周向槽处理机匣对跨音压气机稳定性的影响

周向槽处理机匣对跨音压气机稳定性的影响

在压力机的转换器通道中，叶尖区的流动结构是最复杂的，对压力机的压比、效率和稳定性有最大影响。该区域存在叶尖泄漏流/涡、叶背分离、附面层潜移等多种流动结构。对跨音转子来说,激波的存在使尖区流场更加复杂。激波和泄漏涡相互作用产生的堵塞区的发展被认为是造成跨音转子旋转失速的重要原因。泄漏涡在近失速状态下发生破碎以及泄漏涡的自激非定常性也被认为与失速密切相关。机匣处理技术是一种应用广泛且简单有效的端区流动控制手段。自机匣处理被实验室发现以来,其在几何造型及其对压气机性能的影响方面得到了一系列研究发展。其中,周向槽处理机匣结构简单,可以在较小降低效率的前提下获得中等水平(一般10%以内)的裕度改进量。国内外学者对周向槽的结构尺寸进行了一系列优化研究。影响周向槽扩稳效果的主要结构参数有槽数/槽宽、槽的位置和槽深等。研究结果普遍表明,周向槽的数目宜选择在10槽以内,覆盖范围在叶尖弦长的中前部,可获得较佳扩稳效果[12,13,14,15,16,17]。早期研究认为开槽深度的增大,在一定范围内能使稳定裕度增加。Kim等采用一套优化系统对Rotor37的周向槽深度在一定范围内进行了优化,证明对增加稳定裕度而言存在最佳周向槽深度,在设计间隙下最优深度约为13.5倍间隙。黄旭东等对Rotor37采用了3种周向槽深度,结果表明槽深度为间隙尺寸的7倍左右时扩稳效果显著,进一步增加深度,获得的裕度改进有限。Rabe和Hah在某跨音转子上测试了2种深度的周向槽对转子性能的影响,结果表明浅槽(约1.4倍间隙)和深槽(约22.75倍间隙)几乎具有相同的扩稳效果。李相君等在某跨音转子上试验了4种深度的周向单槽,发现深宽比为0.154的浅处理槽可在较小降低效率的前提下有效地扩稳。以上研究均表明,周向槽的深度对压气机的性能影响较大,但对于最优槽深的选择存在差异。深度为间隙尺寸量级的浅槽有望在较小损失效率的同时显著提高稳定裕度。因此,本文以Rotor37为算例,首先对转子的流动失稳机理进行了探讨,然后系统地研究了周向槽深度对转子性能的影响(槽深的选择范围涵盖了约0.5至25倍间隙尺寸),最后深入分析了相应的物理机理。1对象和数值法的研究1.1周向槽处理机表本文选择的研究对象为跨音轴流压气机转子NASARotor37,该压气机转子是美国机械工程师学会确定的叶轮机械领域CFD代码测试的盲题算例之一,其基本设计参数如表1所示,更多详细设计参数和实验结果可参考文献。周向槽处理机匣是在机匣上沿压气机的周向开数条直槽。根据文献和文献的经验,本文设计了一组5个周向槽的处理机匣,槽的覆盖范围从叶尖前缘约12%弦长处到88%弦长处,其中槽宽为3mm(10.84%Ctip,Ctip为叶尖轴向弦长),齿间距为1.5mm,其结构示意图如图1所示。其中,a为第1槽中间位置距叶片前缘的距离;b和c分别为槽宽和齿宽;d为槽深;LE和TE分别为叶片的前、尾缘。根据前人经验,槽深对压气机性能影响很大,深度与叶顶间隙同量级的浅槽可在某些跨音转子中获得较优扩稳效果。因此,本文数值模拟了光滑壁面(SC)以及周向槽深度从0.2mm到9mm不等的14个算例(G1~G13),如表2所示。1.2网格结构及网格分布数值研究采用NUMECA软件,计算采用的是Fine/Turbo模块,对相对坐标系下的三维RANS方程进行定常数值计算。