基于参数化建模方法的双级旋流器流场研究

基于参数化建模方法的双级旋流器流场研究
段冬霞;崔玉峰
【摘要】首先在软件UG和ANSYS Workbench的基础上提出了参数化建模方法.然后采用该方法研究了某双级旋流器(一级采用倾斜孔,二级为径向旋流器)的四个几何参数对其冷态流场特性的影响,主要结论有:(1)一级旋流数随斜切孔周向倾斜角的增大先增大后减小,随斜切孔直径的增大稍有增大,受二级旋流器的叶片安装角和出口外半径的影响很小；(2)二级旋流数随二级旋流器的叶片安装角和出口外半径的增大而大幅增大,受斜切孔的周向倾斜角和直径的影响可以忽略；(3)总旋流数随斜切孔周向倾斜角的增大先增大后减小,随斜切孔直径的增大而减小,随二级旋流器的叶片安装角和出口外半径的增大而大幅增大；(4)一二级旋流器流量之比受斜切孔周向倾斜角的影响很小,随叶片安装角的增大而大幅增大,仅改变斜切孔直径时流量之比和面积之比成正比,仅改变二级旋流器出口外半径时流量之比随面积之比的增大而增大；(5)相同条件下,双级旋流器旋向相反时小于旋向相同时的总旋流数.对于该旋流器的数值模拟研究过程证明,采用参数化建模方法是一种有效的快速设计手段,可以在较短时间内完成大量的改变几何参数的方案比较过程,快速地实现方案筛选,大大加快研究进度.
【期刊名称】《燃气轮机技术》
【年(卷),期】2012(025)002
【总页数】9页(P12-20)
【关键词】参数化建模;双级旋流器;航空发动机燃烧室;旋流数;流量之比
【作者】段冬霞;崔玉峰
【作者单位】中国科学院工程热物理研究所,北京100190;中国科学院工程热物理
研究所,北京100190
【正文语种】中文
【中图分类】TK472
近年来，随着航空发动机性能不断提高对燃烧室要求日益苛刻，完全依靠经验或半经验方法进行燃烧室的设计已经很难满足要求，数值模拟设计方法逐渐受到重视并迅速发展起来。

该方法的特点是以计算流体力学、数值传热学和计算燃烧动力学为核心，结合经验、半经验关系式，进行数值模拟计算，对燃烧室的性能进行预测，之后对设计方案进行改进，最后进行试验验证［1］。

这种方法可以大幅度减少研制费用、缩短研制周期。

采用这种方法对航空发动机燃烧室这样一个非常复杂的燃烧设备进行CFD数值模拟，并完成优化设计，面临的问题除了模型的精度要满足工程需要以外，还必须缩短几何建模、网格生成、数值求解及各部分衔接所需的总时间周期。

参数化方法是缩短该周期的必由之路［2-3］。

Tangirala 等人［4］最早提出了燃烧室的参数化建模方法，对一典型的燃气轮机燃烧室建立了参数化几何模型，并进行了CFD数
值模拟，分析了稀释孔和膜冷却槽的位置对燃烧室温度场的影响，证明这种方法能够大大缩短燃气轮机燃烧室气动热力分析的周期。

欧洲项目贫燃低排放燃烧室集成设计方法(Integrated Lean Low Emission Combustor Design Methodology，INTELLECTD.M.)中开发的燃烧室初步设计系统(Preliminary Combustor Design System，PRECODES)［5-6］的核心是 EXCEL数据库驱动参数化的CAD几何。

本文首先在商业软件UG和ANSYS Workbench的基础上提出了参数化建模方法，然后采用这种方法研究了四个几何参数对某个双级旋流器的流场特性的影响，验证
了该方法的可行性。

所研究的双级旋流器一级由6个斜切孔、二级由径向旋流器构成，其中径向旋流
器由8个叶片构成，为方便研究将叶片简化为直叶片，如图1所示。

这种旋流器
是当代航空发动机燃烧室中经常使用的一种组合式空气雾化装置，其中一级斜切孔的主要作用是对喷嘴喷出的燃油液雾进一步雾化，二级旋流器在燃烧室头部形成中心回流区，稳定火焰。

国内外学者对这种旋流器的气动特性、雾化特性和燃烧性能进行了数值计算和试验研究［1，7-10］，表明其性能好坏直接影响整个燃烧室的综合性能，但还没有详细具体的影响趋势的分析和结论，因此本文着重研究并分析了该双级旋流器的四个几何参数对其冷态流场特性的影响趋势。

