T 字形状反流区 ，30/40T时刻，与主泄漏涡低速反流区脱离的末端低速反流区，逐渐向下游移动，40/40T 时刻，脱落低速反流区与边界层分离区相结合，新的 T 字形结构开始形成，50/40T 时刻为一个新的周期开始的过程；40

11、0/40T430/40T 时刻，呈现相同的周期性过程，边界层分离区的 T 字形状是由主泄漏涡核低速反流区的脱落部分与其融合而形成。边界层分离区不同时刻分离程度不同，原因是低速反流区速度方向与来流相反，后续时刻低速反流区的产生堆积速度远远大于融入主流而损失的速度，造成边界层分离区不断扩大。与设计间隙不同的是，主流涡核低速反流区较大，末端脱落更为明显，但边界层分离区发展速度缓慢，即使二者混合后也没有出现立即扩大的趋势，说明大间隙条件下，前期流道阻塞，泄漏涡低速反流区起主要作用。此外根据 0/40T、10/40T、20/40T 时刻叶片前缘流线分布还可以看出，主流涡核脱落区主要是由涡核区脱落形成，且

12、有少量的二次泄漏的参与，而在 430/40T 时刻二次泄漏参与并不明显，从 410/40T、420/40T、40/40T 时刻叶片中部流线也可以发现二次泄漏活动，440/40T、450/40T 时刻发现泄漏流末端有二次泄漏流的参与。对比设计间隙流场波动周期，大叶顶间隙条件动不稳定周期为 60 个时间步，扰动时间延长。间隙的增大对叶片表面压力也有明显影响，图 6 为叶片表面压力波动分布。0/40T10/40T20/40T400/40T410/40T420/40TT T T相对轴向距离相对轴向距离图 6 叶片表面压力波动，两个时间内的压力波动明显比设计间隙下压力扰动幅度范围通过分析压力波动值大，这

13、反映着的不稳定性加强，两图还可发现在后续时刻压力扰动的位置提前，且出现了两个压力波峰，吸力面扰动也明显增强，这反应着在尾缘部位的边界层分离情况的加重。2 倍转子间隙时，泄漏流量大幅增加，使得流场在近失速工况时，堵塞效应发生新的变化，间隙泄漏涡也会不同于 1 倍间隙尺寸时的变化发展特点，早期低速团形态变化如图 7 中，流场轴向速度的分布所示。0/40T10/40T20/40T30/40T叶片表面静压值Pa叶片表面压力值Pa40/40T50/40T60/40T70/40T图 7 2 倍间隙尺寸早期低速团发展，2 倍间隙尺寸时，低速团同样出现了变化周期延长的现象，根据图中结果堵塞来源几乎为泄漏涡低速

14、区，其末端出现了大范围的脱落区，在尾缘还有小反流区的存在，边界层分离区彻底，只有在尾缘处小范围的发生，且被脱落的大分离区所融合，整体上看，泄漏涡低速区周期性变化没有其他间隙尺寸的剧烈，泄漏涡低速区结构也有不同于其他计算结果之处，从图中可明显看出，在弦长 0.20.3，0.60.7 位置处，均有涡分支的形成，这是泄漏涡新动力的来源，这些分支也有微弱的周期性变化。转子出口流量的迅速下降，与后期低速团发展密切相关，其结构周期性变化如图 8 所示。600/40T620/40T640/40T660/40T680/40T图 8 2 倍间隙尺寸后期低速团发展700/40T后期过程中，泄漏涡低速区末端脱落区周

15、期性更不明显，而是发生了尾缘的堆积，主低速区的脱落团的汇入，加速了末端低速区的扩大，这使得堵塞效应愈加严重，涡分支的结果并没有。涡分支的出现，改变了泄漏涡的，也一定对边界层分离产生了抑制作用，而其来源要从间隙泄漏速度的角度分析，两个时期的速度分布如图 9 所示。0/40T47010/40T20/40T42030/40T40/40T37050/40T60/60T32070/60T2702201701207000.20.40.60.81相对轴向位置a 早期泄漏速度b 后期泄漏速度图 9 泄漏速度的分布，2 倍间隙尺寸时，泄漏速度在 0.2 位置以后仍有局部根据两个时期泄漏速度分布高速区的存在，如

