軸向輪緣密封導流段幾何結構對渦輪級氣動冷卻特性影響的數(shù)值研究

高慶,屈杰,馬汀山,居文平,李軍,惠濤

(1.西安熱工研究院有限公司,710054,西安;2.西熱節(jié)能技術有限公司,710054,西安;3.西安交通大學葉輪機械研究所,710049,西安;4.中國建筑西北設計研究院有限公司,710018,西安)

在航空發(fā)動機和重型燃氣輪機的主流流道中,由于周向壓力分布不均,會發(fā)生高溫燃氣入侵的現(xiàn)象。目前,工程中主要通過從壓氣機級引入低溫冷卻氣流來冷卻渦輪盤以阻塞高溫燃氣。冷卻氣流一方面可對渦輪盤進行有效充壓,達到冷卻封嚴的作用;另一方面,冷卻氣流透過輪緣密封間隙進入主流流道后,會對渦輪級效率產(chǎn)生影響。輪緣密封間隙射流對主流渦輪級產(chǎn)生不利擾動的同時,會對下游端壁提供一定的氣膜保護作用。

諸多學者開展了大量的實驗及數(shù)值研究。McLean等有關冷卻結構變化對冷氣流與主流相互作用的影響進行了實驗研究[1-2]。Blanco等結合實驗測量與數(shù)值計算方法,研究了端壁臺階形式對渦輪級氣動性能的影響[3]。Schuler等數(shù)值研究了兩種輪緣密封結構在不同冷氣量時的燃氣入侵特性以及封嚴射流對主流損失的影響[4]。Popovic等數(shù)值研究了輪緣密封結構參數(shù)變化對封嚴效率以及主流氣動性能的影響[5]。Marini等針對嵌入型與抬升型不同這兩種動葉端壁結構,數(shù)值研究了單級高壓軸流透平動葉前緣端壁結構對主流與冷氣流相互作用的影響[6]。Schuepbach等結合實驗測量和數(shù)值模擬研究了輪緣密封射流對于非軸對稱端壁造型的葉柵性能的影響[7]。Blot等實驗對比了有無冷氣射流時葉柵通道總壓損失及二次流渦系結構[8]。Jia等以某低展弦比葉柵為研究對象,數(shù)值分析了4種冷氣流量下有無間隙射流結構時渦輪級氣動性能的變化[9]。高慶等分析了在出口面積相同的直縫間隙、傾斜間隙以及在傾斜間隙基礎上改型得到的漸縮型、漸擴型間隙這4種輪緣間隙結構下,輪緣密封射流對渦輪級氣動性能的影響[10]。程舒嫻等研究了動葉前緣下端壁5種造型對輪緣密封流場和封嚴效率及動葉氣動性能的影響,結果表明,凹壁面端壁造型能使最小封嚴氣量減小14%以上[11]。賈惟等研究了輪轂封嚴對渦輪端區(qū)流動的影響,結果表明,2%的封嚴流量使渦輪級效率降低約1.6%[12]。楊帆等研究了渦輪轉(zhuǎn)靜盤腔中輪緣封嚴氣流與下游轉(zhuǎn)子的干涉、損失機制,在不同封嚴流量下,有關輪緣封嚴氣流對下游轉(zhuǎn)子氣動性能和流場分布的影響進行了數(shù)值模擬[13]。Popovic等數(shù)值研究了動葉端壁上游輪緣密封射流流量以及預旋對其氣動、傳熱性能的影響,結果表明,輪緣密封射流對下游動葉及端壁的冷卻作用有限,射流冷氣主要集中在動葉端壁吸力面前部和動葉通道渦的吸力面[14]。Barigozzi等在直列葉柵實驗臺研究了輪緣密封射流角度對動葉氣熱性能的影響[15]。安玉戈等采用氣熱耦合方法,研究了輪緣密封射流對多級透平流動結構、氣動性能和熱負荷的影響[16]。

渦輪盤邊緣處的輪緣密封間隙結構將直接影響冷卻氣流射流的形態(tài),從而影響渦輪級的氣動性能及下游動葉端壁的冷卻效果。因此,本文著重討論輪緣密封間隙導流段幾何結構對渦輪級氣動冷卻性能的影響,研究輪緣密封射流與上游主流摻混機理,旨在為高性能高效率的輪緣結構設計提供一定的技術支撐和數(shù)據(jù)積累。

