变几何动力涡轮全流场数值模拟

变几何动力涡轮全流场数值模拟

根据适应性指南技术（bo），变几何动态辊可以有效调节和优化汽车座件之间的匹配，提高气轮的变异点的性能。因此，该技术已被广泛应用于世界各地：1978年，通用汽车公司开发了采用变几何动态辊技术的gt-250d汽车轮机。由于低转换率r的入口温度显著提高，gt-25型汽车轮机的经济性能得到了有效提高。1983年，王仲奇等人根据线路曲线法制定了计算程序，研究了变几何动态轴技术对高原气桥运动的影响。在此基础上，使用了dac-iiim叶片网络损失模型。1985年，日本放松市市长takagai根据dac和c-42c英速变动圈损失模型的1级流程序预测了多音速变化几何动态轴的动态性能，但基于c-42c叶网络损失模型的计算提供了更好的计算和计算。1989年,美国Solar和Caterpiller公司联合研制了采用变几何动力涡轮技术的Solar5650型舰船燃气轮机,尽管仅采用了回热和VAN技术,它的油耗却减小到了当时中速柴油机的水平;1991年,美国海军开始设计发展新一代船用燃气轮机—WR-21,由于采用了间冷、回热和VAN3大关键技术并有机配合使用,从而使WR-21相比于简单循环LM2500燃气轮机,不仅输出功率增加,额定功率下的耗油率降低,而且在大部分功率范围内具有一平坦的耗油率曲线.如今WR-21舰船燃气轮机已应用于英国海军45型防空导弹驱逐舰,并进一步拟将其应用于综合全电力推进系统.舰船燃气轮机变几何动力涡轮技术研究具有现实的国防意义和重要的应用前景.基于求解N-S方程的三维粘性数值方法与基于叶栅损失模型的一维或二维的数值方法相比,可以提供比较精确的流场内部结构信息,已经成为叶轮机械气动设计和流动分析的有力工具,为缩短设计周期,降低试验及生产成本,提高叶轮机械效率做出了重要贡献.基于叶轮机械全三维粘性数值模拟技术,文中首先对原设计的定几何动力涡轮进行全工况四级联算,然后再对变几何动力涡轮的全工况气动性能进行数值模拟分析.通过深入分析变几何动力涡轮典型非设计工况下的三维粘性流动特性,以期为该型舰船燃气轮机变几何动力涡轮的气动设计提供定性的理论依据,并在此基础上进一步探索舰船燃气轮机变几何动力涡轮的气动设计规律.1sst模型及边界条件经过Favre平均三维粘性可压缩N-S方程在一般曲线坐标系(ξ,η,ζ)下可写为如下形式:∂Q∂t+∂(E−EV)∂ξ+∂(F−FV)∂η+∂(G−GV)∂ζ=S‚(1)Q=J−1[rρrρuθrρurrρuzre]T.∂Q∂t+∂(E-EV)∂ξ+∂(F-FV)∂η+∂(G-GV)∂ζ=S‚(1)Q=J-1[rρrρuθrρurrρuzre]Τ.式中:E、F、G为对流通量;EV、FV、GV为粘性通量;S为源项,计及了离心力和科氏力的影响;uθ、ur和uz分别为柱坐标下θ、r和z方向的绝对速度分量;ρ为密度;e为总内能;J为转换雅可比行列式;动力粘性系数μ由Sutherland公式计算,湍流涡粘系数μt由1994年Menter提出的SST双方程湍流模型计算.若分别以Φ1、Φ2、Φ3表示k-ω模型和k-ε模型及SST模型中的函数关系,则SST双方程湍流模型可简单表示为Φ3=F1Φ1+(1−F1)Φ2.(2)Φ3=F1Φ1+(1-F1)Φ2.(2)由式(2)可知:双方程SST湍流模型实质上是Menter通过引用一个混合函数F1把k-ω模型和k-ε模型合并而成的一个新模型,其中F1=tanh(a41).在该模型中,为获得正确的输运特性,定义涡粘系数为μ1=α1k/max(α1ω,ΩF2),这里Ω是涡量的绝对值,F2是类似于F1的一个混合函数,F2=tanh(a2222);其它相关量表达式如下:a1=min(max(k√β⋅ωy‚500vy2ω),4ρσω2kCkωy2)‚Ckω=max(2ρσω21ω∂k∂xj∂ω∂xj,1.0×10−10)‚a2=max(2k√β⋅ωy,500vy2ω).a1=min(max(kβ⋅ωy‚500vy2ω),4ρσω2kCkωy2)‚Ckω=max(2ρσω21ω∂k∂xj∂ω∂xj,1.0×10-10)‚a2=max(2kβ⋅ωy,500vy2ω).