CC BY
65
УДК 62-135.2 Б01: 10.18698/0236-3941-2019-2-115-130
РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ АЭРОДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК БИРОТАТИВНОГО ВЕНТИЛЯТОРА С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ РАЗЛИЧНЫХ ПРОГРАММНЫХ КОМПЛЕКСОВ
A.А. Мартиросян marutyun@bk.ru
B.И. Милешин mileshin@ciam.ru Я.М. Дружинин druzhinin.yar@yandex.ru П.Г. Кожемяко kozhemyako-pasha@yandex.ru
Центральный институт авиационного моторостроения имени П.И. Баранова (ЦИАМ), Москва, Российская Федерация
Аннотация
Выполнен расчет аэродинамических характеристик биротативного закапотированного вентилятора CRTF2A с использованием программных комплексов NUMECA FINE TURBO, ANSYS CFX и кода ЦИАМ 3D-IMP-MULTI. При моделировании турбулентного течения использовался RANS-подход. Проведен трехмерный расчет с замыканием осредненных по Рейнольдсу уравнений Навье — Стокса различными моделями турбулентности на режимах относительной частоты вращения n = 1 и 0,9. В программных комплексах использованы следующие модели турбулентности: k-ra (ANSYS CFX, 3D-IMP-MULTI), k-s (ANSYS CFX, NUMECA FINE TURBO, 3D-IMP-MULTI), SST (NUMECA FINE TURBO, ANSYS CFX, 3D-IMP-MULTI). Построены напорные характеристики для каждого программного комплекса и выявлены основные отличия. Построены графики распределения адиабатического коэффициента полезного действия и степени повышения полного давления по высоте для первого и второго роторов для точек максимума КПД на обоих режимах для ANSYS CFX, NUMECA FINE TURBO и 3D-IMP-MULTI
Ключевые слова
Биротативный вентилятор, ANSYS CFX, 3D-IMP-MULTI, NUMECA FINE TURBO, (к-е)-модель, (к-т)-модель, Shear Stress Transport
Поступила 05.02.2018 © Автор(ы), 2019
Введение. В связи с развитием и совершенствованием газотурбинных двигателей и их компонентов увеличивается стоимость их доводки, испытаний, более точного описания внутренних течений и т. д. Долгое время исследования и разработки осуществлялись в основном при ис-
пользовании эмпирических результатов с применением различных подходов при расчетах. Экспериментальные возможности описания течения ограничены, равно как и возможности их теоретического описания. Достигнутый уровень понимания природы протекающих процессов и развитие численных методов, рост мощности и снижение относительной стоимости компьютеров, доступность коммерческого программного обеспечения делают возможным внедрение в инженерную практику современного подхода к математическому моделированию внутренних течений и теплообмена, который использует средства вычислительной газовой динамики (Computational Fluid Dynamics, CFD) [1]. Численное исследование биротативного вентилятора (рис. 1), разработанного в рамках европейской программы VITAL [2], выполнялось в стационарной постановке с помощью программного комплекса (ПК) ЦИАМ 3D-IMP-MULTI и коммерческих ПК NUMECA FINE TURBO, ANSYS CFX.
Краткое описание рассматриваемых моделей турбулентности. Модель k-e — основная двухпараметрическая модель турбулентности (МТ) с уравнениями переноса для турбулентной кинетической энергии к и скорости турбулентной диссипации £. Формулировка так называемой высоко-рейнольдсовой модели k-s, удобной для численных расчетов, получила широкое распространение после публикации в 1972 г. книги Б. Лаундера и Б. Сполдинга [3]. Постоянные коэффициенты для этой МТ получены опытным путем, и поэтому она является полуэмпирической.
Стандартная версия МТ k-s позволяет рассчитать некоторые турбулентные течения с точностью, достаточной для многих инженерных расчетов. Напомним, что стандартная МТ k-s имеет теоретическое обоснование только для полностью развитой турбулентности, поэтому в пристеночных узлах используются пристеночные функции.
