張英杰,韓戈,董旭,趙勝豐,張燕峰,盧新根

(1.中國科學(xué)院工程熱物理研究所,100190,北京;2.中國科學(xué)院大學(xué),100049,北京)

有葉擴(kuò)壓器被廣泛應(yīng)用于離心壓氣機(jī)中,相比于無葉擴(kuò)壓器,其在相同半徑比下具有較大的擴(kuò)壓能力和較高的效率[1-2]。在非設(shè)計工況點(diǎn)時,擴(kuò)壓器進(jìn)口來流攻角較大,易產(chǎn)生流動分離,進(jìn)而導(dǎo)致壓氣機(jī)失速和喘振[3-4]。國內(nèi)外學(xué)者普遍采用流動控制手段來抑制流動分離[5-7]。Ubben等對擴(kuò)壓器葉頂間隙耦合轉(zhuǎn)速、擴(kuò)壓器喉部面積以及擴(kuò)壓器進(jìn)口與葉輪出口半徑比4個變量進(jìn)行了研究[8],發(fā)現(xiàn)任何一種葉頂間隙尺寸都能有效擴(kuò)大流量范圍,但是當(dāng)擴(kuò)壓器喉部面積變小時,葉頂間隙會惡化壓氣機(jī)性能。Ishida等研究了離心風(fēng)機(jī)中低稠度擴(kuò)壓器前緣開槽對于噪聲的抑制作用,發(fā)現(xiàn)開槽長度較短時無法在開槽部分形成渦結(jié)構(gòu),導(dǎo)致吸力面的低能流體不能被卷吸到葉頂處來改善流場[9-10]。王毅等對高負(fù)荷離心壓氣機(jī)中徑向擴(kuò)壓器開槽尺寸進(jìn)行了一系列的數(shù)值計算,結(jié)果表明,擴(kuò)壓器開槽能提高壓氣機(jī)的失速裕度,但損失了整級的壓比和效率[11]。Ohta等設(shè)計了3種不同開槽尺寸的擴(kuò)壓器,都能有效降低壓氣機(jī)的噪聲水平,其中C型擴(kuò)壓器可抑制壓力面上大范圍的流動分離,但是流量范圍并沒有變大[12]。Goto等研究了在擴(kuò)壓器葉頂前緣、葉根前緣和兩側(cè)開槽3種形式,發(fā)現(xiàn)只有在擴(kuò)壓器葉根前緣開槽能夠降低壓氣機(jī)噪聲水平并且沒有性能損失[13]。Marsan等為了推遲壓氣機(jī)失速,沿擴(kuò)壓器徑向開了多個抽吸槽,研究表明,雖然輪轂角區(qū)的流動分離仍然在擴(kuò)壓器下游,但是壓氣機(jī)的穩(wěn)定工作范圍得到提高[14]。

綜上所述,針對某一特定離心壓氣機(jī),如何進(jìn)行擴(kuò)壓器開槽設(shè)計,如何選取合適的開槽參數(shù),從而進(jìn)一步提高離心壓氣機(jī)性能,仍然存在較大的盲目性。本文采用經(jīng)過校核的數(shù)值模擬方法,開展了擴(kuò)壓器葉片前緣開槽設(shè)計方法研究,詳細(xì)探討開槽長度、深度對離心壓氣機(jī)性能和穩(wěn)定裕度的影響規(guī)律,歸納總結(jié)了離心壓氣機(jī)擴(kuò)壓器開槽設(shè)計方法。

1 研究對象及擴(kuò)壓器開槽設(shè)計

本文研究對象為NASA高壓比離心壓氣機(jī),基本幾何參數(shù)如表1所示,三維結(jié)構(gòu)和子午流道如圖1所示,擴(kuò)壓器為楔形擴(kuò)壓器。

圖1 原型離心壓氣機(jī)三維結(jié)構(gòu)和子午流道圖

參數(shù)數(shù)值設(shè)計流量/kg·s-14.54總壓比4絕熱效率/%83.2轉(zhuǎn)速/r·min-121789葉片數(shù)15+15后彎角/(°)50進(jìn)口葉頂直徑/mm210進(jìn)口葉片高度/mm64出口直徑/mm431出口葉片高度/mm17通道數(shù)24葉片高度/mm16.7擴(kuò)張角/(°)7.79面積比2.754長寬比12.8797