双方程SST模型涡粘系数的定义限制了边界层内过高的剪切应力,使之满足Bradshaw关于剪切应力的假设τ=ρα1k,反映了一定的非线性效应,从而精确地考虑湍流切应力的输运,并更精确地模拟各种压力梯度下的分离现象.从理论和计算的观点讲,双方程SST模型综合了近壁k-ω模型的稳定性及边界层外部k-ε独立性的优点,它的计算模拟性能优于后两者.计算中模型常量取值见文献.在文中的计算中给定涡轮进口总温、总压、绝对气流角分布、出口背压;在叶片内、背弧和上下端壁施加无滑移条件,并应用了温度的法向梯度为零的条件;求解叶栅流场时还采用了周期性边界条件;求解N-S方程时,对流项数值格式采用线型分布对称迎风格式(LPS)加物理对流修正(PAC);粘性项采用中心差分格式;为加快程序的计算速度采用全隐式多网格耦合求解技术.2叶片网格结构计算静动叶片采用合理的分区结构网格:绕叶型采用O型网格以保证壁面网格的正交性及提高叶片前缘、尾缘的网格质量;动叶顶间隙区域采用“镶嵌”式网格结构.计算静叶片网格径向取46个网格点;动叶片径向取54个网格点、叶顶间隙取9个网格点;单列静、动叶片网格点数分别约为10万个及14万个,总的计算网格点数约95万个.计算中静动叶片排轴向间隙未作延伸处理,叶片排首尾通过“混合平面”相连.设计点和非设计点全流场的最大计算残差均收敛到10-4以下.图1为整个涡轮的计算网格.3叶栅内部公车面流场分布由图2可见,对原设计定几何动力涡轮总体性能的计算结果与可以利用的设计参数符合较好,其中横坐标以额定功率无量纲化.对定几何动力涡轮进行的相关实验结果也基本与此相一致,这里不再给出有关曲线.由此可见,文中采用的三维粘性流动数值模拟技术具有较高精度,可以比较准确地预测文中算例舰船燃气轮机动力涡轮的总体气动性能.由变几何动力涡轮的效率变化曲线可以看出,与定几何动力涡轮相比,低工况时变几何动力涡轮效率降低了1%～5%.这里效率降低的大小与文献的实验研究结果基本一致.实际上,在变几何动力涡轮的运行中,当涡轮的功率减小时,可调导叶的转角相应逐渐关小.而对比图2的效率变化曲线可见:随着涡轮功率减小,变几何动力涡轮的效率比定几何动力涡轮的效率降低得更快,特别在50%及30%工况时,变几何动力涡轮的效率比定几何动力涡轮的效率分别降低了2.5%和4.5%,而在变几何动力涡轮可调导叶转角的选取中,此时可调导叶仅仅进一步关小了1°.因此,如下主要分析在30%及50%工况下变几何动力涡轮可调导叶级的三维粘性流动特性,以分析由于可调导叶的转动导致变几何动力涡轮的效率下降的流场机理.由图3可见,在较低工况时,由于可调导叶的关小,变几何动力涡轮的可调导叶级动叶趋向在较大的正冲角下运行;而可调导叶吸力面的高亚声速区也逐渐扩大,这将导致可调导叶级的流动损失增大.由图3中可调导叶级动叶下端壁的极限流线分布可见,当动叶在较大的正冲角下运行时,由于气流在惯性作用下来不及折转和受到来自压力面分支气流的排挤,引起叶片前缘近壁区域的主流流向大幅度改变和加速,导致气流在叶栅前缘发生分离,形成了大尺度旋涡区.在50%工况时,分离涡涡心在叶片10%轴向弦长处,分离涡长度大于30%轴向弦长;而在30%工况时,闭式分离涡的强度及尺度进一步增大,分离涡涡心移向叶片下游35%轴向弦长处,分离涡长度增大到50%轴向弦长范围,并几乎充斥了近二分之一的流道空间.分离涡流动的发生必将严重降低叶栅的气动性能和改变涡轮的通流特性.由图4中可调导叶级动叶吸力面表面极限流线分布可以看到:在动叶片压力面存在一条分离结点—鞍点—分离结点结构的分离线,这条分离线起始于奇点,因此该分离为闭式分离,并与图3(a)、(b)的泡式分离结构相对应;而由图中动叶片吸力面极限流线分布可以看到,在吸力面也存在一条分离结点—鞍点—分离结点结构的分离线,同样对应于闭式分离结构,在50%工况时,分离线相对应的分离结点均位于叶片中下部前缘附近,其中有一分离结点为螺旋结点,而在30%工况时,这条分离线更为明显,并位于叶片中部.在50%工况时,二次流动的影响占据了动叶的整个压力面叶高,但只影响了叶片吸力面的下半部,自叶片展向中部一直到近叶片顶部,吸力面极限流线从前缘到尾缘平行流过,没有发生分离;而在30%工况时,二次流动的影响占据了整个叶片的压力面和吸力面.