1 計算模型與計算方法

1.1 數(shù)值計算模型

計算模型為燃氣輪機裝置的二次空氣冷卻供應系統(tǒng)的輪緣間隙部分,計算域包含透平主流流道及渦輪盤計算域,輪緣間隙計算結構的二維示意圖如圖1所示。主流通道中渦輪級的葉型選用文獻[17]中的高負荷低展弦比透平葉型,靜葉數(shù)為30,動葉數(shù)為45,輪緣密封結構相關的幾何參數(shù)如表1所示,其中輪緣密封軸向間隙比Gc,ax=sc/b為0.023,盤腔間隙比G=s/b為0.087。

圖1 計算域結構示意圖

mm

導流段結構為直縫間隙結構時,計算域的計算網(wǎng)格如圖2所示。多塊結構化計算網(wǎng)格由NUMECA-AUTOGRID模塊生成,主流渦輪級流道拓撲結構采用H-O-H結構化網(wǎng)格,葉片表面采用O型拓撲貼體網(wǎng)格,葉片進出口延伸處及盤腔結構處為H型結構化網(wǎng)格,生成網(wǎng)格時保證主流通道與盤腔內(nèi)在密封間隙處網(wǎng)格節(jié)點完全匹配,以保證求解精度。在主流通道中:靜葉沿周向布置55個節(jié)點,沿著軸向布置73個節(jié)點;動葉片沿周向布置48個節(jié)點,沿著軸向布置82個節(jié)點。主流通道沿著葉高方向布置49個節(jié)點,在密封間隙處布置30個節(jié)點。計算中主流進口給定總壓P0=123 kPa,總溫為500 K,主流出口給定平均靜壓Pout=101 325 Pa,冷氣流進口給定質(zhì)量流量,計算中冷氣流進口總溫為300 K,旋轉(zhuǎn)區(qū)域轉(zhuǎn)速為3 600 r/min。固壁面設置為無滑移絕熱壁面,動靜計算域交界面設置于渦輪盤上游,連接方式為混合平面,對流項空間差分采用高精度混合格式,湍流模型采用SST模型。當連續(xù)方程、動量方程、能量方程、湍流方程的均方根殘差達到10-5、各計算域進出口流量不平衡率小于0.1%時,認為計算收斂。

圖2 直縫間隙結構輪緣密封計算網(wǎng)格

1.2 渦輪級氣動性能計算方法可靠性驗證

為了驗證本文所用數(shù)值方法及湍流模型在渦輪級氣動性能計算方面的可靠性,本文采用SST湍流模型求解RANS方程組的方法,對Aachen一級半透平[18]進行了計算,并與文獻[18]中的實驗結果進行了對比。第一級靜葉出口氣流角、出口總壓、動葉出口總壓沿葉高的分布如圖3～5所示,可知計算值與實驗值吻合良好,證明了本文所用數(shù)值方法及湍流模型可對渦輪級氣動性能做出可靠評估。

圖3 Aachen渦輪級靜葉出口氣流角分布計算值與實驗值對比

圖4 Aachen渦輪級靜葉出口總壓計算值與實驗值對比

圖5 Aachen渦輪級動葉出口總壓計算值與實驗值對比

2 輪緣密封幾何參數(shù)的影響

2.1 導流段結構對渦輪級氣動性能影響

在典型直縫型導流段的基礎上,保持輪緣密封導流段進口及出口尺寸不變,通過改變輪緣密封導流段引導線結構,分別拓展設計了圓型、橢圓型以及雙曲線型導流段結構,4種導流段的幾何結構示意圖和圓型與雙曲線型導流段結構的計算網(wǎng)格如圖6、圖7所示,4種不同導流段結構計算中冷氣流的進口參數(shù)保持一致,流量為主流流量的1%,進口溫度為300 K。

輪緣密封射流情況的改變會直接影響到下游動葉入口處的流動狀態(tài),因此可先從動葉進口參數(shù)的變化來分析射流對下游葉柵及整級氣動性能的影響,4種不同導流段結構下動葉進口氣流角沿葉高的分布如圖8所示,圖中h為動葉高度,H為動葉高度高大值。氣流角定義為

