蒸汽吸入对两级跨音速风扇影响的数值研究

2020-07-16赵伟辰陈杰黄国平

机械制造与自动化 2020年3期

赵伟辰，陈杰，黄国平

(南京航空航天大学能源与动力学院，江苏南京 210016)

0 引言

高压蒸汽弹射是目前航空母舰弹射舰载机的主要方式。在弹射过程中会有蒸汽泄漏到甲板上，在舰载机起飞等近地工作状态下会被发动机吸入，在弹射起飞过程中，对压缩系统性能与稳定性要求更高。为此过去10年间航空工业强国针对弹射起飞过程中航空发动机蒸汽吸入问题开展了研究。美国海军研究生院针对舰载机F-35C的压缩系统先后开展了实验与数值模拟研究，ZARRO S E[1]、GANNON A J[2]和KOESSLER J J[3]对一跨音速风扇在空气来流与蒸汽吸入情况下90%、95%和100%转速风扇的失速情况开展了实验研究，发现吸入蒸汽后风扇存在一种“pop-stall”的新失速状态，不同于纯净空气来流状态下的模态型失速信号。HEDGES C R[4]、GANNON A J[5]与HURLEY A M[6]利用商用CFD软件CFX对上述实验风扇模型进行单通吸入气态蒸汽后的数值模拟，与实验数据对比后，发现利用三维数值模拟手段能够对风扇性能进行合理计算，开展的非定常数值模拟研究对风扇失速形式的计算与实验偏差较大，因为实际实验过程中，蒸汽不可避免地存在液化过程，仅考虑气态蒸汽影响的数值模拟结果必然存在误差。美国空军阿诺德研究中心ALAN Hale[7]与KLEPPER Jason[8]利用一维的Multiphase Code与一维Compressor Meanline Code结合，研究吸入蒸汽对压缩系统性能的影响，研究中首次提出了蒸汽是液态液滴与气态蒸汽的混合物，与实验数据对比后认为其一维模型对设计点工况的性能预测误差在可接受范围内。徐浩洋[9]等在已有二维稳定性模型基础上加入修正关联式，用于计算稳态条件下气态蒸汽吸入情况的失速边界。

目前国内外研究主要关注于压缩系统在吸入蒸汽后性能计算的一维模型，目的在于快速评估不同压缩系统吸入蒸汽后性能变化，但一维模型考虑的因素有限，尤其是对液态蒸汽这一因素的影响。同时，高温蒸汽吸入存在工质物理性质与温度畸变耦合的影响，因此美国海军研究生院高温蒸汽吸入的研究对其他型号和其他蒸汽泄漏状态下风扇性能变化评估的指导作用有限。

本文针对跨音速风扇，在吸入气态蒸汽与液滴的两种情况下，采用全三维数值模拟手段研究风扇性能的变化趋势与内部流动结构的改变，为研究气体性质的影响提供参考。

1 数值模拟验证与计算方法

1.1 计算模型与网格校验

本文跨音速风扇采用NASA Lewis研究中心设计的二级风扇[10]，详细设计参数如表1所示。

表1 NASA跨音速风扇设计参数

本文采用商业CFD软件ANSYS CFX进行定常数值计算，控制方程基于可压缩的RANS(reynolds-averaged navier-stokes)方程，湍流模型采用k-epsilon(k-ε)模型。风扇叶片通道的计算网格采用商用CFX的子模块TurboGrid划分，整体采用结构化网格。叶片周围采用O型网格包围，叶片前、后通道采用H型网格。叶片间隙区域沿叶片展向铺设7层网格,叶片表面、轮毂与机匣位置局部加密，近壁面第1层网格满足k-ε湍流模型要求，壁面第1层网格y+值为70量级，满足k-ε湍流模型要求。网格结构与细节如图1所示。

图1 计算域与网格示意图

风扇进口给定总温、总压边界条件，风扇出口给定静压边界条件，机匣、轮毂与叶片均给定绝热无滑移壁面。根据实验环境设定进口边界条件，改变风扇出口静压来调节风扇物理流量，进一步将CFD计算得到的风扇特性(物理流量-总压比、物理流量-等熵压缩效率)曲线与实验数据[11]进行对比。如图2所示，数值计算结果与实验结果存在一定偏差，但偏差均在2%以内。数值模拟计算的最高效率点与风扇理论设计点更接近，风扇对堵塞点(最大流量点)与最高效率点计算偏差小，对风扇近失速点的计算偏差较大，数值模拟计算的近失速点物理流量明显小于实验测量值。由于用CFD计算的压缩部件稳定工作范围一般小于实验测量范围，可以认为对风扇的模拟方法满足研究所需。

图2 风扇特性曲线

1.2 蒸汽吸入计算方法

蒸汽存在气态与液态(液滴)两种形式，本文采用Eulerian-Lagrangian多相流模型，分别用Eulerian法求解空气与气态蒸气的连续相控制方程，用Lagrangian法求解水滴颗粒的离散相控制方程，并通过质量、动量和能量源项将两相之间的相互影响进行双向耦合。本文采用基于TAB模型发展的CAB模型，用于模拟液滴与叶片、机匣和轮毂的碰撞后的破碎过程，并用Antoine蒸发方程计算液滴蒸发过程中的传热。该数值模拟方法在跨音速Sanger转子的研究中[4]已得到验证。

本研究中空气与气态蒸汽均视为理想气体，且在气相混合工质中两者为均匀混合。在液态蒸汽吸入模拟条件下，液滴在风扇进口均匀分布且为等直径球形，设定液滴进入速度与气流速度相同，液滴直径取15μm，参考文献[12]中对蒸汽液滴尺寸的描述情况。

