帶蓋板預(yù)旋系統(tǒng)流動與溫降特性的數(shù)值模擬

彭鴻博，劉志宏,劉 聰,張宗衛(wèi)

(中國民航大學(xué)航空工程學(xué)院,天津 300300)

渦輪作為航空發(fā)動機(jī)的核心部件,其性能的好壞直接影響發(fā)動機(jī)的整體性能。為了提高渦輪的可靠性,勢必要降低其溫度,對渦輪組件進(jìn)行冷卻,因此研究更加高效的渦輪冷卻方法就變得尤為重要。預(yù)旋進(jìn)氣冷卻方式是目前普遍應(yīng)用的冷卻方法,它主要是通過預(yù)旋噴嘴對冷氣加預(yù)旋,使氣流形成一個周向速度分量,降低氣流相對總溫的方法提高冷卻效果。

為了探究更加高效的冷卻方法,提高渦輪的可靠性,中外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究。Meierhofer等[1]首先通過實(shí)驗驗證了預(yù)旋系統(tǒng)顯著降低冷卻空氣相對總溫的事實(shí),同時還提出用冷氣速度與轉(zhuǎn)盤速度的比值來評價預(yù)旋效果。Karabay等[2]提出預(yù)旋系統(tǒng)可分為兩大類:大半徑(直接式預(yù)旋系統(tǒng))和小半徑(蓋板式預(yù)旋系統(tǒng)),并通過雷諾類比計算絕熱盤的溫度,發(fā)現(xiàn)存在最佳預(yù)旋比使得平均努賽爾數(shù)最小。Geis等[3]通過實(shí)驗研究了直接式預(yù)旋系統(tǒng)的冷卻效率和接收孔總溫受旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)和進(jìn)氣流量的影響規(guī)律,并將實(shí)驗數(shù)據(jù)與理論模型進(jìn)行了對比。Yan等[4]采用實(shí)驗和數(shù)值計算研究了轉(zhuǎn)速、進(jìn)氣流量、預(yù)旋比和預(yù)旋噴嘴數(shù)對預(yù)旋系統(tǒng)流量系數(shù)和系統(tǒng)總壓損失的影響。Zhang等[5]研究了直接式預(yù)旋系統(tǒng)的中心進(jìn)氣流量與預(yù)旋流量比值和轉(zhuǎn)速對系統(tǒng)流動結(jié)構(gòu)、總壓損失和絕熱效果的影響,發(fā)現(xiàn)絕熱效果隨流量比的增加而降低。羅翔等[6]對直接式預(yù)旋系統(tǒng)的二維和三維的簡化模型進(jìn)行了數(shù)值計算,指出二維計算不能反映高位腔內(nèi)中心入流與預(yù)旋入流的摻混,主盤面的換熱主要受中心入流影響。

Jarzombek等[7]采用數(shù)值計算與實(shí)驗結(jié)合的方法研究了高半徑預(yù)旋系統(tǒng)的流動情況,給出噴嘴與接收孔半徑比、預(yù)旋腔高度、寬度對預(yù)旋效率和盤腔總壓損失的影響。Lewis等[8]分析了旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)、預(yù)旋比、湍流系數(shù)對預(yù)旋系統(tǒng)的絕熱效率和接收孔流量系數(shù)的影響。楊成鳳等[9]運(yùn)用RNGk-ε湍流模型對高旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)下的轉(zhuǎn)靜盤腔流動換熱特性進(jìn)行了研究,分析旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)、進(jìn)氣流量對轉(zhuǎn)盤換熱的影響。何振威等[10]通過實(shí)驗分析了預(yù)旋進(jìn)氣系統(tǒng)溫降測量誤差的影響,發(fā)現(xiàn)系統(tǒng)誤差對實(shí)驗結(jié)果的影響較大,隨機(jī)誤差對實(shí)驗結(jié)果的影響非常小。吳衡等[11]采用數(shù)值計算分析了葉輪對預(yù)旋系統(tǒng)流動和溫降功耗特性的影響,結(jié)果表明，葉輪可以提高氣流的旋轉(zhuǎn)比,提高預(yù)旋系統(tǒng)溫降,降低功耗。程舒嫻等[12]運(yùn)用SST湍流模型分析了3種不同進(jìn)氣預(yù)旋比和湍流系數(shù)對轉(zhuǎn)靜盤腔內(nèi)的流動換熱特性的影響,指出當(dāng)進(jìn)氣預(yù)旋比達(dá)到1.5左右時,轉(zhuǎn)盤無需推動氣流轉(zhuǎn)動,氣流總溫相對較低。

