透平叶栅端部二次流流动损失机制研究

透平叶栅端部二次流流动损失机制研究
刘昊;刘亮亮;沈昕;何磊;欧阳华
【摘要】为了探究叶栅端部二次流动结构及损失产生机制,对低速透平叶栅气动特性进行实验测量,结合数值模拟计算对透平端部二次流动结构及损失来源进行分析,通过分析通道内部熵产率分布,研究流动结构与不可逆损失之间的关系.结果表明,在所研究工况条件下,叶栅端部的二次流动结构主要源自来流边界层在前缘及通道内的三维分离现象,分离形成以马蹄涡、壁面涡以及通道涡为主导的涡系结构.端部二次流动损失主要来源于马蹄涡两分支、壁面涡和通道涡等漩涡自身的耗散,以及马蹄涡压力面分支与壁面涡合并成为通道涡时剧烈掺混引起的耗散.研究成果可为抑制端部二次流动及损失提供参考.
【期刊名称】《热力透平》
【年(卷),期】2018(047)004
【总页数】6页(P252-257)
【关键词】透平叶栅;端部二次流;通道涡;熵产率
【作者】刘昊;刘亮亮;沈昕;何磊;欧阳华
【作者单位】上海交通大学机械与动力工程学院,上海200240;上海交通大学机械与动力工程学院,上海200240;上海交通大学机械与动力工程学院,上海200240;上海交通大学机械与动力工程学院,上海200240;上海交通大学机械与动力工程学院,上海200240
【正文语种】中文
【中图分类】TK262
随着燃气轮机透平技术的不断发展，单个叶片载荷与端壁的通流面积占比不断提高，端部二次流动损失也逐渐增加。

尤其是对于展弦比较小的高压透平叶片通道内部，端部二次流损失可占总损失的60%～70%，成为通道内主要的流动损失来源。

为了明确端部二次流动结构以及损失机制，进而考虑抑制相关流动及损失，许多研究对端部二次流动结构进行了实验观测，并根据实验结果提出了二次流动结构模型及形成机制。

1966年Klein对边界层在前缘滞止的三维分离现象进行了研究，提出端壁前缘流动分离会形成驻点涡，也被称为马蹄涡，并首次提出了具有马蹄涡和通道涡的端部二次流模型。

1980年Langston[1]结合实验观察结果，提出了新的
端部漩涡模型，对通道内马蹄涡等漩涡的演化与发展轨迹进行了描述。

随后Sieverding[2]、Sonoda[3]、Goldstein和Spores[4]以及Moon[5]都通过实验
观察得到了二次流动结构模型，对通道内端部漩涡的演化规律进行了描述。

1997年，Wang[6]采用激光平面烟线流场显示技术，对叶栅入口到出口涡系的发展和
演化做了十分细致的观测，结合已有的模型研究，提出了全面包含多涡结构的端壁漩涡模型。

该模型涵盖了其他研究中模型的主要涡结构及演化特征，体现了目前对叶栅端部二次流动的认识水平。

虽然叶栅几何结构和入口边界层特性会对端部二次流动结构产生较大的影响，但不同研究对于叶栅端部以马蹄涡和通道涡为主导的流动结构的认识是完全一致的，并且认为端部漩涡结构造成的剪切与耗散是端部二次流动损失的主要来源。

然而，目前对端部流动结构如何引起二次流损失的解释较为笼统，没有对损失来源与涡系结构的关系进行细致明确的分析。

基于此，笔者认为有必要开展相关方面的研究。

本文实测了一低速叶栅入口来流条件以及出口气动特性，并对照实验对象条件进行数值模拟，研究叶栅端部涡系的结构和演化规律及其与不可逆损失源头之间的关系。

以此为通流设计重点，重新组织端部二次流动，进而为抑制端部二次流动损失提供方向性指导。

1 实验及数值方法
1.1 验证实验设计
图1 叶栅实验段
为了验证本文所采用数值方法的可行性，并且为数值计算提供入口条件，笔者对一大尺寸透平叶栅气动特性进行了测量，该叶栅采用了Durham叶栅实验的叶型[7-9]。

图 1为实验台主体部分示意图,采用可以通过变频控制风速的轴流风机作为测试段的风源，来流经过整流段和收缩段后，依次通过湍流格栅和边界层抽吸来达到合适的入口条件，湍流格栅和抽吸边界层位置的布置如图 1所示。