2 蒸汽吸入后风扇性能变化

风扇工作状态选取100%转速的设计状态，蒸汽吸入质量分数为1%与2%。图3是空气工质和不同状态蒸汽吸入情况下的风扇特性曲线。横坐标是流量系数。流量系数的定义为风扇进口轴向速度与叶尖周向速度的比值，该无量纲参数不含气体物性参数，便于衡量不同气体工质条件下风扇性能。纵坐标分别是总压比与等熵压缩效率，等熵压缩效率η的计算表达式如式(1)-式(4)所示，其中Wa和Ws分别代表理想空气与理想气态蒸汽的等熵压缩功；xs与xa分别代表混合工质中气态蒸汽与空气的质量分数；Wt代表风扇实际压缩功，液滴的等熵压缩功小至忽略不计；h*、T*与p*分别表示总焓、总温与总压，下角标1和2分别代表风扇通道进、出口截面；空气与理想气态蒸汽的定压比热容cpa与cps分别为1.004kJ/(kg·K)与1.859kJ/(kg·K)；比热容比γa与γs分别为1.40和1.33；Mt是两级动叶片轮缘功；min是风扇进口混合工质质量流量：

(1)

(2)

(3)

Wt=ωMt/min

(4)

由图3可见，吸入1%质量分数气态蒸汽后风扇堵塞点流量系数由0.3437升高至0.3440，升高了0.09%，随吸入量增加流量系数升高至0.3441。而吸入液态液滴后风扇堵塞点流量系数减小，在1%与2%吸入量下分别降低了0.09%与0.12%，吸入不同状态蒸汽后风扇轴向通流能力变化幅度较小，在0.1%量级。

对于风扇定常近失速点的判断标准为风扇计算结果收敛的最值，即继续增大风扇出口静压导致CFD计算发散，可以观察到与空气工质相比，吸入1%与2%质量分数气态蒸汽后风扇近失速点向流量系数减小方向移动，而吸入液态蒸汽后近失速点流量系数增大。结合近失速点和堵塞点的变化，前者稳定工作范围增大，而后者减小。

图3 气态蒸汽吸入条件风扇特性曲线

吸入1%质量分数气态蒸汽后风扇最大总压比降低0.41%，气态蒸汽吸入量增大至2%，风扇最大总压比降低0.69%。吸入1%质量分数液态蒸汽后风扇最大总压比升高0.32%，液态蒸汽吸入量增大至2%，风扇最大总压比升高0.65%。吸入气态蒸汽工况等熵压缩效率无明显变化，吸入液态蒸汽工况等熵压缩效率在1%与2%蒸汽吸入量下最大升高0.83%与1.21%。造成等熵压缩效率提高的原因是风扇压缩混合工质是一个温度升高的过程，液态蒸汽吸入后随混合工质温度升高存在液滴蒸发过程，风扇内部温升减缓，实际消耗的压缩功减小。图4展示了风扇在上述各工况点耗功的大小，可以观察到在相同流量系数工况，吸入1%和2%质量分数气态蒸汽后风扇消耗压缩功与纯净空气工质条件下基本相同。吸入液态蒸汽后，压缩功平均减少1500J。

图4 吸入蒸汽后不同工况点风扇耗功

3 蒸汽吸入后风扇流动结构变化

由第2节计算结果观察到，随气态、液态蒸汽吸入风扇后，风扇特性变化趋势相反，且随两种状态蒸汽吸入量增大，与空气来流状态特性差异越大。因此本节对比流场结构中选择大吸入量，即2%质量分数的计算结果与空气工质工况进行对比。

图5是3种工质条件下风扇在最高效率点工况叶片通道内50%叶高位置温度分布图，可以观察到在吸入该量级气态蒸汽后，由于气体比热容差异造成的叶片通道内温度场的分布差异较小。吸入液态蒸汽后，在第1级静叶通道内可以观察到温升减缓过程，第2级动叶通道与静叶通道内温升情况减弱更明显。吸入液态蒸汽后风扇出口平均温度与空气工质相比降低10K，主要原因即第2节分析中所述液态液滴的蒸发作用引起温升减缓，由于第1级动叶内部温度较低，液滴由风扇进口至第1级动叶出口位置蒸发作用较弱。

风扇叶顶流动结构是影响风扇失速状态的重要因素，本研究采用定常数值模拟计算方法对失速点判断的准确性有限，但在吸入不同状态蒸汽后叶顶流动结构的变化趋势可以为风扇失速情况的研究提供参考。

图6是3种工质条件下风扇在近失速点工况下第1级动叶98%叶高位置相对总压分布图。图6中，叶片通道内总压间断位置为叶片吸力面激波位置。红色半透明曲面(因本刊为黑白印刷，如有疑问请咨询作者)是Q准则等值面(图中Q=3×108)，用于捕捉叶顶旋流结构。可以观察到在叶片前缘位置由于叶片压差造成的叶顶间隙泄漏涡结构，在0.64弦长位置存在次泄漏涡结构。主泄漏涡在经过叶片通道内激波后与形状和强度发生改变，并在下游与次泄漏涡交汇。定义主泄漏涡激波前轨迹与泄漏涡产生位置弦向夹角为α，在吸入气态蒸汽后α相比空气工质工况由14.5°减小至13.1°，吸入液态蒸汽后α增大至15.3°。激波前主泄漏涡强度比另外两种工质强(等值面范围大)，经过激波后主泄漏涡范围减小，且在激波后形成一个更大面积的低相对总压区域。