跨声速涡轮叶顶间隙流动传热特性的数值研究

杜昆,李军,2

(1.西安交通大学能源与动力工程学院, 710049, 西安;2.先进航空发动机协同创新中心, 100191, 北京)



跨声速涡轮叶顶间隙流动传热特性的数值研究

杜昆1,李军1,2

(1.西安交通大学能源与动力工程学院, 710049, 西安;2.先进航空发动机协同创新中心, 100191, 北京)

针对叶顶间隙的高速泄漏流及复杂的流动问题,采用求解三维Reynolds-Averaged Navier-Stokes(RANS)和S-A湍流模型的方法研究了跨声速流动条件下涡轮叶片顶部的流动传热特性,同时计算分析了叶顶间隙高度和进口湍流强度对顶部流动换热特性的影响。研究结果表明:叶顶间隙为0.188%动叶高度(小间隙)时,间隙泄漏流为亚声速(0.3

跨声速叶片;叶顶间隙;传热特性;进口湍流度;数值模拟

在现代燃气轮机中,叶顶附近的高温燃气在涡轮动叶顶部与机匣的间隙中形成高速泄漏流,从而导致动叶顶部承受很高的热负荷[1]。叶顶间隙的高速泄漏流及复杂的流动状态使得叶顶区域的流动换热机理的研究一直是涡轮叶片流动换热领域的热点和难点[2]。无围带结构的燃气轮机高压涡轮动叶顶部间隙泄漏流马赫数可以超过1.5,同时跨声速间隙泄漏流动对叶片顶部换热产生很大影响[3]。考虑到实际中燃气轮机的安全运行的需要,本文利用数值方法来研究跨声速涡轮叶顶间隙处的流动和换热特性。

科研人员采用实验测量、数值模拟与理论分析的方法开展了叶顶间隙流动传热特性及其影响因素的研究。Kwak等采用瞬态液晶技术在静止状态下实验研究了GE-E3涡轮叶片平叶顶结构的流动和换热特性,发现叶顶表面换热系数随着间隙高度的增大而增大,且叶顶表面换热系数要高于端壁面和顶部附近表面[4]。Zhang等研究发现,相比于亚声速叶顶流动,跨声速流动在叶顶形成的分离区域较小,且动叶顶部间隙内形成的激波造成叶顶处存在很大的压力和换热梯度[5]。Wheeler等研究了亚声速和跨声速叶栅泄漏损失,发现换热特性随马赫数发生剧烈变化[6]。Zhang等数值研究了跨声速流动条件下叶顶结构造型对其换热特性的影响,发现在跨声速叶栅中前缘处的流动速度小而换热系数高,因此通过前缘处造型改变使得前缘处气流加速从而降低换热系数[7]。杨林等采用数值模拟的方法研究了大膨胀比跨声速涡轮流动结构及损失[8]。De Maesschalck发现很少有人研究当叶顶间隙小于0.5%叶高时,叶顶间隙内部的流动和换热特性[9]。Lavagnoli 和De Maesschalck在实验中发现当转速较高时无围带的动叶顶部间隙常常小于0.5%叶高,因此研究了不同叶顶间隙高度时叶顶间隙的泄漏特性[10]。研究结果显示,间隙高度小于0.4%叶高时,叶顶前缘附近出现反向流动,从而引起叶顶前缘附近的流动和换热特性发生显著改变。

高压涡轮无围带动结构的叶顶间隙泄漏流速度可以达到跨声速,导致叶顶区域的换热机理更加复杂且与亚声速流动条件下具有不同的特性,因此跨声速条件下涡轮叶顶流动换热特性的研究需要进一步深入。结合De Maesschalck所做的工作[9],本文采用数值计算方法研究跨声速流动条件下叶顶间隙高度和进口湍流度对涡轮叶顶流动换热特性的影响,为跨声速流动条件下涡轮叶顶的设计提供参考。

1 数值方法

本文以Pratt & Whitney公司的跨声速透平级PW-E涡轮3[11]为研究对象。图1给出了PW-E3涡轮子午面流道和叶栅通道示意图。静叶上端壁为S型端壁,PW-E3涡轮透平级有24个静叶和54个动叶。图2给出了PW-E3涡轮动叶的网格,计算网格采用ANSYS-ICEM CFD生成结构化网格,为防止回流,出口段长度取1.8倍轴向弦长。叶片壁面及叶顶附近区域均采用O型网格剖分,壁面y+<1,网格数为1.8×106。采用ANSYS-CFX数值求解三维Reynolds-Averaged Navier-Stokes(RANS)方程方法研究跨声速流动条件下PW-E3涡轮动叶顶部流动传热特性。