(a)直縫型導流段 (b)橢圓型導流段

(c)雙曲型導流段 (d)圓型導流段圖6 輪緣密封導流段結構示意圖

(a)圓型導流段 (b)雙曲型導流段圖7 圓型及雙曲型導流段計算網(wǎng)格

(a)動葉進口氣流角 (b)15%葉高以下動葉進口氣流角圖8 不同導流段結構時動葉進口氣流角沿葉高的分布

(1)

式中:Wt為切向速度;Wz為軸向速度。

圖9 計算域中的坐標系

計算域中的坐標系如圖9所示,可知正角度氣流為負攻角,負角度氣流為正攻角。輪緣密封冷氣射流影響了下部氣流的偏轉(zhuǎn)程度,冷氣射流與主流相互作用下,在10%葉高位置以下出現(xiàn)了負攻角情況,但是在10%葉高位置以上的流動區(qū)域冷氣射流擾動較小。對比4種結構發(fā)現(xiàn):采用直縫間隙結構時,10%葉高位置以下的氣流負攻角現(xiàn)象最為明顯,橢圓型間隙結構次之,采用圓型間隙結構的氣流負攻角最小;5%葉高位置處,圓型間隙結構下的動葉進口氣流角比直縫間隙結構下的減小了15°。

4種不同導流段結構時1%葉高動葉表面靜壓的分布如圖10所示,圖中橫坐標Cax為量綱一軸向距離。受到進口氣流負攻角的作用,葉片前緣壓力滯止點的位置發(fā)生改變,葉片前緣處吸力面的壓力有所增大。隨著氣流攻角的增大,氣流撞擊到葉片吸力面所形成的滯止點位置會更加靠近葉片前緣處。在直縫間隙結構中壓力滯止點位置位于約10%軸向弦長處,而在圓型間隙結構中壓力滯止點位置位于約4%軸向弦長,滯止點位置沿軸向移動了約6%的軸向弦長。同時,由于滯止點位置的變化,吸力面前緣負荷分布變化較為劇烈。

圖10 不同導流段結構時1%葉高處靜壓分布

為了進一步研究葉片壓力分布的變化,給出了4種不同導流段動葉端壁壓力云圖及合速度矢量圖,如圖11所示。由圖11可知:上游主流氣流通過輪緣密封后,與密封間隙射流混合,相對于主流速度,由于間隙射流的切向速度,存在切向滯后,因而混合后的氣流會發(fā)生切向偏離;由于氣流的偏離,摻混后的氣流將以負攻角流向進入到動葉通道中,氣流沖擊在動葉吸力面前緣處,進而形成壓力增高區(qū)域;對比4種不同導流段的流場結構,直縫型導流段中負攻角最大,通道內(nèi)橫向流動最明顯;橢圓型、雙曲型及圓型導流段中,射流的負攻角有所減小,通道內(nèi)的橫向流動趨勢減弱,軸向流動趨勢有所增強。

(a)直縫型導流段 (b)橢圓型導流段

(c)雙曲型導流段 (d)圓型導流段圖11 不同導流段結構時動葉端壁速度矢量及壓力分布

(a)動葉進口軸向速度 (b)15%葉高以下動葉進口軸向速度圖12 不同導流段結構時動葉進口軸向速度沿葉高分布

(a)動葉進口切向速度 (b)15%葉高以下動葉進口切向速度圖13 不同導流段結構時動葉進口切向速度沿葉高分布

4種不同導流段結構下,動葉進口軸向速度沿葉高的分布如圖12所示。由圖12可知:導流段結構對動葉進口速度的影響區(qū)域,主要集中在20%以下葉高范圍,而在20%以上葉高區(qū)域速度場受到的擾動較小;在5%葉高以下范圍內(nèi)直縫型導流段的軸向速度小于其他3種結構的,這說明在直縫間隙結構下氣流的貼壁性能最弱。4種導流段結構下,動葉進口切向速度沿葉高的分布如圖13所示。由圖13可知:不同導流段結構下,動葉進口切向速度的變化區(qū)域主要集中在20%以下葉高處,與圖12中的規(guī)律類似;圓型導流段結構中的切向速度最小,由于射流以負攻角形式進入葉柵通道,所以切向速度減小體現(xiàn)了攻角的減小。4種不同導流段結構下動葉進口徑向速度沿葉高分布如圖14所示,相比于圓型、橢圓型及雙曲型結構,可知直縫型結構下的動葉根部進口徑向速度最大,因此對邊界層擾動最大。

