旋轉盤腔去旋系統數值模擬

趙秋月，婁德倉，郭文，王代軍

(中國燃氣渦輪研究院，四川成都610500)

旋轉盤腔去旋系統數值模擬

趙秋月，婁德倉，郭文，王代軍

(中國燃氣渦輪研究院，四川成都610500)

對帶有管式減渦器的盤腔內流動特性進行數值模擬，研究了減渦管的長度、管徑和引氣鼓筒孔的外形及尺寸，對盤腔內壓力損失、流動結構的影響。計算結果表明：管式減渦器對于降低引氣氣流的壓力損失有顯著作用，存在最佳的減渦管長度使得引氣的壓力損失最小；減渦管管徑、鼓筒孔面積增大都會減少流動損失；在鼓筒孔面積一定的情況下，長圓形鼓筒孔的性能比圓形鼓筒孔的更優。

航空發動機；管式減渦器；旋轉盤腔；鼓筒孔；壓力損失；流動特性；數值模擬

1 引言

航空發動機空氣系統中，氣流經壓氣機根部環縫引出后，周向速度很大，使得氣流沿盤腔徑向內流過程中產生渦流。而渦流引起的壓力損失非常大，同時氣流的沿程溫升也非常明顯。因此，盤腔內設置減渦器，以阻止渦流的發展。

減渦器的常見結構有管式、反旋噴嘴式、導流片式等。其中，管式減渦器是通過一套安裝于壓氣機盤腔引氣流路中的徑向減渦管，將從壓氣機葉片根部引出的空氣經鼓筒孔進入盤腔中，并導入壓氣機盤心通道，以降低氣流在壓氣機旋轉盤腔內的壓力損失。對于這種結構，只要減渦管有效面積足夠大，使得氣流在減渦管內的流動速度較低，由摩擦引起的壓力損失會非常小。但其缺點是，高速旋轉的減渦管易誘發振動，存在高周疲勞引起減渦管破裂的潛在風險。Peitsch等[1]對管式減渦器的流動特性進行了數值模擬，表明基于壓力求解器(分離求解器)的計算結果與理論值接近，標準realizablek-ε紊流模型更適合求解該類流動，減渦管出口的渦流發展對總引氣損失影響非常明顯。Gunther等[2]在一專用旋轉試驗設備上對不同結構的減渦器進行了試驗研究。反旋噴嘴式減渦器由設置在壓氣機盤鼓上的一整圈類似噴嘴的導流孔組成，噴嘴方向與盤旋轉方向相反。這種結構能減弱噴嘴下游的渦流發展，從而避免強自由渦流的形成。文獻[3]～[5]對反旋噴嘴式減渦器的基本物理特性進行了理論和實驗分析。Pfitzner等[6]試驗分析了在BR700發動機發展過程中反旋噴嘴和管式噴嘴設計參數對流動特性的影響。導流片式減渦器由安裝在壓氣機盤腔中的若干個導流片組成，導流片將壓氣機盤腔沿周向分隔成若干個扇形流動通道。Du等[7]對直板、阿基米德曲線、雙曲線和對數曲線等不同樣式導流片下的減渦器特性進行了數值計算，表明導流片個數、導流片進氣端傾角和導流片形狀(曲率)均對流動損失有顯著影響。

本文以管式減渦器為研究對象，數值研究了減渦管長度、內徑和引氣鼓筒孔外形及尺寸，對減渦器流動特性及壓力損失的影響。

2 計算模型

計算模型的二維軸對稱示意圖如圖1所示。圖中主流道上表面高度r1為24.9 mm，主流道下表面高度r2為218.4 mm，鼓筒高度r3為201.3 mm，出口處外徑r4為80.8 mm，出口處內徑r5為65.0 mm，主流引氣縫寬L1為10.8 mm，盤腔間距L2為51.55 mm。整個減渦器有減渦管15根，鼓筒孔15個，減渦管與鼓筒孔入口在周向正對，在軸向非正對。由于鼓筒孔及減渦管在周向對稱分布，在周向取24°扇形區域(即計算模型中含有一個減渦管，對應一個鼓筒孔)建模。