图1 双级旋流器
1 基于CFD的参数化建模方法
基于CFD参数化建模方法的流程如图2所示。

首先在UG中进行参数化的几何建模［11-12］，生成计算流体区域，然后通过UG与ANSYS Workbench之间的
接口，将参数化计算流体区域直接导入Workbench平台上的几何模块，依次在
网格模块生成网格，在设置模块进行计算前的预处理，在求解模块用FLUENT进
行计算，在结果模块对计算结果进行后处理，根据设计经验或研究目标判断如何改变UG几何参数，进行下一轮数值模拟。

值得注意的是，下一轮数值模拟周期将大大缩短，这是因为在只需改变几何参数的情况下，流体区域几何、网格、求解、后处理将自动更新，避免了大量的重复操作。

图2 基于CFD参数化建模方法的流程
这种方法既可以用于优化设计，也可以用于方案比较，可以很方便地改变几何参数，研究这些参数对于流场等的影响，大幅度缩短整个模拟周期。

2 双级旋流器
2.1 参数化几何模型和网格生成
所研究的四个几何参数分别为:一级旋流器斜切孔的周向倾斜角α和直径d，二级旋流器叶片安装角β和出口外半径R2，如剖视图3所示。

在UG中设计参数化的旋流器几何结构，并生成计算流体区域，包括进口流体域40 mm、旋流器内部流体域和出口流体域100 mm，将喷嘴简化为圆柱堵头，如图4所示。

图3 旋流器轴向剖视图
图4 旋流器的计算流体区域
对计算流体区域划分网格，旋流器入口区域由于旋流器较复杂而生成四面体网格，出口区域形状简单而生成六面体网格，以减少网格数量，总网格数约45万，如图5所示。

图6是斜切孔处的网格。

图5 整体网格
图6 斜切孔网格
2.2 计算模型与边界条件
本文的目的是研究双级旋流器的四个几何参数对冷态流场特性的影响，没有考虑燃料燃烧反应。

数值计算采用了FLUNET作为求解器，压力速度耦合采用了隐式分离求解器SIMPLE算法，所有变量采用二阶迎风格式进行离散;湍流采用Realizable κ-ε模型，近壁区用标准壁面函数处理。

计算时给定旋流器上游入口总的空气流量、温度以及出口静压。

本文所有算例给定的进出口条件都保持不变，入口空气流量为0.058 59 kg/s，温度为669 K;出口静压为1 219 167 Pa。

3 结果分析
其中:旋转角动量
轴向动量
其中:R为旋流器外半径，ρ为密度，r为半径，vθ为切向速度，vx为轴向速度，A为面积。

本文对FLUENT计算结果按照公式(2)和(3)分别在一级旋流器出口截面、二级旋流器出口环截面以及双级旋流器出口截面(3个截面位置见图3)进行积分，然后代入公式(1)得到一级旋流数SN1，二级旋流数SN2以及总旋流数SN。

下面的分析中所用到符号的含义如下:
|Gθ1|/R1为一级旋流器出口旋转角动量绝对值与其出口半径之比;
|Gx1|为一级旋流器出口轴向动量绝对值;
|Gθ2|/R2为二级旋流器出口旋转角动量绝对值与其出口半径之比;
|Gx2|为二级旋流器出口轴向动量绝对值;
|Gθ|/R为双级旋流器出口旋转角动量绝对值与其出口半径之比;
|Gx|为双级旋流器出口轴向动量绝对值。

动量是由流率积分所得，故单位为N。

3.1 斜切孔周向倾斜角α的影响
β、d、R不变，一二级旋流器流通面积之比为0.44，仅改变α。

旋流数是代表流过旋流器的空气旋转强度的参数，对回流区的影响很大。

旋流数定义为:
以二级旋流器叶片旋转方向为正，α为负表示一级旋流器与二级旋向相反。

所有轴向速度场图中都标出了轴向速度为0的点的连线，即中心回流区边界。

α=0°时，SN1=0，下游流场不能形成中心回流区，而是在中心和火焰筒壁面之间形成两个长条旋涡，如图7所示。

无论双级旋流器旋向相反还是相同，随着|α|增大，两个长条旋涡变短，并向中心延伸逐渐形成中心回流区。

当|α|≥13°时，形成稳定的中心回流区，随着|α|增大，回流区的前驻点前移，后驻点后移，回流区更加饱满，
同时回流速度也有所增大，而回流区长度和宽度变化不大，如图8、图9所示。

|α|越大，双级旋流器出口中心的切向速度越大，如图10、图11所示。

|α|相等，旋向相同时的旋流器出口的轴向速度和切向速度绝对值比旋向相反时的更大，如图9与图12，图11与图13所示。

图14是三个旋流数随着α的变化。

|SN1|随|α|的增加先增大后减小，在|α|=13°时有最大值;|α|对SN2的影响可以忽略;SN是SN1和SN2的非线性叠加，受SN1的影响，|α|=10°时有极值。