对应这2个非设计工况,尽管可调导叶级动叶处于较大的正冲角,但在叶片表面并没有形成不可再附的开式分离,在叶片下端壁处形成的分离涡的闭式分离特性有效抑制了轮毂处大面积分离流动的发生,由此动叶片仍能维持正常的气动喉部,不过此时涡轮内部的流动特性显著恶化.因此,对于文中变几何动力涡轮的气动设计而言,其可调导叶级动叶片的压力面、吸力面需进一步的优化设计,并需要特别的关注.由图5可见,在50%工况时,可调导叶级动叶片吸力面的闭式分离泡在叶片中部已经耗散掉了,这与图3、图4计算结果相一致;然而在30%工况时,可调导叶级动叶片吸力面的闭式分离泡依然存在,不过强度已经有所减弱,从中也可以看出这与图3、图4计算结果相一致.值得说明的是,在30%工况时,计算所揭示的可调导叶级动叶流道内的三维流场结构演变与著名的Langston实验叶栅在正冲角工况下分离流场的发展趋势比较吻合.实际上,对壁面附近流动的研究,尽管非常有利于了解该区域内的流场特点,但要从物面的极限流线图谱去推断整个复杂流场状况几乎是不可能的.因此,如下图6给出可调导叶级动叶流道内的空间三维分离涡流场,以及叶顶间隙的泄漏流场结构,以准确揭示叶顶间隙泄漏涡、叶片吸力侧脱落涡,上通道涡等之间的相互作用过程,及三维分离涡的演变.由图6(a)、(b)可见,在50%工况时,一个闭式三维分离涡在可调导叶级动叶下端壁前缘吸力面表面产生并做逆时针螺旋上升运动,由于产生时强度较弱,从20%叶高起三维分离涡的涡心就不明显了,在近50%叶高处就耗散掉,与来自相邻叶片压力面的流体相互作用,进入主流向叶片尾缘流去;而在30%工况时,三维分离涡强度很大,自叶片根部向叶顶一直做逆时针螺旋上升运动,并保持封闭的“死区”结构,最后在叶片95%叶高处吸力面与一个由脱落涡引起的顺时针强诱导涡强烈相互作用耗散掉进入主流.由图6(c)可见,在近叶顶区域,叶片前缘流道中的一部分流体由压力面跨过顶部间隙向吸力面下游流去而形成泄漏涡,泄漏涡在向下游发展的过程逐渐远离叶片吸力侧,并进入主流,不过在叶片前缘形成的脱落涡紧贴叶片吸力侧表面向下游发展,因此脱落涡在向尾缘流去的过程中并没有与泄漏涡发生强烈的掺混.然而,由图中可以清晰地看到,由脱落涡引起的顺时针强诱导涡在发展的过程中与流道内的三维分离涡发生了强烈的掺混.三维分离涡与强诱导涡、泄漏涡与上通道涡等的相互作用将显著改变可调导叶级动叶的通流特性.因此,至少应对变几何动力涡轮的可调导叶级动叶片采取合理的端壁“修型”(endwallcontouring,3Dairfoildesign,etc)技术等,采用叶型三维优化设计方法,以有效提高叶片根部的抗分离流动能力.可调导叶级动叶的叶型设计将是整个变几何动力涡轮设计的核心内容之一.由于采用可调导叶技术,在低工况时变几何动力涡轮也可以运行在相对更高的进口总温、总压下,整个机组的循环效率也可望有所提高,然而可调导叶转动导致的大攻角三维分离流动使整个变几何动力涡轮的效率显著地下降,而且涡轮效率的下降必然会抵消循环效率的提高.因此,可调导叶转角范围的确定不仅取决于变几何动力涡轮随工况变化控制其流量改变的具体要求,而且也必须考虑到相应可调导叶级动叶的攻角适应能力,可调导叶转角合理取值并实现可调导叶级的良好匹配是变几何动力涡轮气动设计的一个关键技术.实际上当进口参数提高时,涡轮的出口温度也会相应提高,以该文的计算为例,在50%及30%工况下,变几何动力涡轮的出口温度与定几何动力涡轮的相比分别升高了20℃左右,若将先进的间冷回热循环技术与变几何动力涡轮技术有机配合使用,必然会通过提高回热效率而提高整个机组低工况的经济性,况且采用间冷回热循环技术,将大大有利于降低整个发动机的排气红外特性,从而极大地提高整个舰船的生命力.4变几何动力齿轮生长特性及环保性能的确定根据对一个舰船燃气轮机变几何动力涡轮多级环境下的全三维粘性流动特性的数值分析,可得到以下结论:1)可调导叶的转角选取是变几何动力涡轮气动设计的关键.其转角范围的确定不仅取决于涡轮功率变化的要求及其与燃气发生器的匹配,同时也取决于可调导叶级动叶栅的冲角适应性.对本文变几何动力涡轮可调导叶级动叶片的压力面及吸力面的再设计需要特别的关注.2)在多级环境下,动叶栅在较大正冲角下运行时,其下端壁附近吸力面出现的分离泡是由轮毂壁面附近的流体流入叶片通道时与来自压力面