16、27270 时刻轴向 0.3 位置附近，0.40.6 之间，均有波峰出现，后期 27940时刻，0.3、0.6 位置也有速度。此峰值随时间发生周期性的移动，在早期时刻体现明显。由于间隙尺寸增大，产生了新的速度高值点，这与泄漏涡新分支的产生位置符合，加上其本身周期性的移动，使得图 4.66 中轴向速度低速区也将发生了改变，导致泄漏涡核低速区范围扩大，一定程度上强化了泄漏涡低速区。早期时刻波动范围幅度比后期显著，这是速区后期周期性下降的原因。中下游泄漏速度的增加，使得吸力面边界层分离区低的可能泄漏速度 m/s泄漏速度 m/s600/40T470620/40T640/40T420660/40T370

17、680/40T700/40T320720/40T740/40T2702201701207000.20.40.60.81相对轴向位置性不复存在，在较高速度吹动下，低速区将缩小，这是与其他间隙的不同之处，此外，0.150.2 之间出现的最高值的速度代表了泄漏涡的所在，此区间速度出现大幅波动是泄漏涡低速区末端出现周期性脱离的根源。监测点数据频谱特点从另一角度阐述了间隙尺寸改变对流场扰动频率的影响，不同间隙尺寸频谱分布如图 10 所示。a 设计转子间隙b 1 倍转子间隙c 2 倍转子间隙图 10 不同间隙尺寸频谱分布振幅振幅振幅6E+065E+0624E+0633E+0642E+0656E+05967

18、折算频率2E+06121E+06348E+0553E+05625 354555657578595105折算频率1E+068E+05126E+0534E+0542E+05520 23 26 29 32 35 38641 44 47 50 53 56折算频率图 a 中可发现在低频和转子频率之间存在新频段，范围为 0.60.7BPF，而前缘位置监测点最为明显，中下游扰动逐渐减弱。图 b 中频谱分布复杂，在低频扰动和 1 倍转子频率之间，存在着扰动频频，范围为 0.70.85BPF，在 1 倍转子频率和 2 倍转子频率之间，还有新的扰动频率范围为 1.51.6BPF，第一个频段为泄漏涡本身的扰动，这与

19、设计间隙结果相同，新出现的频段与泄漏涡的脱落和边界层汇合扰动相关，是延长扰动周期的体现，图 c 中仅在低频扰动和 1 倍转子频率之间出现频段，范围为 0.800.85BPF，虽然泄漏涡低速区的脱落也体现出扰动周期性的延长，但是新的频率未能监测到，说明靠近压力面扰动并不强烈。5 结论本文通过改变间隙尺寸，研究间隙对跨音速压气机失速过程的作用，分析得到区域流场的非定常特点，到以下结论：(1) 1 倍间隙尺寸时，泄漏强度增强，边界层分离初期并不明显，后期时刻，泄漏涡的脱落将加速边界层分离区的扩大，且有少量二次泄漏果证明了流场非稳定性的周期延长；的参与，叶片表面压力波动结(2) 2 倍间隙尺寸时，泄漏

20、涡完全起主导地位，间隙泄漏速度表明在叶片中尾部弦长位置处有新的泄漏高值点的出现，这使得边界层分离区，同时强化了泄漏涡低速区，此外，泄漏涡低速区的末端脱落过程也同样延长了扰动时间;(3) 通过频谱分析，1 倍间隙尺寸时，低频段与 1BPF 之间频率为 0.70.85BPF，在1BPF2BPF 之间，有新的频段产生，范围为 1.51.6BPF，而 2 倍间隙尺寸并未体现高频，低频区间为 0.800.85BPF。参考文献1. 叶轮机非定常理论.M，1990航空航天大学Suder K. Blockage development in a transonic axial compressor rotor. ASME 97-GT-394，1997Adamczyk, J. J., Celestina, M. L., and Greitzer, E. M., 1993, “The Role of Tip Clearance in High-Speed Fan Stall,” ASME Journal of Turbomachinery, Vol. 115, pp. 28-