根据前期经验,湍流模型选取SA模型,空间离散采用Jameson有限体积中心差分格式,具有2阶和4阶标量人工黏性的差分方法;时间离散采用了Jameson的4步Runge-Kutta法;并采用了多重网格、当地时间步长和隐式残差光滑等加速收敛方法。计算网格采用IGG模块生成的分块结构网格,其拓扑结构及网格分布如图2所示。转子主流通道由7个网格块组成,叶顶间隙采用蝶形网格;周向槽采用H型网格,与转子通道网格块间采用完全非匹配链接。经网格无关验证后最终选取的计算网格为:主流通道网格总数约为78万,每一个槽内周向和轴向网格数分别为49和41,径向网格数随槽深度变化从21到49不等;加槽后总网格数在100万至128万。所有固壁均进行网格加密,第1层网格的y+≈1。整个计算域的进口取在距离转子前缘约1倍弦长的位置,出口取在转子尾缘下游约1.5倍弦长处。进口边界条件给定均匀的总压总温分布,总压和总温分别为101325Pa和288.2K,进气方向为轴向进气。出口边界条件给出中间叶高处静压,其他位置静压符合简单径向平衡方程。固壁采用绝热无滑移边界条件,主通道和处理槽周向均为周期性边界。通过不断调整出口背压来得到整个特性曲线,以数值失速(计算不能得到收敛解)前的最后一个工作点为失速点。失速点附近反压提高间隔小于0.1%,且无量纲流量间隔小于0.005。计算收敛的判断标准为:每1000计算步流量变化小于0.01%,进出口流量差小于0.1%。2计算结果和分析2.1叶尖区域流场变化本文首先对光滑机匣壁面的Rotor37进行了数值模拟,计算得到的堵点流量为20.94kg/s,与实验结果20.93kg/s接近。图3给出了绝热效率特性和总压比特性曲线,并与实验结果进行了对比,横坐标为用堵点流量进行归一化处理后的流量。可以看出压比特性与实验吻合较好,而绝热效率有较大偏差(最高效率偏差约2.6%),这和大部分CFD计算结果趋势一致。计算得到的失速边界流量为0.906,小于实验失速边界流量0.925。造成这种偏差的主要原因为实验进口处轮毂和机匣存在边界层,而计算中进口边界条件采用了均匀的总温总压分布。此外,数值方法及失速判断方法也会带来一定偏差。本文中光滑壁面及各种机匣处理算例采用完全相同的边界条件、数值方法及判断准则,因此对失速流量预测的偏差是具有一致性的,机匣处理与光滑壁面的对比结果可信。图4给出了不同工作状态下,98%叶高处S1截面的相对马赫数分布。从图中可以看出,叶尖区域流场中主要存在2个低速区,分别对应于叶顶泄漏涡(TLV)和吸力面分离区。图5为用不同弦向位置截面的相对马赫数图以及三维流线图显示出了泄漏涡形态随工况的变化。结合图4和图5可以看出,在设计工况下,泄漏涡可以顺利通过激波,经激波干涉后,涡的轨迹基本不变,涡核出现一定程度的膨胀。目前普遍认为,漩涡破碎主要是受到逆压梯度和涡强度的影响,因此当转子工作点向失速边界靠近时,泄漏涡的强度逐渐增加,激波上游的泄漏涡仍然能保持相对集中,而通过激波后由于强逆压梯度的影响,泄漏涡涡核迅速膨胀,涡发生破碎形成了大范围的回流区,造成流场堵塞,这是导致失速的主要原因。图4的二维流线显示出,由于激波/边界层干涉作用,在叶片吸力面激波后的位置形成分离泡,同时在逆压梯度作用下,叶片吸力面后半部分出现边界层分离,也会形成一个低速区,但相对来说,其引起的流场堵塞效应比泄漏涡要弱。泄漏涡及吸力面分离是导致叶尖区域流场堵塞的最重要的2种流动结构。图6分别用不同颜色的三维流线来显示泄漏流及吸力面分离流。其中黑色的流线显示出泄漏流在叶片前缘附近卷起成泄漏涡,叶片前半部分的泄漏流卷入到泄漏涡中,穿过激波后即形成大的堵塞团。