Модель k-ш. Опыт расчетов отрывных турбулентных течений за плохо обтекаемыми телами показал, что модели на основе уравнения для скорости диссипации s предсказывают начало отрыва потока значительно ниже по течению, чем это наблюдается в экспериментах, причем расчетный размер рециркуляционной зоны и интенсивность движения в ней оказываются заниженными. В то же время оказалось, что модели
Рис. 1. Биротативный вентилятор CRTF2A
другого класса, в которых вместо уравнения переноса для £ используется уравнение для ш = s / k (turbulence frequency — величина, обратная времени жизни крупных вихрей), приводят к лучшему совпадению с экспериментом на данном классе течений, если зона отрыва невелика. Так называемая МТ k-w развивалась в работах Д. Вилкокса [4].
Модель SST (модель Ментера). Ментеру принадлежит идея об объединении двух типов моделей k-s — вдали от стенок, k-o — вблизи стенок [5]. Считается, что МТ k-o лучше приспособлена к описанию пристеночных течений в пограничных слоях. Однако оказалось, что в свободных течениях вдали от твердых поверхностей (например, в набегающем потоке) возникает проблема задания численного значения ш на границах, где поток входит в расчетную область. Проблема заключается в том, что решение существенно зависит от указанного значения ш и в отличие от s значение ш нельзя устремить к нулю. Ментеру принадлежит заслуга описания функции, которая позволяет перейти от МТ k-s к МТ k-ш вблизи стенки.
Расчетная область. В автоматических сеточных генераторах ANSYS TurboGrid и NUMECA AUTOGRID 5 была построена структурированная гексаэдрическая сетка для каждого рабочего колеса (РК). В ПК ЦИАМ 3D-IMP-MULTI использовался собственный сеточный генератор. Информация по расчетной сетке приведена в табл. 1. На рис. 2 показаны сетки в межлопаточных каналах в каждом ПК.
Таблица 1
Параметры расчетной сетки
Параметры NUMECA AUTOGRID 5 ANSYS TurboGrid 3D-IMP-MULTI
РК1 РК2 РК1 РК2 РК1 РК2
Число лопаток 10 14 10 14 10 14
Радиальный зазор, мм 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4
Число элементов 1 091 377 811 757 1 098 826 809 312 1 088 332 807 451
Суммарное число элементов 1 903 134 1 908 138 1 895 783
Высота первого пристеночного элемента 0,004 0,004 0,004 0,004 0,004 0,004
Число элементов по высоте 89 89 89 89 89 89
в
Рис. 2. Расчетная сетка в межлопаточном канале: а — NUMECA AUTOGRID 5; б — ANSYS TurboGrid; в — 3D-IMP-MULTI
При решении задачи рассматривался сектор каждого венца (рис. 3), соответствующий одному межлопаточному каналу. Для областей рабочих колес от входа и до выхода задавалась частота вращения для режима относительной частоты вращения n = 1 и 0,9. Моделирование турбулентного течения осуществлялось с использованием RANS-подхода с замыканием уравнений МТ Ментера — SST, k-ш, k-s.
Численный метод. Решения осредненных по Рейнольдсу уравнений Навье — Стокса при использовании ПК NUMECA получены с помощью конечно-разностной схемы Джемесона (2-го-4-го порядков) с применением многосеточной стратегии [6]. В ПК ANSYS CFX с помощью схемы 2-го порядка High Resolution [7], в ПК ЦИАМ 3D-IMP-MULTI использовалась модифицированная схема Годунова [8, 9].
Рис. 3. Расчетная область с граничными условиями
Далее приведены значения полуэмпирических коэффициентов МТ, установленных в ПК.
Модель k-ffl (ANSYS CFX, 3D-IMP-MULTI): Р' = 0,09, ai = 5 / 9, pi = 0,075, Ok = 2, аю = 2. Модель k-e (ANSYS CFX, NUMECA, 3D-IMP-MULTI): Сц = 0,09, Qi = 1,44, Cs2 = 1,92, ои = 1, aei = 1,3. Модель SST (ANSYS CFX, NUMECA, 3D-IMP-MULTI): P' = 0,09, ai = 5 / 9, pi = 0,075, oki = 1,176, аы = 2, a2 = 0,44, p2 = 0,0828, Gk2 = 1, аЮ2 = 1 / 0,856.
