張?bào)匏?劉永葆,2,李鈺潔,2,李啟杰

(1.海軍工程大學(xué)動(dòng)力工程學(xué)院,430033,武漢;2.海軍工程大學(xué)艦船動(dòng)力工程軍隊(duì)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,430033,武漢)

燃?xì)廨啓C(jī)變幾何渦輪技術(shù)廣泛應(yīng)用于航空、船舶等動(dòng)力系統(tǒng)中。變幾何渦輪通過調(diào)節(jié)靜葉喉部面積控制進(jìn)口流量,優(yōu)化燃機(jī)各部件間的匹配關(guān)系,提高燃?xì)廨啓C(jī)的變工況性能[1]。采用變幾何渦輪時(shí),必須在靜葉端部留有一定的間隙[2],以避免靜葉與機(jī)匣和輪轂的剮蹭,保證靜葉的自由轉(zhuǎn)動(dòng),這就不可避免地給端區(qū)帶來附加的二次流損失。Gunaraj等研究表明,端區(qū)損失占整個(gè)渦輪級(jí)損失的1/3[3]。因此如何更好地控制和減少端區(qū)的二次流動(dòng)損失是變幾何渦輪設(shè)計(jì)中需要重點(diǎn)考慮的問題。

彎曲葉片是目前渦輪葉片設(shè)計(jì)中的常用方式,最早由Deich等[4]提出,王仲奇院士發(fā)展的“附面層遷移理論”從流動(dòng)的物理機(jī)制方面解釋了彎曲葉片對(duì)渦輪氣動(dòng)性能的影響[5],并對(duì)彎曲葉片的研究工作進(jìn)行了總結(jié)和展望[6]。隨后國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)葉片彎曲的作用機(jī)制進(jìn)行了大量的數(shù)值和實(shí)驗(yàn)研究。Bagshaw等實(shí)驗(yàn)測(cè)量了反向彎扭葉片對(duì)氣動(dòng)損失和流量的影響,結(jié)果表明反向彎扭葉片葉身中部氣動(dòng)損失要小于端部,總體損失減小了11%[7]。桑迪亞實(shí)驗(yàn)室團(tuán)隊(duì)針對(duì)葉片的彎掠優(yōu)化設(shè)計(jì)進(jìn)行了一系列的驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)[8]。Tan等實(shí)驗(yàn)測(cè)量了葉片表面靜壓分布,研究了葉片彎曲角度對(duì)高負(fù)荷渦輪葉柵渦結(jié)構(gòu)分布及流場(chǎng)能量損失的影響[9-10]。Huang等研究了葉片彎曲對(duì)渦扇低雷諾數(shù)工況性能的影響,并對(duì)彎曲葉片進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)和效果評(píng)估[11]。劉建等對(duì)跨聲速渦輪導(dǎo)葉傾斜和彎曲的非定常計(jì)算表明,導(dǎo)葉正彎能有效降低動(dòng)葉片因上游尾跡作用產(chǎn)生的非定常擾動(dòng),提升渦輪效率[12-13]。Gao等指出反彎葉片增加了湍流強(qiáng)度,此時(shí)上游尾跡有利于降低動(dòng)葉的非定常載荷波動(dòng)[14]。Zhang等對(duì)導(dǎo)葉彎掠的研究表明,二次流強(qiáng)度并不是決定導(dǎo)葉氣動(dòng)損失的關(guān)鍵參數(shù),彎掠引起的葉片荷載分布及質(zhì)量流量的徑向分布才是影響氣動(dòng)損失的關(guān)鍵因素[15]。

上述文獻(xiàn)多從流場(chǎng)氣動(dòng)損失和渦輪效率的角度討論葉片彎曲設(shè)計(jì)的作用機(jī)制,而較少考慮葉片彎曲設(shè)計(jì)引起的二次流變化對(duì)葉片及端壁熱負(fù)荷分布的影響?？勺儙缀螌?dǎo)葉端部及動(dòng)葉頂部間隙的存在使得端區(qū)二次流動(dòng)愈加復(fù)雜的同時(shí)帶來較高的熱負(fù)荷[16]。提高渦輪進(jìn)口溫度是提高渦輪效率的主要途徑,同時(shí)燃燒室出口(即渦輪進(jìn)口)存在溫度分布不均的“熱斑”和速度分布不均的“旋流”現(xiàn)象[17],進(jìn)一步增加了端區(qū)的熱負(fù)荷和傳熱分布的不均勻性。