開槽長度、深度是影響擴(kuò)壓器開槽效果的兩個關(guān)鍵參數(shù),本文參數(shù)化設(shè)計了12種不同開槽長度、深度的擴(kuò)壓器方案,如圖2所示。Hs分別占擴(kuò)壓器葉片高度H的3%、6%、9%、12%。為了避免通過開槽部分的泄漏流氣流角度對主流擾動過大,開槽部分設(shè)計成斜劈型,即葉片吸力面?zhèn)鹊拈_槽長度Ls為壓力面?zhèn)萀p的2倍。本文選取的開槽長度分別為Lp=4%Lc,6%Lc,Ls=8%Lc,12%Lc,16%Lc,12種開槽方案的編號如表2所示。

Lc:弦長;Ls:吸力面?zhèn)鹊拈_槽長度;Lp:壓力面?zhèn)鹊拈_槽長度;H:葉片高度;Hs:開槽高度圖2 擴(kuò)壓器開槽結(jié)構(gòu)

開槽長度方案編號Hs=3%HHs=6%HHs=9%HHs=12%H4%Lc,8%LcA1A2A3A46%Lc,12%LcB1B2B3B48%Lc,16%LcC1C2C3C4

2 數(shù)值計算方法及驗證

數(shù)值模擬采用商業(yè)軟件NUMECA Fine/turbo,通過Euranus求解器對三維、定常、雷諾平均N-S方程組進(jìn)行求解,選用S-A模型進(jìn)行方程封閉,求解器采用Jameson有限體積差分格式,并通過顯式4階Runge-Kutta法時間推進(jìn)以獲得定常解。為了提高計算效率,采用多重網(wǎng)格法、局部時間步長和殘順光差等加速收斂措施。

葉輪和擴(kuò)壓器通道內(nèi)結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格在Autogrid5中自動生成,開槽部分的網(wǎng)格在IGG中手動生成,并采用完全非匹配的連接方式連接槽和原型擴(kuò)壓器的網(wǎng)格邊界,如圖3所示。為了能夠準(zhǔn)確捕捉黏性流動現(xiàn)象,固壁上的第一層網(wǎng)格高度設(shè)為5×10-6m,以確保Y+的范圍滿足所選湍流模型。經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性計算驗證,最終確定整個計算域網(wǎng)格數(shù)為320萬,其中葉輪通道內(nèi)網(wǎng)格數(shù)為148萬,擴(kuò)壓器通道內(nèi)網(wǎng)格數(shù)為112萬。計算邊界條件設(shè)定如下:進(jìn)口邊界條件給定總壓為101 325 Pa,總溫為288.2 K,氣流角為軸向進(jìn)氣;出口邊界條件設(shè)為靜壓,逐漸增加出口壓力使壓氣機(jī)的工況點(diǎn)從堵塞點(diǎn)移動到近失速點(diǎn);固壁采用無滑移絕熱邊界條件;轉(zhuǎn)靜子交接面采用周向守恒型連接面進(jìn)行信息傳遞。

圖3 計算網(wǎng)格

3 計算結(jié)果及討論

3.1 數(shù)值計算方法驗證

(a)總壓比

(b)等熵效率圖4 不同轉(zhuǎn)速下壓氣機(jī)數(shù)值計算和試驗結(jié)果特性對比

為了校核數(shù)值模型與計算方法的準(zhǔn)確性,給出了原型壓氣機(jī)試驗結(jié)果和數(shù)值計算結(jié)果的特性對比,m為質(zhì)量流量,Pt為總壓比,η為等熵效率,如圖4所示。試驗和數(shù)值計算得到的壓氣機(jī)堵塞流量分別為4.67、4.80 kg/s,盡管數(shù)值計算的壓氣機(jī)堵塞流量略微大于試驗結(jié)果,但試驗和數(shù)值計算所得壓力、效率特性線在整個流量范圍內(nèi)基本吻合。數(shù)值計算得到的最高壓比較實(shí)驗值高了0.15,峰值效率較實(shí)驗值低了1.26%。本文所選數(shù)值模型可較好捕捉高壓比離心壓氣機(jī)中的流動現(xiàn)象,可用于分析擴(kuò)壓器開槽的流動機(jī)理。

