某型燃氣輪機進氣系統(tǒng)內(nèi)流場的數(shù)值分析

徐鑫，劉常青，孫勇，張亞東

（1.中航工業(yè)沈陽發(fā)動機設(shè)計研究所，沈陽110015；2.中航工業(yè)發(fā)動機有限責任公司，北京100028）

某型燃氣輪機進氣系統(tǒng)內(nèi)流場的數(shù)值分析

徐鑫1，劉常青1，孫勇2，張亞東1

（1.中航工業(yè)沈陽發(fā)動機設(shè)計研究所，沈陽110015；2.中航工業(yè)發(fā)動機有限責任公司，北京100028）

為了揭示燃機進氣系統(tǒng)內(nèi)的流動特性，并為進氣系統(tǒng)的性能預(yù)測、優(yōu)化設(shè)計提供理論依據(jù)，以某型燃氣輪機的進氣系統(tǒng)為研究對象，基于混合網(wǎng)格的SIM PLE算法和標準的k-ε湍流模型，運用FLU EN T軟件對燃氣輪機進氣系統(tǒng)內(nèi)的流場進行數(shù)值模擬，并從壓力分布、氣流角分布2個方面進行分析。結(jié)果表明：對氣動性能產(chǎn)生重要影響的損失區(qū)域主要集中在進氣外環(huán)上方和支板附近，蝸殼內(nèi)錐的繞流分離也是損失源之一。應(yīng)進行盡可能消除進氣外環(huán)上方的氣流分離，同時將繞流分離控制在一定范圍內(nèi)的優(yōu)化設(shè)計和改進。

進氣系統(tǒng)；流場；性能預(yù)測；優(yōu)化設(shè)計；κ-ε湍流模型；燃氣輪機

0 引言

空氣在流過燃氣輪機進氣系統(tǒng)時，不可避免地要經(jīng)過轉(zhuǎn)彎、收縮、擴壓、繞流等流動。這些流動特點將增加進氣系統(tǒng)的流動阻力損失，增加壓氣機進口截面的流動不均勻性[1-3]。流動阻力損失的增加降低了機組的工作效率，而氣流速度場和壓力場分布的不均勻性會造成壓氣機偏離設(shè)計工況點，降低喘振裕度，嚴重影響壓氣機工作穩(wěn)定性[4]。因此,開展燃氣輪機進氣系統(tǒng)的流場研究工作，合理組織壓氣機進口氣流，對于提高燃氣輪機效率和工作穩(wěn)定性具有重要意義。

本文對某型燃機進氣系統(tǒng)的流場進行了3維數(shù)值模擬，通過對不同工況下進氣系統(tǒng)內(nèi)流體的動力學特性進行比較分析，提出進一步改善燃氣輪機進氣特性的措施和建議。

1 模型建立及網(wǎng)格劃分

1.1 流場區(qū)域的建立

某型燃氣輪機進氣系統(tǒng)分為進氣蝸殼、進氣內(nèi)外環(huán)、進氣機匣3大部件，如圖1所示。

圖1 某型燃氣輪機進氣系統(tǒng)

以某型燃氣輪機進氣系統(tǒng)為研究對象，根據(jù)其結(jié)構(gòu)參數(shù)及支板葉型坐標，利用UG軟件，采用由下到上（即由點到線、線到面、面到體）的方式對燃氣輪機進氣系統(tǒng)進行整體造型，其中進氣內(nèi)外環(huán)和進氣機匣含空間曲面，燃氣輪機進氣內(nèi)外環(huán)及進氣機匣的結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 燃氣輪機進氣內(nèi)外環(huán)及進氣機匣

流場計算區(qū)域采用全流道計算域方法，即整體外殼實體減去燃氣輪機進氣系統(tǒng)內(nèi)支板等流體無法穿過的部件所得的實體部分，流道3維模型如圖3所示。

圖3 流道3維模型

1.2 網(wǎng)格生成

蝸殼是進氣系統(tǒng)重要而特殊的部分，蝸殼進口來流的非均勻性加劇了內(nèi)部漩渦結(jié)構(gòu)的演化，為了便于給準邊界條件，將蝸殼進口部分延長，使其進口為均勻流動[5-6]。具體計算時將整個流域分為4部分，即進口延長段、蝸殼段、進氣內(nèi)外環(huán)段、進氣機匣段。其中，對進口延長段采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行劃分，其余部分結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜采用混合網(wǎng)格進行劃分，并在支板附近進行網(wǎng)格加密，以確保網(wǎng)格精度，網(wǎng)格總質(zhì)量良好，其子午面網(wǎng)格如圖4所示[7-9]。

圖4 燃氣輪機進氣系統(tǒng)子午面（faceY=0）網(wǎng)格

2 控制方程和邊界條件

2.1 控制方程

進氣系統(tǒng)可視為絕熱系統(tǒng)，對其穩(wěn)態(tài)工作過程的描述可采用3維定?？蓧嚎s黏性流動數(shù)學模型建立其基本控制方程，流體流動狀態(tài)為湍流，采用標準κ-ε湍流模型來封閉方程[10-11]。