本文采用數(shù)值計(jì)算方法,以某型燃?xì)廨啓C(jī)可變幾何導(dǎo)葉的高低壓兩級(jí)渦輪為研究對(duì)象,研究進(jìn)口熱斑和旋流條件下,可變幾何導(dǎo)葉彎曲對(duì)渦輪級(jí)氣動(dòng)性能和傳熱特性的影響,同時(shí)考慮了彎曲角度,以期為變幾何渦輪的設(shè)計(jì)及優(yōu)化提供理論依據(jù)。

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 計(jì)算模型及邊界條件

本文以某型燃?xì)廨啓C(jī)高低壓兩級(jí)渦輪為計(jì)算模型,其中Ⅰ級(jí)靜葉為可變幾何導(dǎo)葉,導(dǎo)葉頂部和根部都留有相同高度的間隙,機(jī)匣和輪轂區(qū)域采用球面端壁設(shè)計(jì),渦輪級(jí)的主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示,計(jì)算模型如圖1所示。

表1 渦輪級(jí)主要設(shè)計(jì)參數(shù)

圖1 計(jì)算模型示意圖

計(jì)算邊界條件給定進(jìn)口均勻總壓1 945.5 kPa,出口平均靜壓374.65 kPa,進(jìn)口湍流強(qiáng)度為10%,Ⅰ、Ⅱ級(jí)動(dòng)葉轉(zhuǎn)速分別為9 316、7 184 r/min。渦輪進(jìn)口考慮了熱斑和旋流的存在,熱斑正對(duì)Ⅰ級(jí)靜葉前緣,旋流給定兩個(gè)方向,如圖2a所示,分別是順時(shí)針方向的正向旋流(SP)和逆時(shí)針方向的反向旋流(SN)。徑向溫比和旋流速度(正向旋流SP)分布如圖2b所示,進(jìn)口平均總溫Tmean=1 536 K,熱斑溫比(最高溫度/最低溫度)為1.23。旋流中心和半徑與熱斑分布相同,旋流周向速度由中心向外延伸,大致呈正弦函數(shù)分布,速度峰值為157.3 m/s,此時(shí)與軸向速度比為1.35∶1。

(a)進(jìn)口熱斑和旋流示意圖

計(jì)算采用2種無滑移壁面條件,分別為絕熱壁面和等溫壁面,主流溫度與等溫壁面的溫比參照文獻(xiàn)[18]設(shè)置為1.5,此時(shí)等溫壁面溫度為1 024 K。

1.2 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗(yàn)證

利用NUMECA軟件中的Autogrid5模塊進(jìn)行結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分,結(jié)果如圖3所示,采用HOH型多塊拓?fù)浣Y(jié)構(gòu),其中葉片近壁面和間隙區(qū)域采用O型網(wǎng)格,主流道區(qū)域采用H型網(wǎng)格。根據(jù)間隙高度,間隙內(nèi)分別設(shè)置了21、21、33個(gè)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加密。為滿足湍流模型的計(jì)算要求,對(duì)邊界層進(jìn)行加密,保證平均y+小于1(y+表示無量綱壁面距離),最大y+小于3。

圖3 計(jì)算域網(wǎng)格劃分

為消除網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響,生成3套網(wǎng)格,網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)分別為392萬、503萬和697萬。計(jì)算結(jié)果表明,節(jié)點(diǎn)數(shù)從503萬增加到697萬時(shí),Ⅰ級(jí)靜葉和Ⅰ級(jí)動(dòng)葉葉頂平均傳熱系數(shù)分別變化0.07%和0.09%,可見節(jié)點(diǎn)數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響較小,因此選用503萬節(jié)點(diǎn)數(shù)的網(wǎng)格,此時(shí)Ⅰ級(jí)靜葉、Ⅰ級(jí)動(dòng)葉、Ⅱ級(jí)靜葉、Ⅱ級(jí)動(dòng)葉的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)分別為149萬、127萬、101萬和135萬。