3.2 擴(kuò)壓器開槽對壓氣機(jī)性能的影響

帶不同開槽參數(shù)擴(kuò)壓器的離心壓氣機(jī)性能特性的對比如圖5所示,圖中B代表原型擴(kuò)壓器,A1～A4、B1～B4、C1～C4代表不同的擴(kuò)壓器開槽參數(shù)?？芍蠖鄶?shù)情況下開槽擴(kuò)壓器可顯著提高壓氣機(jī)的失速裕度,且能保證效率和壓比不降低。當(dāng)開槽長度、深度增加時,雖然失速裕度有所提高,但壓氣機(jī)的效率、壓比卻急劇下降。

(a)Lp=4%Lc、Ls=8%Lc時的等熵效率

(b)Lp=4%Lc、Ls=8%Lc時的總壓比

(c)Lp=6%Lc、Ls=12%Lc時的等熵效率

(d)Lp=6%Lc、Ls=12%Lc時的總壓比

(e)Lp=8%Lc、Ls=16%Lc時的等熵效率

(f)Lp=8%Lc、Ls=16%Lc時的總壓比圖5 應(yīng)用不同開槽尺寸擴(kuò)壓器的壓氣機(jī)特性對比

為了定量衡量擴(kuò)壓器不同開槽長度、深度對壓氣機(jī)性能的影響,比較了擴(kuò)壓器開槽尺寸對壓氣機(jī)失速裕度的影響,如圖6所示。失速裕度可定義為

(1)

式中:π為總壓比;m為質(zhì)量流量;下標(biāo)s、d分別表示近失速點(diǎn)、設(shè)計點(diǎn)。由圖6可知:除A4之外,壓氣機(jī)失速裕度都得到了提高;保持?jǐn)U壓器開槽長度不變,增加開槽深度不能有效地提高失速裕度,當(dāng)超過某一臨界值時,開槽處理會急劇惡化壓氣機(jī)性能;當(dāng)開槽長度為4%Lc、8%Lc和6%Lc、12%Lc時,開槽深度臨界值為12%H,當(dāng)開槽長度為8%Lc、16%Lc時,開槽深度臨界值為9%H。開槽深度一定時,增加開槽長度不能提高壓氣機(jī)失速裕度,僅在開槽深度為3%H時,開槽長度從4%Lc、8%Lc增加至6%Lc、12%Lc,失速裕度有所提高,進(jìn)一步增加開槽長度會使失速裕度下降。綜上所述,本文所研究擴(kuò)壓器的最佳開槽深度為3%H,開槽長度為6%Lc、12%Lc,和原型擴(kuò)壓器相比,在壓氣機(jī)級性能不降低的前提下,失速裕度提高了13.5%。

圖6 開槽參數(shù)對失速裕度的影響

3.2 擴(kuò)壓器開槽參數(shù)的影響機(jī)理

為了研究擴(kuò)壓器開槽參數(shù)對壓氣機(jī)性能的影響機(jī)制,本文從失速裕度提升且性能不變、失速裕度提升但以性能為代價、失速裕度及性能均降低這3方面介紹了擴(kuò)壓器開槽內(nèi)部流動損失機(jī)理。為保證可比性,均選在流量為4.27 kg/s的近失速工況點(diǎn)來進(jìn)行分析。

A1、B1、B2等絕大多數(shù)擴(kuò)壓器開槽參數(shù)均能提高壓氣機(jī)失速裕度且沒有性能損失,基于最佳擴(kuò)壓器開槽尺寸B1,對擴(kuò)壓器開槽提高壓氣機(jī)失速裕度且性能不降低的本質(zhì)機(jī)理進(jìn)行了詳細(xì)探討。在原型擴(kuò)壓器的近失速工況點(diǎn),原型擴(kuò)壓器壓力面和吸力面兩側(cè)同時存在流動分離,堵塞擴(kuò)壓器的有效流通面積,從而引起壓氣機(jī)失速,如圖7a所示。應(yīng)用開槽擴(kuò)壓器后,間隙泄漏流導(dǎo)致的泄漏渦與原本存在于擴(kuò)壓器吸力面/輪轂角區(qū)的通道渦相互疊加,使得渦強(qiáng)度增大并形成渦核,顯著抑制了擴(kuò)壓器吸力面?zhèn)鹊牧鲃臃蛛x,如圖7b所示。原型擴(kuò)壓器和開槽擴(kuò)壓器進(jìn)口氣流角對比如圖8所示,開槽部分產(chǎn)生的泄漏流迫使主流向相鄰擴(kuò)壓器葉片壓力面流動,導(dǎo)致輪轂至7%葉高范圍內(nèi)的氣流角更偏向于周向,即增加來流攻角,致使擴(kuò)壓器壓力面?zhèn)攘鲃臃蛛x得到抑制,有效擴(kuò)大了壓氣機(jī)的穩(wěn)定工作范圍。