按混合叠加规律，在相同截面上积分得到的SN应介于SN1和SN2之间，但由于本文中积分截面不同，所以出现SN同时大于|SN1|和SN2的情况;|α|相等，旋向相反时的SN小于旋向相同时的SN。

图15中
|Gθ1|/R1与sin|α|成正比，|Gx1|随|α|的增加先减小后增大，可见中心回流区的形成对|Gx1|影响较大，|α|对|SN1|的影响是|α|对|Gθ1|/R1和|Gx1|两种影响作用的综合结果;|α|对|Gθ2|/R2和|Gx2|的影响很小，故SN2基本不变。

根据动量守恒定律，旋向相同时|Gθ|=|Gθ1|+|Gθ2|，故|Gθ|/R 随|α|增加而增大;旋向相反时
|Gθ|=|Gθ2|-|Gθ1|，故|Gθ|/R 随|α|增加而减小;|Gx|=|Gx1|+|Gx2|，
SN=Gθ/(RGx)，故|α|相等，旋向相反时的 SN小于旋向相同时的SN。

对比回流区和旋流数，可以看出，旋流数极值点附近斜率大，对应的回流区也不稳定;当
|α|≥13°时，较小的旋流数对应的回流区较大。

α对一二级旋流器流量之比的影响可以忽略。

图7 轴向速度场(α=0°)
图8 轴向速度场(α=13°)
图9 轴向速度场(α=33°)
图10 切向速度场(α=13°)
图11 切向速度场(α=33°)
图12 轴向速度场(α=-33°)
图13 切向速度场(α=-33°)
图14 α对旋流数的影响
图15 α对动量绝对值的影响
3.2 斜切孔直径d的影响
α、β、R不变，仅改变d，从而改变一二级旋流器流通面积之比。

对于旋向相同的双级旋流器，随着d增大中心回流区长度变短，前后驻点都后移，回流区轴向速度有所减小，如图16、图17所示;对于旋向相反的双级旋流器，随
着d增大，中心回流区前后驻点也都后移，回流区轴向速度也有所减小，不同的
是回流区长度变长，如图18、图19所示。

无论双级旋流器的旋向是相同还是相反，d对旋流数、动量及一二级旋流器流量之比的影响趋势一致。

沿d增大的方向，|SN1|略有增大，SN2基本不变，SN减小，如图20、图21所示。

沿d增大的方向，|Gθ1|/R1 和|Gx1|均略有增大，
|Gθ1|/R1增幅稍大，故|SN1|略有增大;由于通过二级旋流器的空气量减少，
|Gθ2|/R2和|Gx2|均大幅减小，但减幅一样，故SN2基本不变;受二级旋流器的主
导作用，|Gθ|/R和|Gx|也均大幅减小，|Gθ|/R减幅较大，故SN减小，如图22、图23所示。

比较图20和图21，相同的d，旋向相反时的SN小于旋向相同时的SN，原因同3.1，比较图22和图23可以看出动量守恒的规律。

如图24所示，一二级旋流器的流量之比和面积之比成正比，两级旋流器的相对旋转方向对于空气流量在两者之间的分配基本没有影响。

图16 轴向速度场(d=2.1，旋向相同)
图17 轴向速度场(d=4.1，旋向相同)
图18 轴向速度场(d=2.1，旋向相反)
图19 轴向速度场(d=4.1，旋向相反)
图20 d对旋流数的影响(旋向相同)
图22 d对动量绝对值的影响(旋向相同)
图23 d对动量绝对值的影响(旋向相反)
图24 流量之比与面积之比的关系
3.3 叶片安装角β的影响
α、d、R不变，二级旋流器的出口面积是其最小流通面积，一二级旋流器流通面积之比为0.44，仅改变β。