1.3 湍流模型

湍流模型對(duì)近壁面流動(dòng)和傳熱系數(shù)的預(yù)測(cè)有較大的影響,本文對(duì)照C3X靜葉葉柵4521工況實(shí)驗(yàn)結(jié)果[19]校核了不同湍流模型對(duì)葉柵流動(dòng)與傳熱特性的預(yù)測(cè)能力,結(jié)果如圖4所示。定義傳熱系數(shù)為

(1)

式中:qw為壁面熱流量;Tin為進(jìn)口總溫;Tw為壁面溫度。

(a)C3X中截面靜壓分布

圖4a為不同湍流模型下C3X中截面靜壓曲線分布。橫坐標(biāo)Z/L表示葉片沿流動(dòng)方向的標(biāo)準(zhǔn)化坐標(biāo)值,其中Z為流向距離,L為間隙出口處長(zhǎng)度,0表示前緣,1表示尾緣。從圖中可以看出,在壓力面,各湍流模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值較吻合,而在吸力面20%至70%軸向弦長(zhǎng)處,計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值存在一定差異,其中k-ε模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值最為接近。

圖4b為不同湍流模型下C3X中截面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分布?？梢钥闯?對(duì)于非轉(zhuǎn)捩湍流模型,不同湍流模型的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值基本一致,但都不能很好地預(yù)測(cè)轉(zhuǎn)捩點(diǎn)位置,且傳熱系數(shù)存在較大差異。在壓力面,RNGk-ε模型對(duì)傳熱系數(shù)預(yù)測(cè)較好,其次是SST模型。在吸力面,SST模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值基本一致。SSTγ-θ轉(zhuǎn)捩湍流模型可以較好地預(yù)測(cè)轉(zhuǎn)捩發(fā)生的位置,傳熱系數(shù)計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值吻合度較高。

Luo等研究表明,SST湍流模型在預(yù)測(cè)葉頂端區(qū)二次流流動(dòng)及其傳熱系數(shù)方面有較高的精度[21],本文對(duì)照Kwak等對(duì)動(dòng)葉葉柵葉頂傳熱實(shí)驗(yàn)的結(jié)果[20]進(jìn)一步驗(yàn)證k-ω、SST和SSTγ-θ3種湍流模型對(duì)葉頂傳熱系數(shù)預(yù)測(cè)的精度,結(jié)果如圖5所示?？梢钥闯?k-ω模型的計(jì)算值整體偏高,且未能捕捉到吸力面前緣的高傳熱系數(shù)區(qū)域,SST模型對(duì)長(zhǎng)條狀高傳熱區(qū)的預(yù)測(cè)值偏低,SSTγ-θ模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好?？紤]到帶有γ-θ轉(zhuǎn)捩的SST湍流模型在對(duì)葉片前緣、吸力面轉(zhuǎn)捩區(qū)以及端區(qū)復(fù)雜流動(dòng)傳熱預(yù)測(cè)方面比SST湍流模型有明顯的優(yōu)勢(shì),本文數(shù)值計(jì)算選用SSTγ-θ湍流模型。

圖5 葉頂傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果對(duì)比

使用ANSYS CFX 18.1軟件求解三維定常雷諾平均Navier-Stokes方程,對(duì)流離散項(xiàng)采用高精度格式,傳熱計(jì)算方程采用考慮流體黏性的總能量模型。當(dāng)收斂殘差控制在10-5以下,進(jìn)出口質(zhì)量流量在0.1%以內(nèi),監(jiān)測(cè)點(diǎn)第一級(jí)前緣靜壓、流道溫度、動(dòng)葉壁面熱流量迭代數(shù)據(jù)誤差小于0.01%時(shí)認(rèn)為計(jì)算達(dá)到收斂。