Для приведенных параметров потока задавались следующие граничные условия:
вход потока — полное давление 101 325 Па; полная температура 288,15 K; осевое направление абсолютной скорости;
выход потока — статическое давление на втулочном сечении из условия радиального равновесия; условие периодичности;
условие «прилипания» и отсутствия теплопередачи на стенке; модели SST, k-ш, k-s;
мixing Plane — Stage (настройка ANSYS CFX от венца к венцу) — осреднение потока по окружности при передаче информации о потоке от одной области к другой.
Анализ полученных результатов и сопоставление с экспериментом. В ходе расчета, помимо среднеквадратического значения по остатку RMS (Root Mean Square), выводился график изменения приведенного расхода на входе и выходе, степени повышения полного давления, адиабатического КПД. При слабом отклонении этих параметров в течение длительного времени расчет останавливался и анализировался в постпроцессоре.
В ПК ЫиМЕСЛ с МТ к-ш не удалось добиться установления решения ни на одном из режимов, поэтому указанная постановка не приводится в настоящей работе.
Для каждого ПК построены графики зависимости степени повышения полного давления л:* и адиабатического КПД (рис. 4) от приведенного расхода с определением границы устойчивых режимов (ГУР) для режимов п = 1 и 0,9 в сравнении с результатами экспериментальных исследований (эксперименту соответствует черный цвет линии с желтыми маркерами). Напорная характеристика рассчитывалась при изменении противодавления на выходе расчетной области. При приближении к ГУР шаг по противодавлению уменьшался для более точного определения границы срыва и коэффициента запасов.
4J.5 4>» 43.5 ¿4.» Mi IS O 4ii 4Л» 4S5 4Tfl 47.5 WO 4*5 49» 49.5 415 4) 0 4) 5 44 0 44 5 450 45 5 4Л 0 4Л5 470 47,5 4S0 4Я 5 4»0 44 5
б
Рис. 4. Интегральные характеристики вентилятора на режиме п = 1(а) и 0,9 (б)
Анализ полученных интегральных характеристик показал, что для режима п = 1 максимальный и наиболее близкий к эксперименту КПД демонстрируют результаты расчета с использованием ПК ЦИАМ
3D-IMP-MULTI с МТ k-ш. Наиболее близкими к экспериментальной точке ГУР являются точки, полученные с использованием ПК 3D-IMP-MULTI с МТ k-s и SST. Лучшее согласование значений максимального расхода воздуха (отличие от эксперимента ~ 0,6 %) показали постановки 3D-IMP-MULTI МТ k-г, NUMECA МТ k-г, CFX МТ SST.
Анализ полученных с различными МТ значений коэффициента запасов газодинамической устойчивости (ГДУ) АКу относительно точки максимума КПД для режима n = 1(табл. 2) показал, что экспериментальное значение АКу превышает расчетные величины более чем на 4 % во всех постановках, кроме варианта с использованием ПК 3D-IMP-MULTI с МТ SST, для которого разность составила 2 %. Такое расхождение экспериментальных и расчетных данных указывает на несовершенство используемых МТ при расчете течения вблизи границы устойчивой работы лопаточных машин при наличии интенсивных скачков уплотнения и масштабных отрывных зон, а также при усилении нестационарной составляющей параметров потока, не учитываемой при RANS-подходе (Reynolds Average Navier — Stokes).
Таблица 2
Значения коэффициента запасов газодинамической устойчивости ДКу (%)
для режима п = 1
Модель турбулентности ANSYSCFX NUMECA 3D-IMP-MULTI
k-ю 9 - 10
к-г 10 10 6
SST 6 7 12
Эксперимент 14
Сравнение значений АКу, полученных в ПК ЫИМЕСЛ с МТ ББТ и к-г показало, что при использовании МТ к-г удается достичь решения при больших значениях противодавления по сравнению с МТ ББТ, что означает большую устойчивость пограничного слоя к градиенту давления при моделировании.