(a)叶栅子午面流道

(b)叶栅通道图1 PW-E3涡轮子午面流道和叶栅通道示意图

图2 PW-E3涡轮动叶的数值计算网格

图3比较了动叶中叶展处数值计算和实验测量[11]的静压分布,其中横坐标是归一化弦长位置Z,纵坐标是压力系数Cps。在吸力面侧靠近前缘处S-A湍流模型取得最佳效果,且采用S-A湍流模型可以减少计算时间。文献[6,9,12-13]都通过不同湍流模型与实验结果进行对比,发现S-A湍流模型在跨声速叶顶的流动和换热预测中可取得最佳的预测效果,因此本文采用S-A湍流模型来进行跨声速叶顶流动换热特性的数值分析。

图3 动叶中径处压力分布的实验值与计算结果比较

2 结果分析与讨论

本文数值研究了叶顶间隙高度及进口湍流度对跨声速透平级动叶叶顶区域的流动和换热特性的影响。

2.1 叶顶间隙高度的影响

PW-E3涡轮透平级的动叶高度L=60.5 mm,顶部间隙s设计值为0.75%L(s=0.46 mm)。实验参数设置为:进口总温为1 633 K;进口总压为1.324 MPa;动叶转速为13 232 r/min;进口湍流度为5%;设计叶顶间隙为0.46 mm;壁温/进口总温为0.65。

本节计算分析了不同叶顶间隙条件下的跨声速叶栅动叶顶部间隙处的泄漏流流动及叶顶换热特性。本文壁面换热系数定义为

(1)

式中:q为壁面热流密度;Taw是绝热壁面温度;T∞是主流进口温度。

图4给出了4种叶顶间隙高度下动叶顶部的换热系数和叶顶间隙泄漏流马赫数分布。可以看出,间隙区域内马赫数显著增大的区域附近叶顶表面换热系数则显著降低。表1给出了4种叶顶间隙高度下叶顶表面的平均换热系数。随着叶顶间隙高度的增加,间隙内泄漏流马赫数逐渐增大,顶部平均换热系数先减小后增大。小叶顶间隙s=0.188%L时,间隙内泄漏流为亚声速流动(0.3

(a)s=0.188%L (b)s=0.375%L

(c)s=0.75%L (d)s=1.5%L 图4 4种叶顶间隙高度下叶顶的换热系数和间隙泄漏流马赫数分布

s·L-1/%h/W·(m2·K)-10188886972037578072307507297171500735157

图5给出了4种叶顶间隙高度下间隙内距离叶顶0.1%L处的温度分布。随着叶顶间隙高度的增大,叶顶间隙泄漏流温度逐渐降低。30%～100%弦长处的间隙泄漏流的马赫数随着叶顶间隙高度的增大而显著增大,同时该区域靠近叶顶表面的泄漏流温度显著降低。结合图4可知,随着叶顶间隙高度的增大,间隙内超声速流动区域从尾缘向前缘扩展的同时,该区域的流体加速引起泄漏流温度显著降低,由于本文中数值计算的叶片表面为恒温壁面边界条件设置,因此流体与叶顶表面温差显著影响叶顶表面的换热强度,从而使泄漏流温度显著降低,区域附近的叶顶表面换热系数明显减小。

(a)s=0.188%L (b)s=0.375%L

(c)s=0.75%L (d)s=1.5%L图5 4种叶顶间隙高度下间隙内距叶顶0.1%L处的温度分布

(a)s=0.188%L (b)s=0.375%L

(c)s=0.75%L (d)s=1.5%L图6 距叶顶0.1%L处流体的湍流黏性与层流黏性之比和流线分布

图6为4种叶顶间隙高度下距叶顶0.1%L处的湍流黏性和层流黏性之比(μt/μl)及流线分布。μt/μl表征流动的湍流水平。叶顶间隙区域内的湍流强度随着叶顶间隙高度的增大而增大,叶顶间隙高度从s=0.188%L增大至s=0.75%L时,叶顶附近泄漏流的湍流强度略微增大。当叶顶间隙高度从s=0.75%L增大到s=1.5%L时,前缘附近间隙泄漏流的湍流水平显著增强,因此s=1.5%L时叶顶前缘处的换热相比于s=0.75%L显著增强。40%～100%弦长处的叶顶间隙区域,湍流水平没有变化而泄漏流温度显著降低,大间隙s=1.5%L的区域换热系数小。

图6中的叶顶附近流线分布显示叶片上游两侧的马蹄涡分支在叶片前缘附近交汇,产生马鞍点(图中虚线标识)且马鞍点附近的叶顶区域换热系数较小。马鞍点两侧的流体速度相反,因此该区域流体速度较小。随着叶顶间隙高度的增大,马鞍点逐渐向吸力面侧移动,此外前缘附近次流在动叶前缘上游形成一个顺时针旋转的涡A(图中标识),且随着叶顶间隙高度的增大涡A逐渐向叶顶前缘靠近。结合图4和图6分析,马鞍点的位置随着叶顶间隙高度增大向吸力面侧移动,从而改变前缘附近的叶顶表面换热系数分布。