1.4 多級(jí)軸流渦輪的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

多級(jí)軸流渦輪的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證選取漢諾威大學(xué)的四級(jí)軸流渦輪實(shí)驗(yàn)[22],經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證后確定網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為894萬。圖6a、6b分別為Ⅱ級(jí)和Ⅲ級(jí)葉片尾緣后總壓沿葉高方向分布。圖6a中總壓計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致;圖6b中,除葉根外,總壓分布趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)值大致相同,但數(shù)值上存在一定差異。差異一方面來自實(shí)驗(yàn)測(cè)量誤差,另一方面有定常計(jì)算未能考慮到葉片級(jí)之間相對(duì)運(yùn)動(dòng)的非定常效應(yīng)帶來的計(jì)算誤差。本文計(jì)算模型為兩級(jí)渦輪,Ⅱ級(jí)尾緣后總壓沿葉高分布結(jié)果表明,前兩級(jí)渦輪計(jì)算結(jié)果可信,實(shí)驗(yàn)效率為94.30%,計(jì)算效率92.75%,誤差1.55%,在合理范圍內(nèi),表明本文數(shù)值模擬能夠正確預(yù)測(cè)多級(jí)軸流渦輪的流動(dòng)特性。

(a)Ⅱ級(jí)葉片

1.5 葉片彎曲設(shè)置

利用NUMECA的Design 3D模塊對(duì)Ⅰ級(jí)靜葉進(jìn)行彎曲造型,徑向積疊規(guī)律為簡(jiǎn)單Bezier曲線,正彎為積疊線從吸力面向壓力面偏移,偏移角度α1與α2一致。圖7給出了原型(INI)、10°正彎(P10)和10°反彎(N10)三維示意圖。

1.6 工況說明

字母“P”表示靜葉正彎,“N”表示靜葉反彎,“INI”表示原始葉片,數(shù)字表示彎曲角度,則“P10”和“N15”分別表示10°靜葉正彎和15°靜葉反彎。“SP”和“SN”分別表示正向旋流和反向旋流。將靜葉彎曲和旋流方向組合得:10°靜葉正彎正向旋流為“P10SP”,15°靜葉反彎反向旋流為“N15SN”等。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 葉片彎曲對(duì)高壓渦輪級(jí)氣動(dòng)性能的影響

(a)5%葉高

圖8為不同工況Ⅰ級(jí)靜葉(以下簡(jiǎn)稱靜葉)不同葉高處葉身相對(duì)靜壓分布?？梢钥闯?靜葉正彎使得端區(qū)吸力面靜壓升高,端壁載荷降低;靜葉反彎則相反,端壁載荷降低使得端壁二次流強(qiáng)度減弱,削弱了端區(qū)損失。總體上,靜葉彎曲對(duì)吸力面?zhèn)褥o壓分布的影響較大,對(duì)壓力面?zhèn)褥o壓分布的影響較小。旋流方向?qū)χ腥~展靜壓分布的影響較小,對(duì)靜葉端區(qū)近前緣區(qū)域的靜壓分布影響較大。反向旋流使得靜葉輪轂端區(qū)前緣出現(xiàn)逆壓力梯度,正向旋流使得靜葉機(jī)匣端區(qū)前緣出現(xiàn)逆壓力梯度。

靜葉彎曲和旋流方向的變化引起靜葉壁面區(qū)域氣流顯著的徑向流動(dòng),葉身壁面極限流線分布如圖9所示。圖9a中,相對(duì)于原始葉片,靜葉正彎使得壓力面?zhèn)榷吮诹黧w向中葉展遷移,旋流與前緣分離的對(duì)轉(zhuǎn)渦相互作用產(chǎn)生的匯流區(qū)向中部移動(dòng),削弱了泄漏流的形成;靜葉反彎在壓力面?zhèn)葲]有形成明顯的匯流區(qū),在旋流的作用下分別流向上下端壁,加劇了泄漏流動(dòng)。旋流在前緣產(chǎn)生的逆壓力梯度使得對(duì)應(yīng)位置出現(xiàn)回流。從圖9b中泄漏流流線的范圍可以看出,靜葉正彎有效抑制了泄漏渦的形成,降低了端區(qū)二次流損失,而靜葉反彎則起到了相反的作用。

