基于fnm的叶片气膜冷却三维数值模拟

基于fnm的叶片气膜冷却三维数值模拟

为了提高汽轮箱的可靠性和输出，平均进口温度不断增加。现代先进汽轮箱的平均进口温度一般约为1800k，这远远超过了金属叶片的承受温度。因此，有必要使用高效的冷却方法对透平叶片进行冷却。特别是第一级静叶前缘区域,由于直接受到燃烧室高温燃气的冲击,通常是热负荷最大的区域,而且该区域存在主流滞止、几何外形复杂,以及多排气膜冷却孔相互干扰等因素影响,其流动状况非常复杂。因此,前缘气膜冷却设计也是最困难的。数值模拟是研究气膜冷却机理的重要手段,很多国内外研究者采用数值模拟的方法对透平叶片前缘气膜冷却问题进行了大量的研究。Garg和Gaugler对带有6排冷却孔的VKI叶片进行了数值模拟,研究冷气温度和流量对叶片表面绝热效率的影响。Lakehal等人采用带有壁面函数的标准k-ε模型,对对称叶片前缘气膜冷却的流场和温度场进行预测,发现气膜冷却效率与实验值差别较大,利用Bergeles各向异性修正后得到很好的结果。York和Leylek对叶片前缘气膜冷却进行了数值模拟,研究椭圆形前缘三排孔气膜冷却效率的分布。Bohn等数值模拟了带有前缘气膜冷却的AGTB叶片的三维流动分布,分析了冷气腔对射流孔出口流动的影响。颜培刚等人采用具有TVD性质的三阶精度有限差分格式及多区网格技术分析了在前缘滞止区域附近冷气射流的运动规律、绝热冷却效率的分布特点以及气膜冷却对透平气动参数的影响。Rozati等采用大涡模拟的方法分析了前缘冷却射流的涡系结构,并对两种不同射流边界条件的计算结果进行了研究比较。戴萍等人采用不同的双层k-ε模型对叶片前缘双排孔气膜冷却效率进行了数值模拟,研究在不同吹风比下的流场和气膜冷却效率的分布规律。本文基于全三维N-S方程隐式求解,以圆柱形前缘模型为研究对象,采用FNM(fullnon-match,完全非匹配)分区重叠结构化网格来处理主流场网格,冷气腔网格与射流场网格之间数据传递的问题,研究前缘不同交错孔排冷气射流对流场及气膜冷却效果的影响。由于前缘区域几何形状比较复杂,采用分区重叠网格可以把主流场网格和射流孔网格分别独立生成,在射流孔网格改变的情况下不必重新生成主流场网格,为数值计算提供方便。1计算物理模型和数值的方法1.1数值模拟系统及验证分析流动的控制方程为可压缩Reynolds平均的三维Navier-Stokes方程,其中分别描述了流动介质的质量守恒、动量守恒和能量守恒。由于q-ω模型的计算量相对较少,边界条件处理简单,又能适应粗糙的初始湍流流场,因此本文采用了Coakley的q-ω双方程湍流模型。数值计算格式采用了LU-SGS-GE(loweruppersymmetricGaussSeidelGaussianelimination)隐式格式和改良型高分辨率MUSCLTVD(monotoneupstream-centredschemeforconservationlawstotal-variation-diminishing)格式以加快收敛速度并提高解的精度和分辨率。射流孔与主流区及冷气腔之间的数据交换采用FNM方法,文和分别针对平面叶栅和平板气膜冷却进行了数值模拟,验证了该方法的可行性和可靠性。采用FNM方法可以使得射流网格、主流网格及冷气腔网格三种网格相互独立,单独改变射流网格不会影响到其他网格结构,这不仅可以非常方便地对射流的各个参数进行调整,而且节省了做网格的工作量。1.2结果分析和计算域图1所示为圆柱形前缘几何模型,前缘设置两排交错孔,孔径d为6.3mm,孔与孔之间的距离为S=7.64d。圆柱形前缘半径50.8mm,前缘壁厚25mm,第二排孔与第一排孔夹角为25°。第一排孔沿展向分别呈15°、20°和25°,第二排沿展向均呈20°,三种排列分别记为方案1、方案2和方案3。坐标系如图1所示,前缘滞止线位于x/d=0。计算域如图1虚线所示,滞止线附近简化为4个半孔,第二排孔简化为3个孔,滞止线为对称边界。主流和射流进口均给定总温总压,出口给定背压,主流速度约为40m/s,温度约为290K,壁面和前缘型面均为绝热无滑移边界,主流进口湍流度为0.5%,计算域下端面均为对称边界。主流区和射流区沿叶高方向的两组端面均设为周期性边界。冷气腔壁面为绝热无滑移边界,冷气温度为166K,射流和主流的密度比为1.8。实验中,吹风比是用来衡量冷却气体的流量,定义为M=(ρfuf)/(ρ∞u∞).(1)Μ=(ρfuf)/(ρ∞u∞).