為研究減渦管長度、內徑對計算結果的影響，減渦管長度分別選取為0、31、51、61、91、111 mm，減渦管內徑分別選取為10、15、18 mm。為研究鼓筒孔外形及尺寸對計算結果的影響，選取圓形鼓筒孔(半徑R1分別為9.0、17.5 mm)及長圓形鼓筒孔(鼓筒孔尺寸L分別為19.7、15.0、25.0 mm，兩端半圓弧半徑R2分別對應為4.5、5.2、3.9 mm，依次命名為長圓孔1～3)兩種外形，如圖2所示。

圖1 壓氣機盤腔二維軸對稱示意圖Fig.1 Planar axial symmetry diagram of compressor cavity

圖2 鼓筒孔外形示意圖Fig.2 Diagram of offtake cross section

3 計算方法

減渦器的計算網格域如圖3所示，采用GAMBIT及ICEM CFD劃分，為非結構化六面體網格。對計算域進行分區，其中主流道為靜止域，求解絕對坐標系微分方程；從鼓筒孔進口起為旋轉域，求解相對坐標系微分方程。轉靜交界面設定為Frozen Rotor。

圖3 減渦器計算網格域Fig.3 Computational grid domain of the vortex reducer

所有工況的邊界條件相同，主流進口給定入口氣流質量流量3.240 kg/s，總溫770 K；主流出口給定出口氣流靜壓1.775 MPa，質量流量0.071 kg/s；旋轉速度為16 476 r/min。利用CFX軟件計算，能量方程設定為Total Energy，采用SST湍流模型。使用自動壁面處理，材料密度采用理想氣體計算，所有計算工況計算結束時的殘差均收斂在10-5以下。

4 計算結果及分析

4.1 圓形鼓筒孔

研究鼓筒孔孔徑為9.0 mm及17.5 mm時，對應不同減渦管長度和管徑下盤腔內的壓力分布及流動特性。

4.1.1 壓力分布

由于所有工況的邊界條件相同，主流流體的進口總壓相同，定義壓比為計算域進口總壓與計算域出口靜壓的比值。圖4給出了不同鼓筒孔孔徑下減渦器的壓比分布曲線。

圖4 不同鼓筒孔孔徑下減渦器的壓比Fig.4 Pressure ratios of the vortex reducer with different offtake cross section diameters

從圖4(a)中可看出，鼓筒孔孔徑為17.5 mm時的壓比明顯小于孔徑為9.0 mm時的壓比。不同鼓筒孔孔徑下，減渦管存在最佳管長(即壓比最小)。孔徑為9.0 mm時，最佳管長為91 mm；孔徑為17.5 mm時，最佳管長為71 mm。兩種孔徑下，壓比隨減渦管管長的變化規律不同：孔徑為9.0 mm時，管長在71～91 mm范圍，出口保持較高靜壓，但壓力變化很大；管長在61～71 mm范圍，出口靜壓變化不大；管長小于61 mm或大于91 mm，出口靜壓迅速下降。孔徑為17.5 mm時，管長在51～91 mm范圍，出口保持較高靜壓，且壓力變化很小；管長小于51 mm后，出口靜壓迅速下降。

從圖4(b)中可看出，不同鼓筒孔孔徑下，壓比隨減渦管內徑的變化規律不同。鼓筒孔孔徑為9.0 mm時，壓比為非單調變化，管徑在10～15 mm范圍，壓比變小，但變化幅度很大；管徑在15～18 mm范圍，壓比增大，但變化幅度不大。鼓筒孔孔徑為17.5 mm時，隨著減渦管內徑的增加，流阻減小，壓比單調遞減，管徑在15～18 mm范圍的壓力變化，要大于管徑在10～15 mm范圍的壓力變化。

綜上所述：增大鼓筒孔面積可減少壓力損失，在不同減渦管內徑及減渦管最佳管長附近，鼓筒孔孔徑為17.5 mm時的壓比變化要小于孔徑為9.0 mm時的壓比變化，且流動特性更為穩定。

