多级轴流压气机级间引气的仿真方法

丁骏, 郑健生, 郑群, 隋永枫, 史德润, 张宏伟

(1.杭州汽轮控股有限公司, 浙江 杭州 310022; 2.哈尔滨工程大学 动力与能源工程学院, 黑龙江 哈尔滨 150001; 3.杭州汽轮动力集团股份有限公司, 浙江 杭州 310022)

引气系统被应用于航空发动机F100-PW-220[1]和F404-GE-400[2],并已成为航空、船舶、工业等燃气轮机的一个重要组成部分[3-4]。在工业燃气轮机中,引气口通常位于压气机级间,通过全周或周期性分布的引气孔或者引气槽,将压气机级间的高压空气引入环形的全周腔室,再通过一个或多个引气管引向燃机的其他部件。

计算能力的提升为引气系统的三维仿真提供了条件[5-8]。在引气和引气孔的数值计算中,可以采用一种简化的计算方法,即壁面网格上赋予源项代替引气孔或者槽[9],边界给定均匀的静压或者流速,能有效简化引气计算过程,节约算力,提高仿真速度。边界给定静压还能够模拟出非均匀引气的效果。但实际上对引气孔或者槽与气流通道一起进行建模仿真才可能更准确地预测引气口及附近区域的真实流动[10]。这是由于:1)气缸内表面的周向引气槽位于动叶叶顶,与泄漏流动有较强的交互作用[10-12];2)静叶栅通道内的引气孔或者引气槽对二次流动和横向压力梯度有较大的影响[13-14];3)研究的目标是引气不均匀性或者引气槽/孔、引气腔室和引气管的几何设计[15-17]。如若所研究的周向引气槽位于动静叶片排之间,与叶栅通道内的压力场没有较强的交互作用,引气效果将呈现沿周向均匀的二维特性[18],此时,以源项法预测级间引气对主流的作用效果或为可行。

目前,真实引气系统的研究依然较少,鲜有研究能够同时兼顾压气机在起动工况下的大引气量[19]。因此,本文对某型工业燃气轮机多级轴流压气机的级间引气进行三维仿真,对比采用源项法和直接网格划分法研究级间引气技术对主流道流场的影响,为准确评估压气机级间引气效果和级间引气对于叶栅流场的影响提供参考。

1 多级轴流压气机及数值模拟方法

本文研究对象为一台工业燃机多级轴流压气机的中间级,计算域级间设计有一个静叶与动叶之间的全周引气槽。

三维数值仿真采用商业软件NUMECA®的FineTM模块,通过三阶非线性谐波法提高叶片排之间的流场信息传输质量,湍流模型选用雷诺应力模型EARSM,通过中心差分格式对空间进行离散。网格划分采用AutoGrid5TM,拓扑结构采用默认的O4H形式,叶顶间隙采用蝶形网格。动叶径向网格节点数89,叶顶间隙25,总网格数1 500万左右,y+最大值不大于3。

通过移动动/静交界面的轴向位置,将级间引气的引气口完全划分到上游静叶的流域内,得到如图1所示的三维计算网格。图1(a)通过ZR effect的功能对引气槽(简化后的引气腔)内的流域进行了网格划分。以收缩流道来简化引气腔的具体结构,仅保留了引气环槽的几何结构,省略了下游的引气环腔。将引气槽的出口设置在远离主流的收缩通道出口,以一定的流量作为引气出口的边界。图1(b)则省略了引气的二次通道,凭借源项法,通过在气缸内壁面一定区域范围内的网格节点上赋予一定的径向流通量,模拟引气口的引气效果。

图1 数值网格示意图Fig.1 Schematic diagram of the numerical grid

本文利用文献[20-25]压气机的几何和试验数据,通过对NACA的八级轴流压气机进行仿真,验证了本文数值仿真方法的准确性。

图2所示为数值仿真结果与试验结果的对比,本文所采用的数值算法能够准确的捕捉到多级轴流压气机的堵塞流量,尤其是在较高的相对折合转速下,堵塞流量和最高压比均得到了较为准确的预测。在低转速下试验的最高压比相对较高,本文所采用的三维数值方法足以支撑研究工作的进一步展开。

图2 NACA八级轴流压气机三维仿真方法校准Fig.2 Three dimensional simulation method calibration of NACA eight stages axial compressor

2 数值结果处理及分析

本文提到了2种级间引气的仿真方法,即引气槽(简化后的引气腔室)网格划分法和源项法对主流流场的影响效果存在一定的差异,如图3所示:1.0n代表100%相对折合转速,引气量1.28%是工业燃机压气机在设计转速下常用的冷却空气比例;后文中的0.8n代表80%相对折合转速,引气量15.34%是工业燃机压气机在起动过程中常用的防喘放气比例。由于二者的计算原理不同,虽然都是设置的流量边界,源项法导致所划分的引气口区域内,每一个网格节点上的径向速度几乎是一致的。而得益于对引气腔二次流道的网格划分,引气口区域的流场更为接近实际情况,径向通流主要集中在引气口偏向下游的区域,上游的径向速度较小,甚至于有溢流情况的出现,即引气槽内的流体倒流入主流流道。

图4给出了2种仿真方法下的周向平均流场,同图3为1.0n,引气量1.28%。由于对引气槽(简化后的引气腔)进行了网格划分,三维仿真模拟出了引气槽上游壁面的驻涡结构,与图3中的低速区域对应,是造成引气口溢流的主要原因。引气流体绕过了紧贴上游壁面的驻涡,沿着引气槽的下游壁面流出主流通道。而源项法则无法模拟出这一现象,引气流量通过引气口的区域被均匀引出主流通道。