(a)原型擴(kuò)壓器的2%葉高

(b)開槽擴(kuò)壓器B1的2%葉高圖7 馬赫數(shù)云圖和二維流線

圖8 原型擴(kuò)壓器和開槽擴(kuò)壓器進(jìn)口氣流角對比

在B4、C3、C4中,壓氣機(jī)失速裕度提高是以降低其效率和壓比為代價的,C4的開槽深度為12%H,開槽長度為8%Lc、16%Lc,C4擴(kuò)壓器通道內(nèi)2%葉高截面處的流動情況如圖9所示。由圖9可知,擴(kuò)壓器吸力面?zhèn)犬a(chǎn)生大范圍的回流區(qū),壓力面?zhèn)刃纬杉铀賲^(qū),通過放大開槽部分的流場可以發(fā)現(xiàn),和B1相比,C4中從壓力面?zhèn)攘鲃拥轿γ鎮(zhèn)鹊男孤┝鲙缀跸А?/p>

圖9 C4 2%葉高截面的馬赫數(shù)云圖和二維流線

圖10 開槽深度對擴(kuò)壓器2%葉高截面的葉片負(fù)荷影響

圖11 C4 擴(kuò)壓器通道內(nèi)的流向渦和三維流線

開槽深度對擴(kuò)壓器2%葉高截面的葉片負(fù)荷影響如圖10所示,可知開槽部分壓力面和吸力面兩側(cè)的壓差,C4明顯小于B1。在C4中,由于開槽深度增加,開槽部分兩側(cè)的壓差變小,泄漏流不能形成泄漏渦去加強(qiáng)吸力面/輪轂角區(qū)通道渦,如圖11所示,導(dǎo)致吸力面?zhèn)攘鲃臃蛛x不能得到有效抑制。相反,由于泄漏流沿開槽部分的斜邊流動,迫使主流向相鄰葉片的壓力面?zhèn)攘鲃?導(dǎo)致擴(kuò)壓器進(jìn)口的氣流攻角變大,加劇了葉片吸力面?zhèn)鹊牧鲃臃蛛x,致使壓氣機(jī)的效率和壓比急劇降低。同時,由于氣流攻角變大,壓力面?zhèn)鹊牧鲃臃蛛x得到抑制,可能是壓氣機(jī)失速裕度得到提高的原因。

A4的開槽深度為12%H,開槽長度為4%Lc、8%Lc,是12種開槽擴(kuò)壓器中效果最差的,近失速點(diǎn)流量為4.47 kg/s,沒有足夠穩(wěn)定的工作范圍。為保證可比性,選取A4的近失速工況點(diǎn)和原型擴(kuò)壓器進(jìn)行對比,流量值均為4.47 kg/s。原型擴(kuò)壓器和開槽擴(kuò)壓器A4在2%葉高截面處的流場如圖12所示,可知A4的流場明顯惡化,在吸力面?zhèn)瘸霈F(xiàn)原型擴(kuò)壓器中并不存在的流動分離。和C4擴(kuò)壓器情況類似,由于開槽深度超過了臨界值,開槽部分兩側(cè)壓差的減小導(dǎo)致泄漏流不能形成泄漏渦,由于泄漏流的作用在吸力面?zhèn)犬a(chǎn)生流動分離,致使壓氣機(jī)提前失速。對比C4、A4可知,由于A4中開槽長度較短,從而導(dǎo)致泄漏流量減小,雖然沒有在吸力面?zhèn)刃纬纱蠓秶幕亓鲄^(qū),但壓力面?zhèn)鹊牧鲃臃蛛x仍然存在,所以壓氣機(jī)提前失速,沒有足夠的穩(wěn)定工作裕度。