4.1.2 流動特性

圖5給出了計算所得部分r-z平面內的流線云圖。從圖中可以看出，減渦管對于減少盤腔內的渦流有很大作用，不同管長的減渦管減少渦流的程度不同。減渦管管長為91 mm時，除盤腔兩側上方出現旋渦外，減渦管上方也出現了旋渦；管長為71 mm時，減渦管口無旋渦，僅在盤腔上方出現旋渦，氣體在進入管口及在管內流動過程中較為順暢；管長為31 mm時，盤腔內旋渦變大，流動損失增大；管長為71 mm、管徑為18 mm時，氣流流動變化不大，減渦管入口處氣流流動更為順暢；管長為71 mm、管徑為10 mm時，減渦管的節流作用更大，使得減渦管內氣流流速較大，增加了壓力損失。

圖6給出了管長為71 mm時r-z平面內轉動域在相對坐標系下的周向速度及徑向速度云圖。從圖6(a)可看出，氣流在進入減渦管前周向相對速度為負，在減渦管入口處周向相對速度接近于0，進入減渦管后周向相對速度為正，這表明減渦管放置在周向相對速度為0的位置壓力損失最小。從圖6(b)可看出，減渦管內徑向速度均為負值，表明管內氣流徑向內流。減渦管上方及兩側上方的綠色區域表明氣流也是徑向內流；盤腔內黃色區域徑向速度為正值的地方，氣流徑向外流，產生旋渦。

圖5 鼓筒孔孔徑17.5 mm時減渦器的流線圖Fig.5 Flow pattern of the vortex reducer when the offtake cross section diameter is 17.5 mm

圖6 鼓筒孔孔徑17.5 mm、減渦管長71 mm、管徑15 mm時減渦器的速度云圖Fig.6 Velocity contour of the vortex reducer when the offtake cross section diameter is 17.5 mm,the length and the diameter of the tube is 71 mm and 15 mm respectively

4.2 長圓形鼓筒孔

在鼓筒孔為長圓形孔，鼓筒孔面積與鼓筒孔徑為17.5 mm的圓形鼓筒孔面積相同的條件下，研究不同鼓筒孔尺寸，對應不同減渦管管長、管徑下的壓力分布和流動特性。

4.2.1 壓力分布

圖7示出了不同鼓筒孔外形下減渦器壓比隨減渦管長度的變化。對于長圓孔2和長圓孔3，僅在壓比較小的管長(61 mm)下對比。

從圖7(a)中可看出，管長為91 mm時，長圓形鼓筒孔與圓形鼓筒孔的進出口壓比幾乎相同；其余管長下，長圓形鼓筒孔的壓力損失明顯小于圓形鼓筒孔。兩種孔型在管長51～71 mm范圍，出口保持較高靜壓，且壓力變化不大；管長小于51 mm后，出口靜壓迅速下降；管長在71～91 mm范圍，長圓形鼓筒孔出口靜壓下降但變化不大。在相同減渦管長度下，長圓形鼓筒孔2的壓力損失最大。長圓形鼓筒孔的最佳管長為61 mm。

圖7 不同鼓筒孔外形下減渦器的壓比Fig.7 Pressure ratios of the vortex reducer with different offtake cross section configurations

圖8 長圓形鼓筒孔減渦器的流線圖Fig.8 Flow pattern of the vortex reducer with slotted offtake cross sections

從圖7(b)中可看出，隨著減渦管內徑的增加，兩種孔型的進出口壓比都下降。管徑為10 mm時，兩種鼓筒孔的壓比相同；管徑為15 mm時，長圓形鼓筒孔的壓比明顯小于圓形鼓筒孔；管徑為18 mm時，長圓形鼓筒孔的壓比略大于圓形鼓筒孔。隨著管徑的增加，壓比減小幅度不同。管徑在10～15 mm范圍，圓形鼓筒孔壓比下降幅度小于長圓形孔；管徑在15～18 mm范圍，圓形鼓筒孔壓比下降幅度大于長圓形孔，從而導致管徑在10～15 mm范圍，長圓形鼓筒孔的性能遠高于圓形孔。

綜上所述：在鼓筒孔面積相同的條件下，長圓形鼓筒孔的壓力損失明顯小于圓形鼓筒孔，且最佳管長也比圓形孔的短；面積相同的長圓孔，其周向長度的增加使得相同管長下的壓力損失減小；長圓形鼓筒孔在減渦管內徑15～18 mm范圍，壓比變化很小，在10～15 mm范圍，壓比變化劇烈，在15 mm時已具有較大的出口靜壓。可根據質量要求，選取小于15 mm的管徑。