圖14 不同導流段結構時動葉進口徑向速度沿葉高分布

為了分析導流段結構對輪緣密封間隙射流流動形態(tài)的影響,給出了4種不同導流段結構下導流段出口處的流場結構,如圖15所示。由圖15可知:冷氣流在轉(zhuǎn)盤泵送的作用下,沿著轉(zhuǎn)盤上升,通過輪緣密封導流段以射流形態(tài)進入透平動葉通道;使用直縫型導流段時,射流透過輪緣密封間隙獲得較大的徑向速度,因此會較大排擠上游的主流氣流;受到主流氣流的壓迫,輪緣密封間隙射流在導流段出口形成較大的渦旋結構;受到導流段的軸向引導作用,射流通過導流段結構時徑向速度較小,因此對上游主流氣流的排擠程度不如直縫型導流段結構明顯;由于氣流獲得了軸向速度,射流通過導流段后更好貼附在動葉前緣端壁處,并未有明顯的渦旋結構;采用圓型導流段結構時氣流貼附程度最佳。

(a)直縫型導流段 (b)橢圓型導流段

(c)雙曲型導流段 (d)圓型導流段圖15 不同導流段結構時導流段出口流場結構

總壓損失系數(shù)是渦輪級氣動性能的主要評價指標,反映了渦輪級氣動損失的大小?？紤]冷氣流攜帶的能量,定義參考進口總壓、總壓損失系數(shù)

(2)

(3)

式中:Pref為進口參考總壓;P0為主流進口總壓;mmain為主流進口質(zhì)量流量;P0,seal為冷氣流進口總壓;mseal為冷氣流質(zhì)量流量;Plocal為當?shù)乜倝?Pout為出口靜壓。

4種不同導流段結構時動葉出口總壓損失的分布云圖如圖16所示。由圖16可知:在動葉出口處,由于通道渦以及尾跡脫落渦的影響,形成了高損失區(qū)域,其中以下部通道渦所造成的損失區(qū)域最為明顯;采用直縫型導流段時,通道渦所造成的高損失區(qū)最強,尾跡脫落的影響最為明顯;當采用橢圓、雙曲及圓型導流段結構時,通道渦所造成的損失區(qū)均有所減弱,尾跡脫落所造成的損失有所改善,圓型導流段結構時射流對主流所造成的氣動損失最小。采用圓型導流段結構時,射流在間隙導流結構的引導作用下,在密封間隙出口處徑向速度減小而切向速度、軸向速度有所增加。徑向速度的減小可減輕射流對動葉前緣邊界層的擾動,從而減小動葉前緣邊界層的分離,有利于抑制通道渦的形成;切向速度增加可使氣流在進入動葉通道時的負攻角減弱,并可減弱動葉通道中的橫向流動,抑制了通道渦的發(fā)展;軸向速度的增加可使氣流更好地貼附壁面,減小了氣流對前緣邊界層的擾動。因此,圓型導流段結構下輪緣密封射流與主流相互作用對渦輪級氣動性能的影響最小。

(a)直縫型導流段 (b)橢圓型導流段

(c)雙曲型導流段 (d)圓型導流段圖16 不同導流段結構時動葉出口總壓損失云圖

為了衡量輪緣密封射流對主流性能的影響,將封嚴冷氣進口視為一個進口,兼顧間隙射流潛在的做功能力,定義渦輪級效率

(4)

式中:Tq為扭矩;ω為轉(zhuǎn)速;T0為主流進口總溫;T0,seal為冷氣進口總溫;cp為定壓熱容;P0,out為出口總壓;P0,in為主流進口總壓。

4種不同導流段結構時渦輪級效率的對比如圖17所示。相比于直縫型導流段結構,相同的冷氣流量下采用圓型導流段結構,可使渦輪級相對效率提高約為0.23%。

圖17 不同導流段結構時級效率對比

2.2 導流段結構對動葉端壁冷卻特性影響

為了分析輪緣密封射流對下游動葉端壁冷卻特性的影響,定義氣膜冷卻效率

(5)