На режиме п = 0,9 максимальный и наиболее близкий к экспериментальному значению КПД показали 3В-1МР-МиЬТ1 с МТ к-ш и ББТ, ЛЫБУБ СБХ — с МТ ББТ. Результаты, наиболее близкие к экспериментальной точке ГУР, получены в 3Б-1МР-МиЬТ1 с МТ к-г и ББТ. Вблизи экспериментальной точки запирания расчетные значения ПК ЫИМЕСЛ с МТ к-г, ЛШУБ СБХ с МТ к-г и ББТ и 3Б-1МР-МиЬТ1 с МТ к-г лучше всего согласуются между собой.
Анализ полученных с различными моделями турбулентности значений коэффициента запасов ГДУ АКу относительно точки максимума КПД при оборотах п = 0,9 (табл. 3) показал, что экспериментально полученное значение АКу превышает расчетные величины для всех рассматриваемых в работе постановок более чем на 7 %. Такое сильное различие в расчетных и экспериментальных значениях коэффициента запасов ГДУ объясняется характерной особенностью рассматриваемого вентилятора — высоким значением АКу на режиме п = 0,9, что характерно для биротатив-ных лопаточных машин с высокой степенью двухконтурности и низкой густотой венцов. Для таких вентиляторов на некоторых режимах работы определение границы бессрывной работы затруднено и интерпретируется границей, определяемой по максимальному уровню вибраций лопаток, а не по помпажу компрессора в традиционном понимании.
Таблица3
Значения коэффициента запасов газодинамической устойчивости ДКу (%)
для режима п = 0,9
Модель турбулентности ANSYSCFX NUMECA 3D-IMP-MULTI
k-ю 14 - 8
k-s 7 13 20
SST 8 11 20
Эксперимент 27
Полученные отличия в интегральных характеристиках между ПК ЦИАМ ЗБ-МР-МиШ и коммерческими ПК ЛЫБУБ СБХ и ЫиМЕСЛ можно объяснить особенностями построения расчетной сетки и используемой численной конечно-разностной схемы решения системы осредненных по Рейнольдсу уравнений Навье — Стокса. В 3Б-1МР-МиЬТ1 используется топология сетки Н-типа, в ЛЫБУБ Тиг^пё и ШМЕСЛ АШ^ЯГО 5 сетка Н-О-Н-типа.
Для каждого рабочего колеса в ПК ЛЫБУБ СБХ, ЫиМЕСЛ и 3Б-1МР-МиЬТ1 были построены эпюры распределения л:*и %д (рис. 5-7) по высоте г для точек максимума КПД на обоих режимах. Экспериментальные результаты на графиках радиальных распределений не представлены, поскольку отсутствуют измерения локальных параметров в межвенцовом зазоре вентилятора.
Явно наблюдаются отличия распределений, полученных по ПК 3Б-1МР-МиЬТ1, от полей, полученных по коммерческим ПК. Причиной этому может быть как использование разных топологий расчетных сеток, так и численных схем.
Рис. 5. Интегральные характеристики первого (а) и второго (б) рабочих колес
на режиме п = 1
Рис. 6. Распределения относительного числа Маха на относительных высотах 0,1(левый), 0,5 (средний), 0,9 (правый) в точке максимума КПД для ПК ЫИМЕСЛ с МТ 88Т на режиме п = 1: в = 48,75 кг/с; п* = 1,52; г|*ад = 0,912
Рис. 7. Распределения относительного числа Маха на относительных высотах (см. рис. 6) в точке максимума КПД для ПК ЛЫ8У8 СБХ с МТ 88Т на режиме п = 1: в = 48,26 кг/с; п = 1,53; ^д = 0,909
На режиме п = 1 эпюры распределения КПД рабочего колеса 1 идентичных МТ двух ПК отличаются незначительно, КПД рабочего колеса 2 для МТ ББТ в ЫиМЕСЛ больше, чем в ЛЫБУБ СБХ. На рис. 6 и 7 приведены картины течения в виде разверток межлопаточных каналов на относительных высотах к = 0,1; 0,5 и 0,9 для обоих ПК.