叶片后半部分的泄漏流(蓝色流线)未卷入泄漏涡中,而是直接流向相邻叶片方向,在一定程度上阻碍了叶片通道的流动,然后在叶片通道中部折向下游。黄色流线显示出叶片吸力面由于激波/边界层干涉以及逆压梯度形成的边界层分离流动,并且可以看出分离流在离心力作用下向叶尖的潜移和堆积。红色流线代表主流,由于叶片通道内泄漏涡破碎造成的堵塞,使主流流线在叶片前缘附近发生偏转。由以上分析可见,叶尖泄漏流及泄漏涡经激波干涉后破碎造成的尖区流场堵塞是导致该转子失速的最主要的原因,叶片吸力面分离对失速也有一定影响。因此,提高转子稳定裕度可以从抑制泄漏流/涡、推迟涡破碎、弱化涡波相互作用、减弱或移除涡破碎后形成的滞止区及吸力面分离区等方面采取流动控制手段。2.2周向槽和浅槽深度对稳定裕度的影响下面对一系列深度不同的周向槽机匣处理数值模拟结果进行分析。图7给出了不同周向槽深度的处理机匣结构对转子性能影响的结果对比。稳定裕度定义为式中:m和π*分别为流量和总压比,下标design和stall分别为设计工况和近失速工况,取光滑壁面设计流量20.19kg/s为设计工况。采用机匣处理后,转子的堵点流量比光滑壁面结果有所减小,并且周向槽深度越大,流量损失越大(如图7(a)所示),所有的机匣处理算例均能获得相对于光滑壁面更大的稳定裕度(如图7(b)所示)。整体比较,稳定裕度值与周向槽深度之间并非呈单调关系,而是呈“双峰”关系,即:相对较浅的周向槽算例裕度最大值出现在G3(d=0.4mm)附近,裕度可提高约6.7%;相对较深的周向槽算例中,G13(d=9mm)可获得最大的裕度(约7.3%)。可见对该转子,合理设计浅周向槽可以获得与深周向槽接近的稳定裕度改进。从图中还可推知,浅槽深度为1~1.5倍间隙尺寸时均可获得较佳的扩稳效果;而深槽深度在14倍间隙时扩稳效果显著,进一步增加槽深,裕度几乎没有变化。周向槽机匣处理在提高转子稳定裕度的同时会带来效率损失(如图7(c)所示),且整体趋势为槽的深度越大则效率损失越大(约0.15%~0.47%)。下文将以2组浅/深槽算例G4(d=0.5mm,裕度增加6.6%)和G11(d=5mm,裕度增加7.2%)为代表(其绝热效率和总压比特性曲线如图8所示),对机匣处理后的流场进行分析,并探讨机匣处理增加稳定裕度的机理。2.3机表流场对比尖区流场堵塞的发展被认为是导致失速的重要原因。图9给出了机匣处理前后120%弦长位置周向平均的轴向密流沿展向的分布,其中,密流用进口密度和叶尖切向速度无量纲化。可以看出,采用机匣处理后,75%叶高以上的轴向密流有所提高,该叶高以下的轴向密流有所降低。由此可见,机匣处理使转子通道流量在展向得到重新分配,低叶高处流量减小,叶尖区域流量增大,尖区流场堵塞程度降低。图10给出了机匣处理前后98%叶高的相对马赫数分布。从图中可以看出,采用机匣处理后,流场中的低速区域明显减小,流场的流通能力得以增强,机匣处理可以有效抑制由于激波干涉导致泄漏涡破碎而形成的堵塞区。由于激波后低速区域被削弱,激波的位置、形状和强度也相应有一定变化。此外,流场对比结果显示,机匣处理后叶片吸力面分离区范围略有增加,这主要是由于总压比提高(如图8所示),逆压梯度增强所导致。相对而言,G11对激波后泄漏涡破碎形成的低速区的消除作用要略强于G4,且吸力面分离的区域也比G4小,这正与图7(b)显示的G11裕度略高于G4的结果相符。不同弦向位置截面的相对马赫数分布图如图11所示,采用机匣处理后,激波前流场的变化较小,而激波后流场的流通能力显著提高。