式中:Th為主流進口溫度;Tc為冷卻氣流進口溫度;T為當?shù)販囟取?/p>

4種不同導流段結構時動葉端壁面氣膜冷卻效率的分布云圖如圖18所示。由圖18可知,采用直縫型導流段時端壁面氣膜冷卻效率較低,而采用其余3種導流結構時,端壁面的氣膜冷卻效率有所提高。這是因為采用直縫型導流段時,冷氣在導流段出口具有較大的徑向速度,因此冷氣無法很好地貼附在端壁處,同時徑向速度大,冷氣與主流的摻混加強,冷氣易被加熱從而降低了冷卻效率;采用其余3種結構時,冷氣在導流段出口處的徑向速度較小,出流冷氣的貼附性較好,冷氣與主流的摻混相應減弱,因此具有較好的端壁冷卻性能。

(a)直縫型導流段 (b)橢圓型導流段

(c)雙曲型導流段 (d)圓型導流段圖18 不同導流段結構時動葉端壁氣膜冷卻效率分布

圖19 不同導流段結構時動葉端壁周向平均氣膜冷卻效率沿軸向分布

為了進一步分析導流段結構對動葉端壁氣膜冷卻效率的影響,給出了4種不同導流段結構時周向平均氣膜冷卻效率沿軸向的分布,如圖19所示。由于不同導流段結構下,輪緣密封間隙射流的冷氣均實現(xiàn)了對動葉前緣上游端壁的有效冷卻,因此在x/Cax≤0的位置區(qū)域冷卻效果都比較理想,冷卻效率值均在0.6以上。隨著冷氣流逐漸被卷入通道渦而抬離下端壁,氣膜冷卻效率急劇下降,在0.2≤x/Cax≤1的位置區(qū)域,冷卻效率急劇下降到0.4以下。這是因為受通道渦的影響,動葉通道下游絕大部分區(qū)域并沒有得到良好的氣膜保護,冷卻效率下降最大的位置位于冷氣在橫向壓差作用下被卷入通道渦中的位置,即0≤x/Cax≤0.2時。綜上所述,在動葉前緣冷卻性能最優(yōu)的導流段結構為圓型結構,其后依次為雙曲型、橢圓型,直縫型導流段結構的冷卻性能最低。在0≤x/Cax≤0.2時的位置,圓型結構的冷卻效率值均在0.6以上,直縫型結構的冷卻效率為0.4～0.6。與氣動性能分析結果類似,4種導流段結構中,圓型導流段結構具有最優(yōu)端壁氣膜冷卻效果。

3 結 論

本文選用軸向輪緣密封為研究對象,建立了全三維計算模型,通過求解RANS方程組與SST湍流模型,數(shù)值研究了輪緣密封間隙導流段幾何結構對渦輪級氣動及冷卻性能的影響,得到如下結論。

(1)對比分析4種導流段結構對渦輪級氣動性能的影響,采用直縫型導流段時,通道渦所造成的高損失區(qū)最強,尾跡脫落的影響最為明顯。在圓型、橢圓型以及雙曲型導流段結構中,由于渦輪盤中的冷氣受到導流段導流作用,徑向速度比直縫間隙結構下有所減小而軸向速度有所增加,氣流穿透效果減弱,因此整體氣動性能提高,其中圓型導流段的氣動性能最佳。相比于直縫型導流段結構,相同冷氣流量下采用圓型導流段結構,可使渦輪級效率提高約為0.23%。在實際二次空氣系統(tǒng)中,輪緣間隙結構設計時,可考慮選用圓型導流段結構以減小冷氣射流對主流的擾動,從而提高整機的氣動效率。

(2)分析了4種導流段結構對動葉下端壁氣膜冷卻效率的分布規(guī)律,結果表明,當采用直縫型導流段時,間隙射流徑向速度大,冷氣與主流的摻混加強,端壁冷卻效率較低,而采用其他3種結構時,端壁的氣膜冷卻效率比直縫間隙結構時有所提高。與氣動性能分析結果類似,在4種導流段結構中,圓型導流段結構提供了最優(yōu)端壁氣膜冷卻效果。