Видно, что основное отличие течения наблюдается в ядре потока и на периферии. Анализ полей течения в межлопаточных каналах биротатив-ного вентилятора показал, что обтекание профилей первого ротора в при-втулочной части имеет дозвуковой характер. Во втулочном сечении второго ротора присутствует сверхзвуковая зона, ограниченная замыкающим скачком уплотнения. Для распределения, полученного с помощью ПК ЫиМЕСЛ, характерно более втянутое положение скачка уплотнения в каналах второго ротора по сравнению с результатом, полученным в ЛЫБУБ СБХ. Подобные различия обнаруживаются также в среднем и периферийном сечениях. Обтекание профилей лопаточных венцов первого ротора практически не различимо за исключением более высокого значения числа Маха перед скачком уплотнения для ПК ЫиМЕСЛ. Обнаруженные различия проявляются в интегральных характеристиках в виде более высокого значения расхода воздуха в расчете по ПК ЫиМЕСЛ (рис. 8).
-S-* KUMM'A L* N .«JD-IW-Ml'IJISST —K-»WUeC*il —S-«lJ[J.IMr.lJULTISSr
-s-« JD-Üir-MVLT11-L \ 4'1 j11. —s * jp r\r- М1Л.Т1 u —доо v. . Г1»«
б
Рис. 8. Интегральные характеристики первого (а) и второго (б) рабочих колес
на режиме п = 0,9
Отметим, что на режиме п = 0,9 значения адиабатического КПД на эпюре распределения по высоте для МТ 88Т в ЫИМЕСЛ в первом рабочем колесе меньше по всей высоте, кроме периферийной области; во втором рабочем колесе значения адиабатического КПД в ЛЫ8У8 СБХ больше по всей высоте. Для МТ к-г в первом рабочем колесе в ЛЫ8У8 СБХ были получены большие значения КПД, кроме локальных областей во втулочном и периферийном сечениях; во втором рабочем колесе наблюдается практически одинаковая эпюра распределения в обоих ПК. На рис. 9-12 приведены развертки межлопаточных каналов для МТ 88Т и к-в.
Рис. 9. Распределения относительного числа Маха на относительных высотах (см. рис. 6) в точке максимума КПД для ПК ЫИМЕСЛ с МТ 88Т на режиме п = 0,9: в = 44,85 кг/с; п = 1,37; = 0,924
Рис. 10. Распределения относительного числа Маха на относительных высотах (см. рис. 6) в точке максимума КПД для ПК ЛЫ8У8 СБХ с МТ 88Т на режиме п = 0,9: в = 44,81 кг/с; п= 1,37; ^ад= 0,926
Рис. 11. Распределения относительного числа Маха на относительных высотах (см. рис. 6) в точке максимума КПД для ПК ЫИМЕСЛ с МТ к-г на режиме п = 0,9: в = 44,25 кг/с; л*= 1,36; = 0,917
Рис. 12. Распределения относительного числа Маха на относительных высотах (см. рис. 6) в точке максимума КПД для ПК ЛЫ8У8 СБХ с МТ к-г на режиме п = 0,9: в = 44,73 кг/с; п = 1,37; ^д = 0,922
Видно, что во втулочном сечении первого рабочего колеса вентилятора в области выходной кромки на спинке наблюдается зона отрыва пограничного слоя при решении с использованием ПК ЫИМЕСЛ. Во всех сечениях видны более втянутые скачки уплотнения при использовании ПК ЛЫ8У8 СБХ. Обнаруженные различия объясняют разность в КПД в виде большего значения в ЛЫ8У8 СБХ.
В результате анализа течения при использовании МТ к-£, как и в МТ 88Т, видны локальные зоны отрыва пограничного слоя в области выходной кромки на спинке первого рабочего колеса в ЫИМЕСЛ, наблюдается сверхзвуковое обтекание профилей первого рабочего колеса в ЛЫ8У8 СБХ, что не проявляется в ЫИМЕСЛ. Стоит отметить более втянутое положение скачков уплотнения в ЛЫ8У8 СБХ. Эти отличия проявились в результате на интегральных характеристиках всего вентилятора и каждого венца.