叶片前缘一倍轴向弦长(Cax)处来流的湍流度约为5%，边界层厚度δ99约为60 mm，为叶高h 的1/5。

叶栅实验段有5个叶片，具体参数如表1所示。

叶栅的进出口两侧布置了活动面，用来调整来流的均匀性和叶片表面流动的周期性，通过比较叶片50%叶高静压分布来确定周期性条件是否满足。

入口测试的测试位置为图 1圆点位置，该位置到前缘的轴向距离为Cax。

出口测试面高度为0.5 h，宽度1.28 P，P为节距，到尾缘的轴向距离为0.28 Cax。

出口测试面在周向有36个测试位置，叶高方向有32个测试位置，在出口共计有1 152个测点。

表1 叶栅相关参数参数数值入口气流角/(°)42.75出口几何角/(°)-68.7叶片弦长/mm224叶片轴向弦长/mm181叶片高度/mm300节距/mm191展弦比1.32雷诺数3.4×105进口马赫数0.039出口马赫数0.080
由于通道内部的漩涡结构主要是来流附面层在前缘和通道内压力梯度下产生三维分离的结果，故通道内二次流动的结构与入口边界层有直接的关系。

因此，笔者对叶栅入口来流边界层速度刨面进行了测量，以此作为数值研究的入口条件。

无量纲速
度U+和位置y+的关系如图 2所示，图中圆点为实验测得数据。

结合壁面摩擦应力，可以拟合出对数率区域和黏性底层的速度分布函数，之间的过渡层则通过插值函数来获取，最终可以得到完整的边界层速度刨面。

此外，通过热线测得入口主流湍流强度为5%。

图2 入口来流边界层测量
入口采用热线测量湍流度和边界层速度刨面，使用皮拖管测量总压。

出口采用五孔探针来获得气动参数。

气动探针测得的压力信号通过 DSA压力扫描阀转换成数字信号。

来流温度通过K型热电偶来测量。

实验采用的热电偶的不确定度为±0.5 K；通过重复测量入口的总压，使其不确定度为±0.2 Pa；同理，重复测量的五孔探针的压力不确定度为±0.8 Pa，其方向不确定度为±0.5°。