針對在預(yù)旋系統(tǒng)中起重要作用的預(yù)旋噴嘴,Javiya等[13]比較了葉柵型噴嘴和兩個孔型噴嘴在標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型和S-A模型下的流動特性,發(fā)現(xiàn)兩種湍流模型的數(shù)值計算結(jié)果非常相似,葉柵型噴嘴比兩個孔型噴嘴的性能更好。陳堯等[14]實(shí)驗研究了不同預(yù)旋進(jìn)氣角度、長徑比、進(jìn)出氣壓比和擴(kuò)張面積比對預(yù)旋孔流量系數(shù)的影響,發(fā)現(xiàn)預(yù)旋孔進(jìn)口擴(kuò)張能提高流量系數(shù)。上述研究僅針對預(yù)旋孔的流動特性,并未將整個預(yù)旋系統(tǒng)考慮在內(nèi)。因此,現(xiàn)通過對蓋板式預(yù)旋系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值計算,分析轉(zhuǎn)靜盤腔在有無預(yù)旋情況下的流動溫降特性,研究噴嘴結(jié)構(gòu)對預(yù)旋系統(tǒng)流動情況與溫降效果的影響,進(jìn)一步研究在不同轉(zhuǎn)速(工況)下的流動與溫降特性。

1 數(shù)值計算

1.1 計算模型及網(wǎng)格

發(fā)動機(jī)渦輪二次空氣冷卻蓋板式預(yù)旋系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示,主要由預(yù)旋噴嘴、預(yù)旋腔、接收孔、蓋板腔、出流孔等結(jié)構(gòu)元件組成,為方便計算,忽略預(yù)旋腔和蓋板腔寬度的變化,固定盤腔寬度,簡化后的計算模型如圖1(b)所示,其中預(yù)旋噴嘴、接收孔和出流孔的數(shù)量均為24個,盤腔外半徑為180 mm,預(yù)旋噴嘴直徑5 mm,其幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖2所示。接收孔直徑為12 mm,出流孔直徑為10 mm。為了簡化計算,取模型的1/24進(jìn)行計算。

圖1 預(yù)旋結(jié)構(gòu)模型Fig.1 Pre-swirl structure model

圖2 噴嘴幾何參數(shù)Fig.2 Nozzle Geometric parameters

使用ICEM軟件對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,計算網(wǎng)格均采用六面體網(wǎng)格,對所有近壁面都進(jìn)行了加密處理,采用Y+計算器對第一層網(wǎng)格間距進(jìn)行計算,每層膨脹比例為1.2,保持y+值在10的量級左右,模型網(wǎng)格如圖3所示。對80萬、110萬、140萬、170萬、200萬網(wǎng)格進(jìn)行無關(guān)性驗證后,網(wǎng)格數(shù)確定在140萬左右。

圖3 模型網(wǎng)格Fig.3 Grid model

1.2 計算方法

采用流體計算軟件FLUENT進(jìn)行計算,計算流體選用理想氣體,其動力黏度隨Sutherland公式變化。啟用N-S能量方程,耦合方式采用速度壓力SIMPLE,方程離散采用二階迎風(fēng)格式。

為了驗證數(shù)值方法的有效性,文獻(xiàn)[15]中的實(shí)驗?zāi)Ｐ团c本文的計算模型類似,采用與實(shí)驗相同的進(jìn)出口條件,利用其簡化的模型與實(shí)驗結(jié)果在旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reω=1.3×106,湍流參數(shù)λT=0.5的工況下進(jìn)行對比驗證,對比結(jié)果如圖4所示,圖4中，β為旋流比，r為徑向高度，b為轉(zhuǎn)盤半徑。蓋板腔內(nèi)沿徑向變化的旋流比β∞分布情況,相比于SST和RNGk-ε湍流模型,標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型更接近于實(shí)驗結(jié)果,因此選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型,其數(shù)值方法可靠有效。