(a)壓力面

圖10給出了機(jī)匣端區(qū)間隙內(nèi)馬赫數(shù)分布云圖,A處間隙入口處的快速流動(dòng)以及B處泄漏流與前緣分離流的匯合分別在圖中呈現(xiàn)兩塊高馬赫數(shù)區(qū)域,可以看出靜葉正彎降低了端區(qū)間隙內(nèi)的馬赫數(shù),起到了抑制端區(qū)二次流的作用。由于反向旋流在機(jī)匣端區(qū)對(duì)壓力面?zhèn)攘黧w的增強(qiáng)作用和吸力面?zhèn)攘黧w的削弱作用,因此增加了A處的馬赫數(shù),而降低了B處的馬赫數(shù)。

圖10 機(jī)匣端區(qū)間隙中截面馬赫數(shù)分布

靜葉尾緣后相對(duì)總壓(Pr=當(dāng)?shù)乜倝?進(jìn)口總壓)分布如圖11所示,可以看出,可變幾何靜葉上下端區(qū)間隙的存在使得流道上下端區(qū)出現(xiàn)明顯的總壓損失區(qū)域。靜葉正彎有效降低了端區(qū)泄漏渦范圍以及渦核區(qū)域的總壓損失,靜葉反彎增加了端區(qū)的荷載使得靜葉端區(qū)角區(qū)位置出現(xiàn)了明顯的總壓損失。靜葉反彎正向旋流工況下,輪轂端區(qū)渦核區(qū)域出現(xiàn)了最高的總壓損失。

圖11 靜葉尾緣后相對(duì)總壓分布

圖12a為原始靜葉不同進(jìn)口旋流下Ⅰ級(jí)動(dòng)葉(以下簡(jiǎn)稱動(dòng)葉)各截面處的馬赫數(shù)分布?？傮w上,渦輪進(jìn)口旋流經(jīng)過靜葉的耗散,對(duì)下游動(dòng)葉馬赫數(shù)的影響較小;不同旋流方向?qū)?dòng)葉前緣及壓力面的低速區(qū)域略有影響。圖12b為彎曲靜葉與原始靜葉對(duì)應(yīng)動(dòng)葉各截面處的馬赫數(shù)差(馬赫數(shù)差=彎曲靜葉馬赫數(shù)-原始靜葉馬赫數(shù))。靜葉彎曲時(shí)各工況的馬赫數(shù)變化幅度較小,在±0.1馬赫數(shù)之間,靜葉正彎增加了動(dòng)葉端區(qū)特別是5%截面處吸力面的馬赫數(shù),而靜葉反彎減小了動(dòng)葉端區(qū)特別是95%截面處前緣壓力面?zhèn)燃拔簿壩γ娴鸟R赫數(shù)。

(a)原始靜葉下動(dòng)葉各截面馬赫數(shù)分布

圖13給出了動(dòng)葉尾緣后相對(duì)總壓分布,渦輪進(jìn)口旋流對(duì)動(dòng)葉的氣動(dòng)特性影響較弱,相對(duì)于原始葉片,靜葉正彎不僅降低了動(dòng)葉泄漏渦的總壓損失,也降低了葉展中部的對(duì)轉(zhuǎn)渦強(qiáng)度,靜葉反彎則加劇了上述兩者的總壓損失。