2.2 进口湍流度的影响

本节探究跨声速流动条件下不同进口湍流度(Tu)对叶顶换热特性的影响,其中叶顶间隙s=1.5%L,下面对数值计算结果进行分析。

图7给出了不同进口湍流度时动叶顶部换热系数及泄漏流流线。由图7可见,进口湍流度对于叶顶换热系数及叶顶附近泄漏流分布影响不显著。图8给出了距叶顶0.1%L处的马赫数分布。由图8可见,2种进口湍流度条件下,叶顶间隙区域的马赫数分布没有明显差异。图9给出了间隙泄漏流的湍流黏性与层流黏性之比分布。

图7 不同湍流度下间隙泄漏流及叶顶换热系数分布

图8 不同进口湍流度下距叶顶0.1%L处马赫数分布

图9 不同湍流度下叶顶间隙湍流黏性与层流黏性之比分布

表2给出了2种进口湍流度下叶顶表面平均换热系数。进口湍流度Tu=10%比Tu=1%的叶顶平均换热系数高1.2%。在2种进口湍流条件下,主流区的湍流水平差异明显,而叶顶间隙内泄漏流的湍流水平没有显著差异。这是由于间隙泄漏流在叶顶间隙内急剧加速抑制湍流发展,因此在不同进口湍流度时,间隙泄漏流湍流水平均较低。

表2 不同进口湍流度下叶顶平均换热系数

图10给出了距叶顶0.1%L处马赫数及速度矢量分布云图。不同进口湍流度条件下叶顶间隙的马赫数分布没有显著差异,但前缘吸力面侧的横向二次流方向有一定变化。在进口湍流强度较大时通道内的横向二次流流动方向更趋近于通流方向,即此时横向二次流较弱。这是因为当进口湍流度较大时,主流的湍动能较大,因此能够向端壁附近边界层内的低能流体传递能量,使得其惯性增大,从而减弱了在横向压力梯度下发生迁移的趋势。

图10 距叶顶0.1%L处马赫数及速度矢量分布

3 结 论

本文通过对跨声速叶栅顶部间隙流动换热特性的数值研究,得到如下结论。

(1)跨声速叶栅顶部间隙流动结构随着间隙高度的增大发生剧烈变化。小叶顶间隙时s=0.188%L,间隙区域的流动为亚声速(0.3

(2)当叶顶间隙从s=0.75%L增大至大间隙s=1.5%L时,30%～100%弦长处的间隙泄漏流为超声速,且泄漏速度进一步增大,同时叶顶间隙内流体温度降低而前缘附近湍流水平显著提高,从而叶顶平均换热系数增大,因此在大叶顶间隙s=0.75%L时,间隙内大部分区域为超声速流动。叶顶换热系数主要受泄漏流的湍流水平影响,且间隙内高马赫数区域换热系数明显小于低马赫数区域。随着叶顶间隙高度增大,叶顶前缘处马鞍点位置向吸力面侧移动,从而导致叶顶前缘换热系数分布改变。

(3)大间隙s=1.5%L时,间隙泄漏流在顶部间隙处的急剧加速抑制了湍流的发展,从而间隙泄漏流的湍流水平较低,进口湍流度对叶顶换热影响很小。当进口湍流度较大时,主流的湍动能较大,从而能够向端壁附近边界层内的低能流体传递能量,使得其惯性增大,减弱了在横向压力梯度下发生迁移的趋势,因此前缘吸力面侧的二次流减弱。

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(编辑 刘杨 苗凌)

Numerical Investigations on Flow and Heat Transfer Characteristics of Transonic Turbine Blade Tips

DU Kun1,LI Jun1,2

(1. School of Energy and Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China;2. Collaborative Innovation Center of Advanced Aero-Engine, Beijing 100191, China)

The three-dimensional steady Reynolds-Averaged Navier-Stokes (RANS) equation and the Spalart-Allmaras turbulence model are used to investigate the high speed over-tip leakage flow in a transonic turbine stage. Moreover, the influence of inlet turbulence intensity on heat transfer characteristics of top flows is investigated. The turbulence model is validated by a comparison with experimental data. Numerical results show that the blade tip attains the maximum heat transfer coefficient and the tip leakage flow is subsonic (0.3

transonic blade; blade tip; heat transfer performance; inlet turbulence intensity; numerical simulation

2015-08-20。 作者简介:杜昆(1990—),男,博士生;李军(通信作者),男,教授,博士生导师。 基金项目:国家自然科学基金资助项目(51376144)。

时间:2016-02-23

10.7652/xjtuxb201604022

V231.1

A

0253-987X(2016)04-0147-06

网络出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20160223.2022.002.html