圖4 蓋板腔旋流比的分布情況Fig.4 Swirl ratio distribution in cover-plate cavity

1.3 邊界條件

系統(tǒng)進(jìn)口給定總壓、總溫,出口給定靜壓,旋轉(zhuǎn)壁面和旋轉(zhuǎn)域給定轉(zhuǎn)速,動靜交界面設(shè)置為GGI interface,選用Frozen Rotor[16]法處理轉(zhuǎn)靜交界面,周期壁面設(shè)置旋轉(zhuǎn)周期性邊界,旋轉(zhuǎn)軸為負(fù)z軸,角度為15°,其他壁面均采用絕熱無滑移邊界條件,采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)對近壁面進(jìn)行處理。

2 計算結(jié)果分析

2.1 參數(shù)定義

旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)Reω定義為

(1)

式(1)中:ρ為氣流密度,kg/m3；ω為轉(zhuǎn)盤旋轉(zhuǎn)角速度,rad/s；μ為氣體動力黏度,N·s/m2；b為轉(zhuǎn)盤外半徑,m。

湍流參數(shù)λT定義為

λT=CωReω-0.8

(2)

式(2)中：Cω為無量綱質(zhì)量流量，定義為

(3)

旋流比β定義為

(4)

式(4)中:vφ為氣流周向速度,m/s；v為氣流速度,m/s；φ為出氣角度；r為徑向高度,m。

無量綱溫降Θ定義為

(6)

總壓損失系數(shù)ζ定義為

(7)

2.2 預(yù)旋結(jié)構(gòu)與無預(yù)旋結(jié)構(gòu)的流動與溫降特性

圖5給出了在相同進(jìn)出口條件下垂直進(jìn)氣(無預(yù)旋結(jié)構(gòu))和預(yù)旋進(jìn)氣(預(yù)旋角為30°)兩種進(jìn)氣方式在中截面處(x=0)的流場分布情況。從圖5中可以看出,兩種進(jìn)氣方式下的流場結(jié)構(gòu)具有明顯的差別,圖5(a)中氣流沿直噴嘴進(jìn)入轉(zhuǎn)靜盤腔,在旋轉(zhuǎn)盤和壁面的影響下在腔內(nèi)形成幾個不規(guī)則的逆時針旋轉(zhuǎn)的漩渦,同時在接收孔內(nèi)也形成了一個漩渦,這種現(xiàn)象主要是由于氣流沖擊到壁面的回流以及沖擊射流的卷吸作用導(dǎo)致的。圖5(b)中在轉(zhuǎn)靜盤腔形成的漩渦明顯比圖5(a)的大且規(guī)則,這是因為在預(yù)旋的作用下使得沖擊射流的卷吸作用更加強(qiáng)烈,從而在蓋板腔低半徑處形成一個順時針漩渦,高半徑處形成一個逆時針漩渦,這兩個強(qiáng)大的漩渦增強(qiáng)了轉(zhuǎn)盤區(qū)域和轉(zhuǎn)靜腔的流動,使氣流在整個盤腔充分流動。垂直進(jìn)氣的蓋板腔和出流孔有部分回流,預(yù)旋進(jìn)氣出流孔流出的氣流明顯比垂直進(jìn)氣方式更順暢。

圖5 兩種進(jìn)氣方式中截面流場分布Fig.5 Flow field distribution of section in two inlet modes

圖6所示為兩種進(jìn)氣方式系統(tǒng)出口的總溫分布云圖。從圖6可見,預(yù)旋進(jìn)氣相較于垂直進(jìn)氣的總溫有明顯降低,溫度分布也比無預(yù)旋結(jié)構(gòu)更加均勻。這是因為當(dāng)進(jìn)氣條件相同時,兩種進(jìn)氣方式噴嘴出口處的進(jìn)氣流量和冷氣速度大小基本相同,唯一不同的是進(jìn)入轉(zhuǎn)靜盤腔的氣流方向,預(yù)旋進(jìn)氣方式下有著與轉(zhuǎn)盤方向相同的周向速度分量,降低了氣流相對與轉(zhuǎn)盤的相對速度,從而降低氣流與轉(zhuǎn)盤的相對總溫和相對壓力,出口氣流總溫減小。這也就解釋了圖7中預(yù)旋進(jìn)氣比垂直進(jìn)氣的無量綱壓力明顯減少的情況。而垂直進(jìn)氣方式下由噴嘴流出的冷氣氣流沒有周向速度分量,氣流直接沖擊進(jìn)入轉(zhuǎn)靜盤腔,相比于預(yù)旋結(jié)構(gòu),對預(yù)旋轉(zhuǎn)靜盤腔壁面的沖擊增強(qiáng),流動損失增大,系統(tǒng)出口溫度沒有得到明顯的降低。