(1)其中:ρf为冷却射流密度,uf为冷却射流速度,ρ∞和u∞分别为主流气体的密度与流速。本算例考察不同吹风比下不同孔排结构对冷却效果的影响,吹风比为1.0、2.0。计算网格为分区结构化网格,如图2所示。计算域包括主流场、冷却孔和冷气腔。主流场网格由一个H型网格和一个C型网格组成,冷气腔网格为一个H型网格,两种射流孔网格分别由一个C型网格和H型网格和一个O型网格和H型网格组成。射流孔网格分别和主流场网格及冷气腔网格相交叠。2待压风孔格局变化的射流/用源料和风力流源内压力源分析定义绝热壁面有效温比(绝热效率)为η=(Tg−Tw)/(Tg−Tf).(2)η=(Τg-Τw)/(Τg-Τf).(2)式中:η为气膜冷却绝热效率;Tg为主流温度;Tw为绝热壁温;Tf为射流注入温度。定义量纲一温度Θ来观察流场中温度场的分布Θ=(T−Tg)/(Tf−Tg).(3)Θ=(Τ-Τg)/(Τf-Τg).(3)通过定义可知壁面的量纲一温度Θ即为绝热效率η。图3所示为不同吹风比下x/d=0截面上量纲一温度分布及流线图。主流在到达前缘滞止线附近区域后,受到第一排孔射流影响使得主流得到较强的展向动量分量(z方向)沿展向运动。在M=1.0、射流角度较小时(15°,20°),第一排孔的冷气射流射入主流场后由于主流的抑制作能够迅速附壁并沿展向向相邻孔运动。但在射流角度为25°时,由于射流有较强的逆主流动量分量(y方向),射流在流出后立即脱离壁面沿展向流动,在距离孔右侧约2d处由于主流的抑制作用下重新附壁。当吹风比增大至2.0时,射流角度为15°和20°下冷气依然很好地附壁,但由于逆主流动量分量的增加,冷气区范围较吹风比为1.0时有明显增大,而射流角度为25°时可以看到回流区明显增大,在距离孔右侧约4d处才重新附壁。图4为不同吹风比下壁面绝热效率及极限流线分布。射流在流出孔后会产生肾形涡系,会将附近区域的主流卷吸至壁面,使得在孔出口附近温度升高冷却效率降低。该卷吸作用随着射流角度及吹风比的增大而增强。在滞止线附近区域,由于冷气动量影响大于主流动量影响,第一排冷气射流先沿展向运动,再在主流的不断作用下沿流向运动(x方向)。射流角为25°时,孔出口卷吸作用使得主流对射流的影响增强,较之射流角15°和20°时更容易地沿流向运动。由于曲面加速作用使得第二排附近区域压力要小于滞止线区域,第二排孔冷气流量要略大于相同射流角度的第一排孔,使得该区域卷吸作用更为明显,并且由于主流加速作用,第二排孔附近主流的流向动量要大于滞止线区域,最终使得第二排孔冷气在孔出口处立即向流向运动。当吹风比为1.0时,第一排冷气在沿流向运动至第二排孔出口处并没有冷却第二排孔间隔区域,导致这部分冷气浪费。当吹风比增大至2.0时,由于冷气流量及展向动量随之增大,使得第一排冷气沿展向偏移,扩大了第二排孔间隔区域的冷却面积。从图4中可以看出,第一排射流角为15°时壁面冷却范围最大,而射流角25°时壁面冷却范围最小。此外,由于冷气流量的增加,肾形涡卷吸作用的增强,使得主流热流的掺混作用也随之增强,导致孔出口处的冷却效率降低。图5显示了不同吹风比下壁面展向平均的绝热效率沿流向分布曲线,其中x/d=0～0.5表示第一个孔,x/d=3.02～4.02表示第二个孔。从图中可以清楚地看到方案3的冷却效果是三种孔排结构最差的,而方案1的冷却效率要略高于方案2。在第二排孔下游,三种孔排结构下降趋势基本一致,而在第一排孔与第二排孔之间区域,方案1和方案2下降均比方案3要剧烈,并且对于方案1和方案2第二排孔出口的冷却效率要明显低于第一排孔出口。这是由于在方案1和方案2孔排结构中,第一排孔冷气相对于第二排孔附壁效果好,且第二排孔的间隔区域大部分没有被很好地冷却,使得这一区域冷却效率低于第一排孔出口处。而方案3第一排冷气存在明显的脱离再附过程,导致第二排孔和第一排孔出口的冷却效率差别不大。随着吹风比的增大,由于冷却范围的增大,在壁面大部分区域三种孔排结构的冷却效率也随之升高。3中风力比对冷却效果的影响本文采用FNM形式的结构化计算网格,并使用LU-SGS-GE隐式时间推进算法及改良型高精度、高分辨率的MUSCL-TVD差分格式对透平叶片前缘双排孔气膜冷却进行数值模拟分析。计算结果表明看出第一排孔冷气射流角度对冷却效果影响明显,小射流角度由于冷气容易附壁使得冷却效果好,当角度增大至25°时冷气发生脱离再附过程使得冷却效率明显降低。第一排孔冷气受到主流的影响较小,射流方向先沿展向流动再沿流向流动,第二排孔冷