无论双级旋流器的旋向相同还是相反，β对流场的影响趋势都一样。

β增大，中心回流区长度随之变短，前驻点基本不变，后驻点前移，回流区轴向速度有所减小，如图25、图26所示。

不同的是，β相同，旋向相反时比旋向相同时的回流区长度稍长，比较图25和图27。

无论双级旋流器的旋向是相同还是相反，β对旋流数、动量及一二级旋流器流量之比的影响趋势一致。

沿β增大的方向，|SN1|基本不变，SN2增大，SN增大，如图28、图29所示。

沿β增大的方向，|Gθ1|/R1和|Gx1|均稍有增大，但增幅基本一样，故SN1基本不变;|Gθ2|/R2大幅增大，|Gx2|大幅减小，故SN2大幅增大;受双级旋流器的共同作用，|Gθ|/R增大，|Gx|基本不变，故 SN增大，如图30、图31所示。

比较图28和图29，相同的β，旋向相反时的SN小于旋向相同时的SN，原因同3.1，比较图30和图31可以看出动量守恒的规律。

如图32所示，沿β增大的方向，一二级旋流器的流量之比大幅增大，这是因为β增大，二级旋流器的叶片喉道面积减小，越接近出口面积，对二级旋流器的流量影响越大。

图25 轴向速度场(β=60°，旋向相同)
图26 轴向速度场(β=90°，旋向相同)
图27 轴向速度场(β=60°，旋向相反)
图29 β对旋流数的影响(旋向相反)
图30 β对动量绝对值的影响(旋向相同)
图31 β对动量绝对值的影响(旋向相反)
图32 β对一二级旋流器流量之比的影响
3.4 二级旋流器出口外半径R2的影响
α、d、β不变，仅改变 R2，从而改变一二级旋流器流通面积之比，且二级旋流器的出口面积是其最小流通面积。

无论双级旋流器的旋向相同还是相反，R2对流场的影响趋势都一样。

R2增大，中心回流区长度变化很小，前驻点基本不变，后驻点前移，回流区轴向速度有所减小，如图33、图34所示。

不同的是，R2相同，旋向相反时比旋向相同时的回流区长度稍长，比较图33和图35。

无论双级旋流器的旋向相同还是相反，R2对旋流数、动量及一二级旋流器流量之
比的影响趋势一致。

沿R2增大的方向，|SN1|基本不变，SN2增大，SN增大，
如图36、图37所示。

沿R2增大的方向，|Gθ1|/R1和|Gx1|均稍有减小，但减幅基本一样，故|SN1|基本不变;|Gθ2|/R2大幅增大，|Gx2|大幅减小，故 SN2大幅
增大;受双级旋流器的共同作用，|Gθ|/R略有增大，|Gx|减小，故SN增大，如图38、图39所示。

比较图36和图37，相同的R2，旋向相反时的SN小于旋向相
同时的SN，原因同3.1，比较图38和图39可以看出动量守恒的规律。

如图40所示，一二级旋流器的流量之比随面积之比的增大而增大，但与3.3不同，这是因为尽管二级旋流器的出口面积是其最小流通面积，但与叶片喉道面积相差不大，对流量均有影响。

旋向相反时的一二级旋流器的流量之比与面积之比的比例系数稍小于旋向相同时的，说明流通面积一样，旋向相反时通过一级旋流器的空气量要略低于旋向相同的情况。

图33 轴向速度场(R2=13.25，旋向相同)
图34 轴向速度场(R2=13.75，旋向相同)
图35 轴向速度场(R2=13.25，旋向相反)
图36 R2对旋流数的影响(旋向相同)
图37 R2对旋流数的影响(旋向相反)
图38 R2对动量绝对值的影响(旋向相同)
图39 R2对动量绝对值的影响(旋向相反)
图40 流量之比与面积之比的关系
4 结论
基于CFD的参数化建模方法利用了软件UG和ANSYS Workbench的接口实现了参数的传递，避免了几何建模、网格生成、求解和后处理中大量的重复操作，能够大大缩短数值模拟的周期。

采用该方法研究了某双级旋流器的四个几何参数对其冷态流场特性的影响，主要结论有:(1)|SN1|随|α|的增大先增大后减小，随d的增大稍有增大，受β和R2的影响很小;(2)SN2随β和R2的增大而大幅增大，受α和d的影响可以忽略;(3)SN随|α|的增大先增大后减小，随d的增大而减小，随β和R2的增大而大幅增大;(4)一二级旋流器流量之比受α的影响很小，随β的增大而大幅增大，仅改变d时流量之比和面积之比成正比，仅改变R2时流量之比随面积之比的增大而增大;(5)相同条件下，双级旋流器旋向相反时的SN小于旋向相同时的SN。

对于该旋流器的数值模拟研究过程证明，采用参数化建模方法是一种有效的快速设计手段，可以在较短时间内完成大量的改变几何参数的方案比较过程，快速地实现方案筛选，大大加快研究进度。

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