連續(xù)方程為

動量方程為

能量方程為

式中:ui、uj為流體速度分量；xi、xj為各坐標分量；ρ為氣體密度；p為氣體壓力；τij為應(yīng)力張量；E為單位質(zhì)量氣體總能量；λ為有效導(dǎo)熱系數(shù)；h為氣體靜焓[12]。

湍動能k和湍動能耗散率ε的微分方程為

式中：Gk為湍動能產(chǎn)生項；標準k-ε雙方程模型中Cμ=0.09，Gε1=1.44，Gε2=1.92；湍動能k和耗散率ε的湍流普朗特數(shù)為σk=1.0，σε=1.3[13-14]。

2.2 邊界條件

2.2.1 進口邊界

計算域進口邊界條件為給定的均勻總壓、總溫和與進口邊界相垂直的來流條件，總壓為標準大氣壓，總溫=288 K，隱含了?p/?n=0，間接確定進口截面速度。湍流模型邊界條件為

式中：uin為進口截面平均流速，m/s；cμ=0.09；L為水力直徑，mm；本文的數(shù)值模擬計算結(jié)果進口湍流度均取5%[15]。

2.2.2 壁面邊界

壁面邊界條件對于能量守恒方程可以認為是絕熱的，即?T/?n=0；對于動量守恒方程由于流體是黏性的，應(yīng)滿足壁面無滑移邊界條件。

2.2.3 出口邊界

計算域出口設(shè)置成速度入口邊界條件(Velocity-Inlet)，給定負的速度值，模擬“抽氣”過程。假設(shè)出口的速度分量分布均勻，流動方向為垂直出口平面方向，燃氣輪機在各工況下進氣系統(tǒng)出口速度的值見表1。

表1 燃氣輪機各工況下進氣系統(tǒng)出口速度

3 結(jié)果分析

在4種工況下（流量分別為26.37、23.675、 20.581、17.144 kg/s）對流場進行了流體動力學分析，得到某型燃氣輪機進氣系統(tǒng)內(nèi)流體的流動特性，包括壓力分布、氣流角分布等。

3.1 壓力分析

經(jīng)過數(shù)值模擬，得到在各工況下燃氣輪機進氣系統(tǒng)進、出口截面的壓差，如圖5所示。從圖中可見，進、出口截面的壓差隨流量的增加呈折線增大，趨勢與以往燃氣輪機進氣系統(tǒng)的試驗結(jié)果相一致，從壓差計算結(jié)果來看，采用的邊界條件基本可以準確地模擬壓力損失。

圖5 進、出口截面壓差-流量折線

圖6 1.00工況出口截面總壓等值線分布

圖7 0.75工況出口截面總壓等值線分布

圖8 0.50工況出口截面總壓等值線分布

圖9 0.28工況出口截面總壓等值線分布

在工況分別為1.00、0.75、0.50、0.28時出口截面總壓等值線分布分別如圖6～9所示。從圖中可見，某型燃氣輪機進氣系統(tǒng)的出口總壓受支板影響，其等值線大致呈6個扇段分布，沿支板投影上、下形成明顯的負壓中心，說明流體在支板前端受到撞擊后形成漩渦，波浪式沿支板表面向下游移動，受到支板葉型曲率的進一步影響，漩渦進一步伸長，形成一系列尾跡流，上述情況又以頂部支板（Z向）最為突出。

在工況分別為1.00、0.75、0.50、0.28時子午面氣總壓等值線分布如圖10～13所示。從圖中可見，在某型燃氣輪機進氣系統(tǒng)內(nèi)，流體流經(jīng)蝸殼段時總壓變化很?。恢?，流體發(fā)生偏轉(zhuǎn)，進入進氣內(nèi)外環(huán)，其Z向正上方出現(xiàn)明顯的壓力分布梯度，在A區(qū)（圖1）形成一總壓高損失區(qū)；隨后，流體進入進氣機匣，繞過支板，總壓損失進一步增大。

圖10 1.00工況子午面總壓分布

圖11 0.75工況子午面總壓分布

圖12 0.50工況子午面總壓分布

圖13 0.28工況子午面總壓分布

據(jù)此，可以推斷整個進氣系統(tǒng)的壓力高損失區(qū)主要集中在A區(qū)和6塊支板附近。在一定范圍內(nèi)，A區(qū)的流動損失所占比重較大，是需要優(yōu)先改進的區(qū)域，盡量使氣流的轉(zhuǎn)折分散在較大的空間內(nèi)，避免出現(xiàn)局部分離。