圖6 兩種進(jìn)氣方式系統(tǒng)出口總溫分布Fig.6 Total outlet temperature distribution of two intake systems

圖7所示為蓋板腔中心面處的無量綱總壓變化曲線,可以看出,蓋板腔內(nèi)的無量綱總壓隨著半徑的增大而增大,這主要是受離心增壓的影響。預(yù)旋進(jìn)氣相比垂直進(jìn)氣的壓力有明顯的降低,主要是由于上文提到的預(yù)旋的作用。

圖7 蓋板腔內(nèi)的無量綱總壓分布Fig.7 Dimensionless total pressure distribution in the cover cavity

2.3 預(yù)旋角度對盤腔流動與溫降特性的影響

圖8給出了不同角度下噴嘴截面的速度矢量計算結(jié)果(Reω=6.9×106),可以看出，氣流經(jīng)集氣腔進(jìn)入噴嘴后加速流入轉(zhuǎn)靜腔,在噴嘴入口拐角處氣流發(fā)生較明顯的速度分離,造成噴嘴迎風(fēng)面速度增大，背風(fēng)面速度降低并造成一定的流動損失,隨著噴嘴角度的增大,流過盤腔的氣流周向速度逐漸減小。

圖8 噴嘴截面的速度矢量分布Fig.8 Velocity vector distribution of the nozzle section

圖9所示為Reω=6.9×106時,不同噴嘴角度下的系統(tǒng)中截面流場分布情況。從圖9中可以看出,噴嘴角度為30°時,氣流受壁面阻礙在轉(zhuǎn)靜腔高半徑處形成兩個漩渦,蓋板腔的高低半徑處各形成一個漩渦。隨著噴嘴角度的增大,轉(zhuǎn)靜腔高半徑處的一個漩渦逐漸減小消失并受接收孔拐角的影響在低半徑處形成兩個逐漸增大的漩渦,蓋板腔低半徑處的漩渦逐漸被擠壓向壁面,對氣流的導(dǎo)向作用減弱。

圖9 中截面流場分布Fig.9 Flow field distribution in the middle section

圖10和圖11分別為在旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)為6.9×106,預(yù)旋角分別為30°、40°、50°時預(yù)旋孔軸截面處的總溫和靜壓分布云圖。可以看出,隨著預(yù)旋噴嘴角度的增大,流過盤腔的氣流總溫和靜壓都增大。這種情況是由于隨著預(yù)旋噴嘴角度增大,噴嘴出口切向速度分量減小,氣流進(jìn)入盤腔的周向速度降低,氣流相對于轉(zhuǎn)盤的相對速度也就增大,盤腔總溫和靜壓也就逐漸增大?？傮w來說,預(yù)旋噴嘴角度越大則對盤腔的冷卻效果越差。

圖10 噴嘴截面總溫分布Fig.10 Total temperature distribution of nozzle section

圖11 噴嘴截面靜壓分布Fig.11 Static pressure distribution of nozzle section

2.4 旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)對盤腔流動與溫降特性的影響

圖12所示為噴嘴中截面流場分布,當(dāng)旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)從Reω=4.45×106增加到Reω=12.15×106,蓋板腔處的漩渦消失,受入口氣流沖擊影響減小使流線逐漸沿周向,旋轉(zhuǎn)域的泵轉(zhuǎn)效應(yīng)逐漸增強(qiáng),轉(zhuǎn)盤對冷氣的做功能力也隨之增強(qiáng),離心作用增大,整個腔體內(nèi)的流通能力增大,流量也就增加。另外,在相同的進(jìn)氣條件下,噴嘴角度越大,噴嘴出口處對氣流的阻礙作用越小,氣流經(jīng)過噴嘴后的流動損失就越小,通過盤腔的流量就越大。圖13所示為系統(tǒng)無量綱質(zhì)量流量隨旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的變化曲線,由圖13中可知,隨著旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的增大,系統(tǒng)無量綱質(zhì)量流量Cw逐漸增大,噴嘴角度越大,系統(tǒng)流量越大,Reω=4.45×106,噴嘴角度為30°時的無量綱質(zhì)量流量比噴嘴角度為50°減小將近10.7%。結(jié)合流線的變化可知,旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的增大增強(qiáng)了系統(tǒng)的流通能力,導(dǎo)致系統(tǒng)的流量增大。