结合三维流线图看出,泄漏涡在激波前的轨迹和形态变化不明显,均保持为集中涡,G4和G11的泄漏涡轨迹与叶片的夹角比光滑壁面情况略小,即涡更靠近吸力面,涡的强度也相对减弱。激波后泄漏涡的形态发生明显变化。光滑壁面情况如图11(a)所示,由于激波/泄漏涡干涉造成泄漏涡涡核急剧膨胀破碎,并形成大片回流区;采用机匣处理后,该回流区显著减弱甚至消除,如图11(b)和图11(c)所示。值得注意的是,图11(b)和图11(c)显示的机匣处理后泄漏涡在激波后的形态和图5(a)显示的光滑壁面设计工况下泄漏涡的形态有一定相似,但对比图10(b)和图10(c)以及图4(a)可以看出两者存在明显区别。图10(b)和图10(c)中流线经过激波后受到强逆压梯度影响明显向周向偏转,形成几乎横断叶片通道的流动,然后在通道后半部分折向下游,机匣处理对流场的周向横断运动影响较小。对比图10中的二维流线看出,机匣处理后泄漏涡破碎形成的堵塞区的轴向回流受到显著抑制,所携带的轴向负动量大大减弱。图12为98%叶高处的叶片表面压力分布曲线。机匣处理前后最显著的变化是叶片负荷明显提高,尤其是叶片压力面的静压明显增加。当转子工作在近失速工况时,泄漏涡破碎后形成的堵塞团聚集在相邻叶片前缘靠近压力面的位置如图10(a)所示,该低能流体团会使叶片压力面的负荷下降。采用机匣处理后,该低能流团被移除如图10(b)和图10(c)所示,叶片压力面的负荷相应地得以提高。这也解释了图8中采用机匣处理后,转子总压比特性比光滑壁面结果有所增加的原因。2.4机表轴向回流分析前文分析了机匣处理对主通道流场的影响,本节将主要分析周向槽内的流动状况及其与叶片通道流之间的相互作用机制。在叶片表面压差驱动作用下,叶尖泄漏流的方向在轴向表现为倒流(如图6所示),而周向槽的结构使槽内流体趋于周向运动,有助于减弱泄漏流的轴向负动量,增强流场流通能力。为进一步分析处理槽对尖区流场的影响,图13和图14分别给出了叶尖区域子午面周向平均的轴向速度分布和相对速度矢量图,并且与扩稳效果相对较弱的G8算例作对比。光滑壁面结果显示在靠近机匣处距前缘约10%至50%弦长的范围存在较强的轴向逆流(如图13(a)所示),根据前述分析,该逆流区正是由泄漏涡破碎形成。采用机匣处理后,该逆流区明显得到抑制,其中G11对逆流的抑制效果最佳,G4其次,G8相对最弱。相对速度矢量分布如图14所示,机匣附近的轴向逆流进入周向槽中,在槽的作用下重新注入主流。图中用箭头示意流体进出周向槽的流动结构。根据动量守恒可知,进出槽的流体轴向动量变化是由周向槽及主流对槽内流体的轴向作用力造成的,其中由于周向槽带来的作用力包括前后壁面压差以及顶壁摩擦力。浅槽算例中(G4),轴向回流被各槽前壁面阻挡,流出处理槽重新进入主流,且槽顶壁的摩擦力较大,流体所携带的轴向负动量经各槽作用后逐渐减小,近壁区的回流显著减弱。中等深度算例中(G8),流体进出周向槽的情况与浅槽基本相同,只是此时槽内径向运动增强,槽顶部的流体轴向速度很小,相应地轴向摩擦力很小,因此,槽对流体的轴向作用力主要来源于槽前壁面的阻挡作用。深槽算例中(G11),槽内流动情况较复杂,流体进入槽内后,经前后壁作用,轴向动量被消耗,流出槽的流体运动方向几乎为径向。槽深的增加一方面保证了轴向负动量几乎被完全消除,另一方面在轴向回流较弱的区域(如G11第一槽),反而会减弱流体的轴向动量。综上原因,槽的深度并非越深越好,浅槽和深槽存在各自的合理尺寸范围。根据该机理还可推知,处理槽的位置分布于轴向回流较强的