图3 引气口的径向速度云图Fig.3 Contour map of radial velocity near the bleed slot

图4 周向平均的相对马赫数云图和流线(1.0n,引气量1.28%)Fig.4 Contour map of circumferentially averaged relative mach number and streamline (1.0n, lead gas 1.28%)

在多级压气机的起动过程中,级间引气作为主要的防喘手段,需要将引气量提高到15%～25%的量级。

如图5所示是相对折合转速0.8n时,低压引气口的实际流动情况。由于引气量的增大,更多的流体通过引气口被引出主流通道,引气槽上游壁面的驻涡结构依然存在,但是尺度受到了压缩(相对于图4(a))。

图5 周向平均截面的相对马赫数云图和流线(0.8n,引气量15.34%)Fig.5 Contour map of circumferentially averaged relative mach number and streamline (0.8n, lead gas 15.34%)

本文所采用的2种计算方法原理上的不同,会对压气机的主流性能造成影响。本文取引气口上游和下游的2个截面(图6中的引气口上游1截面和引气口下游2截面)对比气动参数沿径向的分布情况。

图6 引气口上下游截面示意Fig.6 Schematic diagram of the upstream and downstream section of the bleed slot

引气口上游的静叶落后角沿径向的分布如图7所示,2种仿真方法所造成的的影响主要集中在靠近气缸附近,源项法造成静叶落后角减小。当引气量较小时,气缸端区的静叶落后角大于主流区域,源项法的预测结果偏小,但端区的落后角依然大于主流区域;当引气量较大时,气缸端区的流体甚至出现了过偏转,源项法的预测结果依然偏小,即过偏转的程度更大。

图7 引气口上游的静叶落后角沿径向分布Fig.7 The radial distribution of the stator deviation upstream of the bleed slot

造成这一现象的主要原因,在于引气量变化导致的轴向速度变化。图8给出了引气口上游的流量系数沿径向的分布曲线。当引气量较小时,由于端区二次流动和附面层的发展,靠近气缸附近的流量系数远小于主流区域。当引气量增大时,气缸端区的流量系数明显增大,几乎与主流的流量系数保持相同量级。而无论引气量是否增大,相对于引气槽网格划分法,源项法预测端区的流量系数偏大,代表着更大的轴向速度,对应图8中更小的落后角。

图8 引气口上游的静叶出口流量系数沿径向分布Fig.8 The radial distribution of the stator outlet flow coefficient upstream of the bleed slot

不同仿真方法在径向的影响主要集中在靠近气缸附近,约20%～30%相对叶高的范围以内,对主流和轮毂端区几乎没有影响。

通过速度三角形还原这一基本现象,如图9所示,当引气量增大时,由于引气口的抽吸作用,局部流体的轴向速度增大,而径向速度保持不变,这就造成了静叶出口的气流角减小,落后角减小甚至于过偏转。

图9 引气口上游的静叶速度三角形变化Fig.9 The change of the velocity triangular upstream of the bleed slot

源项法不切合实际的抽吸量分布导致了引气口靠近上游的区域过早加速,改变了引气口上游的局部流场,影响范围覆盖了叶顶20%～30%的相对叶高。

可见,源项法简化了引气口引气量的不均匀分布,造成了局部流场的预测不切合实际。但是由于引气的总量是给定的,对下游流场的影响相对较小,下游动叶的入口相对气流角沿径向的分布曲线偏差较小(如图10(c)所示),而静叶栅的过滤作用使得上游静叶入口的气流角也几乎重合(如图10(a)所示)。

图10 1.0n时引气口上下游叶片的冲角/落后角的径向分布Fig.10 The radial distribution of the incidence/deviation of the blades upstream and downstream the bleed slot at 1.0n

不同仿真方法在流动方向上的影响主要集中在了引气口上游,由于叶栅的过滤作用,不同仿真方法的影响在经过1～2列叶栅之后大幅下降。

图11～14分别为相对折合转速1.0n和0.8n下的多级压气机的效率和压比特性线。

图11 1.0n时压气机等熵效率和压比特性线(上游)Fig.11 Compressor isentropic efficiency and pressure ratio characteristic line at 1.0n (US)

图12 1.0n时压气机等熵效率和压比特性线(下游)Fig.12 Compressor isentropic efficiency and pressure ratio characteristic line at 1.0n(DS)

图13 0.8n时压气机等熵效率和压比特性线(上游)Fig.13 Compressor isentropic efficiency and pressure ratio characteristic line at 0.8n(us)

图14 0.8n时压气机等熵效率和压比特性线(下游)Fig.14 Compressor isentropic efficiency and pressure ratio characteristic line at 0.8n(DS)

无论横坐标是引气口上游(US)还是下游(DS)的流量系数,采用源项法并没有对压气机的特性线造成明显的影响。压气机的效率和压比特性线几乎重合,堵塞流量和喘振压比也没有明显变化。

因此,如若不是要对引气口上游的局部流场进行研究,源项法足以支撑级间引气对压气机总体特性的影响分析。

3 结论

1)对引气腔进行网格划分,能够更为真实的模拟引气口的真实流动情况,引气口的径向流速不均匀,甚至会出现溢流。

2)当引气量增大时,由于引气口的抽吸作用,局部流体的轴向速度增大,而径向速度保持不变,这就造成了静叶出口的气流角减小,落后角减小甚至于过偏转。源项法不真实的边界条件改变了引气口上游的流场。

3)由于上游静叶的过滤作用,源项法的流向影响范围有限,如若不是要对引气口上游的局部流场进行研究,源项法足以支撑级间引气对压气机总体特性的影响分析。