4.2.2 流動特性

圖8給出了計算所得部分r-z平面內的流線云圖。可見：氣流經鼓筒孔進入盤腔后，3種長圓孔均在盤腔上方的兩側出現旋流，左側盤腔上部的旋流明顯大于右側盤腔上部的旋流，此處產生一壓力損失，長圓孔2的左側旋流最大；氣流進入減渦管時，由于氣流方向與減渦管非正對，此處產生另一壓力損失，長圓孔3的氣流較其他兩種更為順暢。對比圖8和圖5可看出，長圓形鼓筒孔改變了氣流的方向，使得盤腔內的流線發生了變化，進入減渦管中的氣流增多，因此長圓形孔比圓形孔的壓力損失小。在不同孔徑下，長圓孔相對于圓形孔對應于盤腔內的流場分布也不同。

5 結論

(1)減渦器對于降低引氣氣流的壓力損失有顯著作用，且對于不同的鼓筒孔外形及尺寸，存在最佳減渦管管長使引氣的壓力損失最小。

(2)在鼓筒孔面積、減渦管內徑和長度相同情況下，長圓形鼓筒孔相對于圓形鼓筒孔壓力損失更小、最佳管長較小。在加工允許范圍內，長圓形鼓筒孔周向長度越大(即軸向長度越小)，壓力損失越小。

(3)鼓筒孔面積較大的情況，壓力損失較小。

(4)在鼓筒孔面積相同的情況下，減渦管內徑在10～15 mm范圍內，長圓形孔比圓形孔出口靜壓變化更大。因此在取得相同出口靜壓條件下，可選取內徑更小的減渦管，減輕質量。

[1]Peitsch D，Stein M，Hein S，et al.Numerical Investigation of Vortex Reducer Flows in the High Pressure Compressor ofMordernAeroengines[R].ASME2002-GT-30674，2002.

[2]Gunther A，Uffrecht W，Kaiser E，et al.Experimental Analysis of Varied Vortex Reducer Configurations for the Internal Air System of Jet Engine Gas Turbines[R].ASME GT2008-50738，2008.

[3]Chew J W，Snell R J.Prediction of the Pressure Distribu?tion for Radial Inflow between Co-Rotating Discs[R]. ASME 88-GT-61，1988.

[4]Chew J W，Farthing P R，Owen J M，et al.The Use of Fins to Reduce the Pressure Drop in a Rotating Cavity with Ra?dial Inflow[R].ASME 88-GT-58，1988.

[5]Farthing P R，Owen J M.De-Swirled Radial Inflow in a Rotating Cavity[J].International Journal of Heat and Fluid Flow，1991，12(1)：63—70.

[6]Pfitzner M，Waschka W.Development of an Aero Engine Secondary Air System Employing Vortex Reducer[C]//. ICAS congress.Harrogate，2000.

[7]Du X Q，Zhu H R，Zhang Z W.Numerical Study on Varied Vortex Reducer Configurations for the Flow Path Optimization in Compressor Cavities[R].ASME GT2011-45975，2011.

Numerical Simulation for the De-Swirled System in Rotating Cavity

ZHAO Qiu-yue，LOU De-cang，GUO Wen，WANG Dai-jun
(China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China)

CFD studies have been performed on the flow characteristics in rotating cavity with tubed vortex reducer.Particular attention was paid to the influence of length and diameter of the tubes along with configu?ration and size of the offtake passage cross sections on the pressure losses and the flow field.The results show that tubed vortex reducers perform well with respect to reducing pressure losses and there exists an op?timum length of the tube.As a rule,the pressure loss decreases with bigger diameter of the tubes and area of the offtake sections,tubed vortex reducers with slotted offtake cross sections perform better than those with circular sections with the same area.

aero-engine；tubed vortex reducer；rotating cavity；offtake passage；pressure losses；flow characteristic；numerical simulation

V232.2

：A

：1672-2620(2014)05-0043-06

2013-12-04；

：2014-06-18

趙秋月(1985-)，女，黑龍江五常人，工程師，碩士，主要從事空氣系統與熱分析工作。