最后，通过不确定传递计
算可以得到出口的质量流量平均总压损失系数的不确定度为±0.000 21。

1.2 数值方法
数值计算采用的是基于ANSYS-CFD 16.0的Reynolds Average Navier-
Stokes(RANS)求解器。

选取的涡黏湍流模型为SST k-ω模型，大量研究验证指出SST模型能够较好地预测分离流动。

此外，本文研究对象的雷诺数约为实际高压透平叶片的一半，所以壁面边界层转涙对端壁边界层内损失大小有比较大的影响。

所以，采用CFX中的γ-θ转涙模型来模拟壁面边界层流动的转涙。

通过ANSYS-ICEM CFD 生成结构化网格，如图 3 所示。

计算区域为单流道，进
口到前缘的距离为Cax，出口到尾缘的距离为5倍Cax。

图3 计算网格
对该计算域采用了不同精度网格划分，并进行了网格无关性分析，发现当网格数大于7.2×105时，出口平均总压系数基本不随网格数量而变化。

为了分辨出更多的
流动细节，本文选取的计算网格数目为2.3×106, 满足第一层网格在壁面的无量纲
边界层高度y+小于1。

此外，通过熵产率表征当地位置熵产的生成速率，以此显
示出流场中损失发生的具体位置。

文献[10-12]详细介绍了如何通过RANS的解进一步计算流场内熵产率的方法。

2 结果及分析
2.1 叶栅出口气动特性
将CFD预测和实验结果得到的出口截面气动特性进行比较。

图 4(a)为CFD和实
验测得的出口总压损失系数沿叶高方向的分布，可以看出CFD较为准确地捕捉到
了端部三维流动造成的损失分布。

虽然采用了转涙模型，但在损失峰值大小方面仍存在一定的偏差，不过对于损失沿叶高的变化趋势反映得还是比较准确的。

图4(b)比较了出口气流角沿叶高的分布，CFD预测了出口漩涡造成的气流角过转和欠转，并且其分布与实验数据吻合较好。

(a) 总压损失系数
(b)出口气流角图4 出口周向质量流量平均值沿叶高分布
图5 比较了出口CFD和实验得到的出口流向涡量分布云图叠加二次流的矢量分布。

如图 5(a)所示，实验测得下游出口平面上通道涡(PV)和反向涡(CTV)的涡量较强，靠近壁面的角涡(CNV)涡量较弱。

可以看出出口漩涡结构是引起气流角产生过转与欠转现象的原因。

图 5(b)中数值模拟的出口截面涡量与实验结果吻合较好。

(a) 实验结果
(b) CFD结果
图5 出口流向涡量系数分布云图
图6比较了出口CFD和实验得到的出口总压系数分布云图。

如图6(a)所示，实验测得下游出口平面上的损失主要集中在PV和CTV区域，以及靠近壁面的CNV区域。

图6(b)中CFD虽然高估了损失核心的数值，但损失的分布规律和轮廓与图
6(a)基本一致。

这里的实验与数值结果采用了不同的标尺来突显二者损失分布情况
的一致性。

(a) 实验结果
(b) CFD结果
图6 出口总压损失系数分布云图
通过以上数据，可知出口截面上存在较强的通道涡以及反向涡，而角涡的强度较弱。

漩涡对低能流体的输运使得出口总压损失集中在通道涡、反向涡和角涡对应的区域。

通过比较实验与CFD的结果，可以确定CFD虽然整体上高估了总压损失的大小，但准确预测了损失分布的规律以及出口漩涡结构，可以使用该计算工具进一步分析通道内的流动结构及损失来源。

2.2 内部流动结构及损失来源分析
图7 通道内部流向涡量系数分布
图7为数值模拟得到的通道内端部漩涡结构情况，从中可以看出边界层在前缘分离，形成马蹄涡压力面分支(HVps)和马蹄涡吸力面分支(HVss)。

HVss进入通道，跨过HVps后快速耗散，而HVps在横向压力梯度的作用下逐渐增强，并向吸力
面侧移动，与叶片吸力面上出现的壁面涡(SV)在下游合并形成通道涡(PV)。

PV上
方诱导出壁面诱导涡(SSV)，与PV一起向下游发展。

SSV与最终出口截面上CTV 的出现有关。

图8为通道内部总压损失分布情况，从中可以看出低能流体的分布区域及输运过程。

进口边界层低能流体随着边界层的分离，由马蹄涡两分支向通道内输运。

随着分离继续，HVps进入通道后向吸力面侧移动，所以进口边界层内部低能流体整体向吸力面侧推移。

在通道后半段，损失基本上通过PV向出口输运，损失包括入口边界层内部损失与通道中部涡系作用产生的损失。

值得注意的是，由于PV在展向的位置逐渐升高，迫使叶片吸力面边界层内的低能流体聚集在SSV区域，最终体
现为图 6出口截面上CTV的损失核心。

图8 通道内部总压损系数失分布
由于总压的输运特性，图8中对应位置显示的损失数值包含上游其他区域输运而来的损失，并不能直接反映当地损失产生的大小。

图 9给出了通道内部熵产率的分布情况，其更加直观地反映了端部流动结构与损失产生之间的关系。

从图9中可以看出HVps与HVss自身的耗散为进口处不可逆损失的主要来源，通道中段的损失主要来自SV和HVps的耗散、HVss跨过HVps时在下方产生的剪切，以及HVps与SV合并时的剧烈掺混。

在通道末端，损失主要来源于通道涡自身的耗散过程。

图9 通道内部熵产率分布
3 结论
本文通过实验结合数值的方法，研究了叶栅端部二次流动结构及损失特性。

结果显示，叶栅出口以通道涡、反向涡以及壁面角涡为二次流动结构特征，其决定了出口的总压损失分布及气流角偏转分布特性。

通道内的流动结构为：通道前端出现了马蹄涡压力面分支以及吸力面分支，二者旋转方向相反，交汇后吸力面分支作为压力面分支的卫星涡进行运动，并快速耗散；通道中部出现壁面涡，与马蹄涡压力面分支同向，交汇后合并成为通道涡。

相应地，内部的不可逆损失来源为马蹄涡两分支、壁面涡以及通道涡自身的耗散，马蹄涡压力面分支与吸力面分支交界处的剪切作用，以及壁面涡与马蹄涡压力面分支合并时的剧烈掺混。

本文对端部二次流动结构及相关损失的分析结果可以为通流设计提供参考，进而可以使研究人员有针对性地重新组织端部二次流动，最终实现降低端部二次流动损失的目的。

注：本单位为2011协同创新单位。

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