圖13 動(dòng)葉尾緣后相對(duì)總壓分布

2.2 葉片彎曲對(duì)渦輪級(jí)傳熱特性的影響

靜葉彎曲和進(jìn)口旋流不僅影響葉片載荷、通道馬赫數(shù)、總壓損失等氣動(dòng)性能,對(duì)渦輪級(jí)的熱負(fù)荷和傳熱特性也有影響,特別是存在進(jìn)口熱斑時(shí),其遷移規(guī)律的變化會(huì)引起渦輪級(jí)傳熱性能的改變。圖14給出了不同靜葉彎曲及旋流下靜葉壁面的溫度,結(jié)合圖8、圖9可以得到,在靜葉正彎的作用下,熱斑徑向遷移受到抑制,核心處的高溫流體主要集中于葉展中部區(qū)域;吸力面?zhèn)榷藚^(qū)在靜葉正彎對(duì)載荷的削弱作用下呈現(xiàn)明顯的低溫度區(qū)域。

(a)壓力面

靜葉端區(qū)溫度分布如圖15所示,受靜葉彎曲壓力面?zhèn)刃螤畹挠绊?盡管靜葉正彎抑制了熱斑高溫核心的徑向擴(kuò)散,但在旋流作用下部分較高溫度的流體仍能進(jìn)入端區(qū)間隙,因此靜葉正彎時(shí)的端區(qū)壁面溫度較高,且高溫區(qū)域的范圍逐漸向前緣靠近,而靜葉反彎時(shí)端區(qū)壁面溫度較低。

圖15 靜葉端區(qū)溫度分布

圖16 動(dòng)葉50%軸向截面溫度分布

圖16給出了動(dòng)葉50%軸向截面處溫度分布。正向旋流使得動(dòng)葉壓力面中下位置處出現(xiàn)高溫區(qū)域,在動(dòng)葉吸力面靠近頂部處出現(xiàn)低溫區(qū)域,此時(shí)靜葉正彎增加了中部高溫區(qū)域徑向的擴(kuò)散范圍,同時(shí)降低了頂部端區(qū)的溫度。反向旋流在壓力面靠近頂部位置處出現(xiàn)高溫區(qū)域,在吸力面靠近底部處出現(xiàn)低溫區(qū)域,此時(shí)靜葉反彎增大了高溫區(qū)域徑向的擴(kuò)散范圍,增加了頂部端區(qū)的溫度。

圖17給出了彎曲靜葉與原始靜葉對(duì)應(yīng)的動(dòng)葉葉頂溫差(溫差=彎曲靜葉溫度—原始靜葉溫度)。相對(duì)于原始葉片,靜葉正彎降低了動(dòng)葉葉頂?shù)臒嶝?fù)荷,正向旋流時(shí)葉頂后半部分熱負(fù)荷減小最多;靜葉反彎增加了動(dòng)葉葉頂?shù)臒嶝?fù)荷,反向旋流工況下尤為明顯,最高增加40 K左右,這一現(xiàn)象與圖16中反向旋流下高溫流體向葉頂區(qū)域靠攏的結(jié)果一致。

圖17 動(dòng)葉葉頂溫差

圖18為動(dòng)葉葉頂?shù)膫鳠嵯禂?shù)分布。受前緣分離流的影響,葉頂近前緣吸力面?zhèn)瘸霈F(xiàn)長(zhǎng)條狀高傳熱系數(shù)區(qū)域,旋流方向?qū)υ搮^(qū)域的影響較小,正向旋流葉頂中部的低傳熱系數(shù)范圍要大于反向旋流的。靜葉正彎增加了高傳熱系數(shù)區(qū)域的同時(shí)縮小了低傳熱系數(shù)區(qū)域的范圍,整體上使得動(dòng)葉葉頂傳熱系數(shù)惡化。

圖18 動(dòng)葉葉頂傳熱系數(shù)

2.3 彎曲角度對(duì)渦輪級(jí)總體性能的影響

圖19給出了靜葉不同工況下靜葉和動(dòng)葉尾緣截面處的平均相對(duì)總壓。靜葉尾緣處平均相對(duì)總壓隨著靜葉正彎角度的增大而升高,隨著反彎角度的增大而降低;動(dòng)葉尾緣處平均相對(duì)總壓隨著彎曲角度的增大而升高,相同彎曲角度下,靜葉正彎時(shí)的平均相對(duì)總壓要高于靜葉反彎。旋流方向?qū)孛嫣幍钠骄鄬?duì)總壓影響較小,只在靜葉反彎時(shí),正向旋流工況才略高于反向旋流工況。