圖12 噴嘴截面流場分布(α=30°)Fig.12 Flow field distribution in the nozzle(α=30°)

圖13 無量綱質(zhì)量流量隨旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的變化Fig.13 Variation of dimensionless mass flow with rotating Reynolds number

圖14所示為總壓損失系數(shù)隨旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的變化情況,由圖14可知,總壓損失系數(shù)隨著旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的增大而逐漸減小,噴嘴角度越大,總壓損失越小,Reω=12.15×106,噴嘴角度為30°時的總壓損失系數(shù)比噴嘴角度為50°增大將近0.3%。由式(7)得,系統(tǒng)出口靜壓一定,總壓損失大小主要取決于氣流出口相對動壓和轉(zhuǎn)速,轉(zhuǎn)速的增大使得氣流相對轉(zhuǎn)盤的速度增大,相對動壓增大,但轉(zhuǎn)速的影響比相對動壓的影響大,使得總壓損失系數(shù)整體減小。相同旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)下,總壓損失系數(shù)的大小主要取決于系統(tǒng)出口的相對總壓,預(yù)旋角越大則氣流的周向速度越小,與轉(zhuǎn)盤的相對速度越大,出口的相對總壓也就越大,總壓損失系數(shù)越小。

圖14 總壓損失系數(shù)隨旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的變化Fig.14 The total pressure loss coefficient varies with the rotating Reynolds number

圖15所示為噴嘴角度為30°時,不同旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)下的噴嘴中截面總溫分布云圖,由圖15可以看出,盤腔總溫隨著旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的增大而逐漸減小。圖16顯示了系統(tǒng)無量綱溫降隨旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的變化曲線,無量綱溫降隨著旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的增大而減小。Reω=4.45×106,預(yù)旋角為30°時的無量綱溫降比預(yù)旋角為50°時增大23.7%。當(dāng)轉(zhuǎn)盤絕熱時,由式(5)、式(6)得,預(yù)旋系統(tǒng)的無量綱溫降主要受旋流比影響,如圖17所示,當(dāng)旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)增大時,旋流比減小,故無量綱溫降減小。相同進(jìn)氣條件下預(yù)旋角越小,旋流比越大,那么無量綱溫降就越大。

圖15 噴嘴截面總溫分布(α=30°)Fig.15 Total temperature distribution in the nozzle(α=30°)

圖16 無量綱溫降隨旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的變化Fig.16 Variation of dimensionless temperature drop with rotating Reynolds number

圖17 噴嘴出口旋流比隨旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的變化Fig.17 Nozzle outlet swirl ratio changes with rotating Reynolds number

3 結(jié)論

針對蓋板式預(yù)旋系統(tǒng)的流動與溫降特性進(jìn)行數(shù)值計算,在相同進(jìn)氣條件下,對比研究了預(yù)旋結(jié)構(gòu)和無預(yù)旋結(jié)構(gòu)以及不同噴嘴角度結(jié)構(gòu)下的盤腔流動情況和溫降效果,分析旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)對預(yù)旋系統(tǒng)流動特性和溫降效果的影響,得出以下結(jié)論。

(1)在相同進(jìn)氣條件下,預(yù)旋結(jié)構(gòu)在蓋板腔內(nèi)形成的兩個漩渦增強(qiáng)了整個盤腔的流動,其流場結(jié)構(gòu)和溫降效果要明顯優(yōu)于無預(yù)旋結(jié)構(gòu)。

(2)相同旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)下,隨著預(yù)旋噴嘴角度的增大,盤腔周向速度減小,蓋板腔內(nèi)漩渦變小,整個盤腔的總溫和靜壓均增大,溫降效果變差。

(3)隨著旋轉(zhuǎn)雷諾數(shù)的增大,預(yù)旋系統(tǒng)的無量綱質(zhì)量流量增大,無量綱溫降和總壓損失系數(shù)均減小,Reω=4.45×106時,預(yù)旋角為30°時的無量綱溫降比50°時高23.7%