(a)原型擴(kuò)壓器的2%葉高截面處

(b)開槽擴(kuò)壓器A4的2%葉高截面處圖12 馬赫數(shù)云圖和二維流線

4 擴(kuò)壓器開槽設(shè)計方法

擴(kuò)壓器開槽擴(kuò)穩(wěn)主要借助間隙泄漏流來抑制擴(kuò)壓器通道內(nèi)部流動分離,從而拓寬離心壓氣機(jī)的穩(wěn)定工作范圍。間隙泄漏流和渦系結(jié)構(gòu)的強(qiáng)弱直接影響擴(kuò)穩(wěn)效果及其對級性能的影響,因此擴(kuò)壓器開槽參數(shù),即開槽長度及深度的選取依據(jù)是獲得合適強(qiáng)度的間隙泄漏流。通過對12種不同擴(kuò)壓器開槽尺寸方案進(jìn)行分析可知,開槽長度一定程度上主導(dǎo)泄漏流量,開槽深度主要控制泄漏渦強(qiáng)度,因而相比開槽長度,開槽深度對擴(kuò)穩(wěn)效果及級性能影響更加顯著。在開槽長度一定時,開槽深度存在一個臨界值。小于臨界值時,間隙泄漏流可以抑制擴(kuò)壓器通道內(nèi)流動分離,開槽處理提升裕度的同時壓氣機(jī)性能不變或略有提升;大于臨界值時,開槽處理會急劇惡化壓氣機(jī)性能。在開槽深度一定的前提下,增加開槽長度對于提高壓氣機(jī)失速裕度基本沒有好處。針對本文研究的擴(kuò)壓器,當(dāng)開槽長度為4%Lc、8%Lc和6%Lc、12%Lc時,開槽深度臨界值為12%H;當(dāng)開槽長度為8%Lc、16%Lc時,開槽深度臨界值為9%H。隨著開槽長度的增加,開槽深度臨界值變小。

5 結(jié) 論

采用經(jīng)過校核的數(shù)值模擬方法對擴(kuò)壓器前緣開槽進(jìn)行參數(shù)化研究,詳細(xì)討論了擴(kuò)壓器前緣開槽參數(shù)對離心壓氣機(jī)性能及穩(wěn)定裕度的影響規(guī)律,歸納總結(jié)了高負(fù)荷離心壓氣機(jī)擴(kuò)壓器前緣開槽設(shè)計方法,得到了如下結(jié)論。

(1)在原型擴(kuò)壓器中,低流量條件下擴(kuò)壓器壓力面和吸力面兩側(cè)同時存在流動分離,主流由于有效流通面積的減小而被堵塞,致使壓氣機(jī)失速。

(2)對于本文所選用的擴(kuò)壓器,當(dāng)開槽長度小于8%Lc、16%Lc葉片弦長,開槽深度不超過9%葉片高度時,擴(kuò)壓器前緣開槽誘導(dǎo)的間隙泄漏流能有效地抑制擴(kuò)壓器通道內(nèi)的流動分離,提高壓氣機(jī)失速裕度,并且保證離心壓氣機(jī)性能基本不變。最佳開槽尺寸是開槽深度為3%葉片高度,開槽長度為6%Lc、12%Lc葉片弦長,可使壓氣機(jī)的失速裕度提高13.5%。

(3)采用擴(kuò)壓器開槽處理時,保持開槽長度不變,開槽部分兩側(cè)的壓差隨開槽深度的增加而減小。當(dāng)開槽深度達(dá)到臨界值時,泄漏流誘導(dǎo)的泄漏渦強(qiáng)度不足以抑制擴(kuò)壓器吸力面?zhèn)鹊牧鲃臃蛛x,由于泄漏流的負(fù)面影響反而惡化了流場,致使壓氣機(jī)性能下降或者沒有穩(wěn)定的工作范圍。

(4)擴(kuò)壓器開槽深度和長度的增加均不利于壓氣機(jī)失速裕度的提高。相比開槽長度,開槽深度主導(dǎo)間隙泄漏渦的強(qiáng)度,對壓氣機(jī)擴(kuò)穩(wěn)效果影響更加顯著。