圖19 不同工況下尾緣截面平均相對(duì)總壓

圖20為不同工況下靜葉端區(qū)和動(dòng)葉葉頂?shù)钠骄鶞囟?。靜葉端區(qū)平均溫度隨著靜葉正彎角度的增大而升高,隨著反彎角度的增大而降低;動(dòng)葉頂部平均溫度隨著靜葉反彎角度的減小而降低,而靜葉正彎角度變化時(shí)沒有呈現(xiàn)出一致的變化規(guī)律。靜葉正彎反向旋流工況下,靜葉端區(qū)平均溫度要高于正向旋流,靜葉反彎時(shí)剛好相反。相對(duì)于靜葉,動(dòng)葉葉頂平均溫度受旋流方向的影響更大,且反向旋流始終大于正向旋流。

圖20 不同工況下端區(qū)平均溫度

圖21為不同工況下靜葉端區(qū)和動(dòng)葉葉頂?shù)钠骄鶄鳠嵯禂?shù)。靜葉彎曲降低了靜葉端區(qū)的平均傳熱系數(shù),且隨著彎曲角度的增加,平均傳熱系數(shù)減小。計(jì)算工況從大角度反彎變化到大角度正彎時(shí),動(dòng)葉葉頂?shù)钠骄鶄鳠嵯禂?shù)先減小后增加,最低點(diǎn)出現(xiàn)在N10工況時(shí)。旋流方向?qū)Χ藚^(qū)平均傳熱系數(shù)的影響與圖20中類似,需要注意的是,靜葉反彎時(shí)靜葉葉頂?shù)钠骄鶄鳠嵯禂?shù)受旋流方向的影響相對(duì)較小。

圖21 不同工況下端區(qū)平均傳熱系數(shù)

3 結(jié) 論

(1)變幾何導(dǎo)葉在端區(qū)引入了泄漏流,帶來了附加二次流損失?？勺儙缀戊o葉正彎設(shè)計(jì)引起氣流的徑向流動(dòng),從而有效抑制了泄漏渦的形成,使得端壁載荷降低,端壁二次流強(qiáng)度減弱,削弱了端區(qū)損失,同時(shí)靜葉正彎降低了端區(qū)間隙內(nèi)馬赫數(shù),進(jìn)一步減小了端區(qū)二次流損失,有效削弱了變幾何導(dǎo)葉帶來的端區(qū)附加損失。

(2)可變幾何靜葉正彎設(shè)計(jì)減少了靜葉尾緣處的總壓損失,且隨著彎曲角度的增加這一現(xiàn)象愈加明顯;靜葉彎曲減少了動(dòng)葉尾緣處的總壓損失,平均總壓最低點(diǎn)出現(xiàn)在5°靜葉反彎工況;旋流方向?qū)ζ骄倝河绊戄^小,只在靜葉反彎時(shí),正向旋流工況才略高于反向旋流工況。

(3)盡管靜葉正彎抑制了熱斑高溫核心的徑向擴(kuò)散,但此時(shí)旋流對(duì)高溫流體的帶動(dòng)作用增加了靜葉端區(qū)溫度;靜葉正彎降低了動(dòng)葉頂部溫度,此時(shí)反向旋流對(duì)動(dòng)葉葉頂溫度的增加有較大的影響;相對(duì)于靜葉,動(dòng)葉葉頂?shù)钠骄鶞囟群推骄鶄鳠嵯禂?shù)受旋流方向的影響更大,且反向旋流始終大于正向旋流。

(4)變幾何導(dǎo)葉的大角度正彎設(shè)計(jì)雖然增加了靜葉端區(qū)的平均溫度,但有效降低了靜葉端區(qū)的傳熱系數(shù)和動(dòng)葉葉頂平均溫度,降低了端區(qū)熱負(fù)荷。