3.2 氣流角α分析

在工況分別為1.00、0.75、0.50、0.28時子午面氣流角等值線分布如圖14～17所示。從圖中可見，蝸殼內(nèi)錐上方的氣流偏轉(zhuǎn)幅度很小，進入進氣機匣上半部的流體更多來自進氣外環(huán)上方，這使得A區(qū)氣流轉(zhuǎn)折加劇，氣流發(fā)生分離，局部出現(xiàn)漩渦，引起較大的壓力損失。A區(qū)的分離渦貼近壁面，損失集中在近壁面區(qū)域內(nèi)，其方向與軸向垂直，對流道有堵塞作用，A區(qū)分離渦的產(chǎn)生、脫落將產(chǎn)生較大的壓力脈動，對發(fā)動機的穩(wěn)定工作裕度產(chǎn)生不利影響。

圖14 1.00工況子午面氣流角等值線分布

圖15 0.75工況子午面氣流角等值線分布

圖16 0.50工況子午面氣流角等值線分布

圖17 0.28工況子午面氣流角等值線分布

蝸殼內(nèi)錐的存在強化了軸向的壓力梯度（軸向流動得到加強，Z向的流動被削弱），使得內(nèi)錐附近的氣流較早地轉(zhuǎn)向，軸向位置越靠近壓氣機，錐角的作用越明顯。不過，內(nèi)錐繞流形成的分離渦不可避免，也是損失源之一，但由于內(nèi)錐的直徑較大，對氣流的阻礙作用也較大，氣流不易繞過內(nèi)錐流到其下方，在一定程度上抑制了繞流分離強度，且分離渦為軸向，產(chǎn)生的壓力脈動較小，對發(fā)動機裕度的影響較小。

為了定量描述氣流偏轉(zhuǎn)、繞流帶來的不均勻程度，定義出口截面處的總壓不均勻度

式中:Ptmax為最大總壓；Ptmin為最小總壓；Ptav為平均總壓。

根據(jù)燃氣輪機進氣系統(tǒng)出口截面處的總壓模擬值（Ptmax、Ptmin、Ptav）計算不均勻度，結(jié)果見表2。由表中數(shù)據(jù)可知，在不同工況下出口的壓力場都較均勻，很明顯由進氣道幾何形狀、蝸殼內(nèi)錐繞流、支板繞流產(chǎn)生的氣流偏轉(zhuǎn)、分離和漩渦隨流動過程逐漸減弱，對出口壓力均勻性影響不大。

表2燃氣輪機進氣系統(tǒng)出口的總壓不均勻度

4 結(jié)論

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（1）某型燃氣輪機進氣系統(tǒng)流場比較復(fù)雜，對其流道進行3維CFD數(shù)值模擬，可以預(yù)測總壓損失等外部特性，便于進行壓力分布、氣流角分布等流態(tài)分析，有助于認識流體在進氣系統(tǒng)內(nèi)的流動狀態(tài)。

（2）對氣動性能產(chǎn)生重要影響的損失區(qū)域主要集中在A區(qū)和6塊支板附近。

（3）由進氣道幾何形狀、蝸殼內(nèi)錐繞流、支板繞流產(chǎn)生的氣流偏轉(zhuǎn)、分離和漩渦可隨流動過程逐漸減弱，對出口壓力均勻性影響不大。

（4）盡可能消除A區(qū)分離，使氣流的轉(zhuǎn)折分散在較大的空間內(nèi)，同時將內(nèi)錐和支板的繞流分離控制在一定范圍內(nèi)，是燃氣輪機進氣系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計或改進的方向。

Numerical Simulation on Interior Flow Field for a Gas Turbine Inlet System

XU Xin1，LIU Chang-qing1，SUN Yong2，ZHANG Ya-dong1
（1.AVIC Shenyang Engine Design and Research Institute,Shenyang 110015,China；2.AVIC Engine Co,.Ltd，Beijing 100028,China）

In order to reveal the main characteristics of the inlet system,and provide the theoretical basis for the performance prediction and the optimization design of the inlet system,taking the inlet system of a gas turbine as a research subject,the interior flow field of the inlet system for gas turbine was simulated by FLUENT based on SIMPLE algorithm and standard k-ε turbulence model of mixed grid.The distribution of pressure and angle of flow were analyzed.The results show that the loss area of an important effect on the aerodynamic performance mainly concentrates on the top of airscoop and around the baffles,and the flow separation around inner cone is also one of the sources of losses.Therefore,the way of improving inlet system is eliminating the flow separation on top of airscoop and keeping the flow separation under control.

inlet system;flow field;performance prediction;optimization design;k-ε turbulence model;gas turbine

V 211.3

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2014.02.010

2013-03-10基金項目：燃氣輪機工程研究項目資助

徐鑫（1985），男，碩士，工程師，從事燃氣輪機總體結(jié)構(gòu)設(shè)計工作；E-mail:xuxin_hrbeu@aliyun.com。

徐鑫，劉常青，孫勇,等.某型燃氣輪機進氣系統(tǒng)內(nèi)流場的數(shù)值分析[J].航空發(fā)動機，2014,40（2）:51-55,75.XU Xin，LIU Changqing，SUNYong，et al.Numerical simulation on interior flow field for a gas turbine inlet system[J].Aeroengine，2014,40（2）:51-55,75.