Заключение. При исследовании течения в биротативном вентиляторе СЯТБ2Л были рассмотрены варианты МТ в различных ПК.
Наибольший и наиболее близкий к эксперименту КПД на режиме п = 1 показал ПК ЦИАМ 3Б-1МР-МиЬТ1 с использованием МТ к-ш, на режиме п = 0,9 — ПК 3Б-1МР-МиЬТ1 с МТ к-ш и ЛЫ8У8 СБХ с МТ 88Т.
Лучший результат по сравнению с экспериментальной точкой ГУР на режиме п = 1показал расчет в ПК 3Б-1МР-МиЬТ1 с МТ к-г и 88Т. На режиме п = 0,9 лучшее согласование по ДКу показал расчет с использованием ПК 3Б-1МР-МиЬТ1 с МТ к-г и 88Т.
Вблизи экспериментальной точки запирания расчетные значения ПК ЫИМЕСЛ с МТ к-е, ЛЫ8У8 СБХ с МТ к-г и 88Т и 3Б-1МР-МиЬТ1 с МТ к-г лучше всего согласуются между собой, при этом расчетные значения расхода превышают экспериментальные на ~ 0,6 % при п = 1. Для расчетов на режиме п = 0,9 также характерно превышение максимального значения расхода воздуха для всех постановок, кроме расчета в ПК 3Б-1МР-МиЬТ1 с МТ к-г, в котором получено практически точное совпадение с экспериментом по расходу вблизи запирания.
Экспериментальное значение коэффициента запаса ГДУ ДКу при n = 1 превышает расчетное значение более чем на 2 %, при n = 0,9 — на 7 %.
Полученные результаты могут быть рекомендованы при верификации расчетов.
ЛИТЕРАТУРА
[1] Волков К.Н., Емельянов В.Н. Течение и теплообмен в каналах и вращающихся полостях. М., Физматлит, 2010.
[2] Mileshin VI., Pankov S.V., Fateev V.A., et al. Ducted counter-rotating fan blades optimization based on 3D inverse problem solution aiming at fan gasdynamics improvement. Proc. ISABE Int. Conf., Montreal, Canada, 2009, no. ISABE-2009-1334.
[3] Launder B.E., Spalding D.B. Lectures in mathematical models of turbulence. Academic Press, 1972.
[4] Wilcox D.C. Turbulence modeling for CFD. DCW Industries Inc., 1998.
[5] Menter F.R. Two-equation eddy-viscosity turbulence models for engineering applications. AIAA Journal, 1994, vol. 32, no. 8, pp. 1598-1605.
DOI: 10.2514/3.12149
[6] Jameson A. Time dependent calculations using multigrid, with applications to unsteady flows past airfoils and wings. 10th Computational Fluid Dynamics Conf., 1991, no. AIAA-91-1596. DOI: 10.2514/6.1991-1596
[7] Barth T.J., Jesperson D.C. The design and application of upwind schemes on unstructured meshes. 27th Aerospace Sciences Meeting, 1989, no. AIAA-89-0366.
DOI: 10.2514/6.1989-366
[8] Годунов С.К., Забродин А.В., Иванов М.Я. и др. Численное решение многомерных задач газовой динамики. М., Наука, 1976.
[9] Gouskov O.V., Kopchenov V.I., Nikiforov D.A. Flow numerical simulation in the propulsion elements of aviation space system within full Navier — Stokes equations. Proc. Int. Conf. Methods of Aerophysical Research. Vol. I. Novosibirsk, 1994, pp. 104-109.
Мартиросян Арутюн Артушович — инженер отделения «Аэродинамика компрессоров воздушно-реактивных двигателей и газотурбинных установок» Центрального института авиационного моторостроения имени П.И. Баранова (Российская Федерация, 111116, Москва, Авиамоторная ул., д. 2).
Милешин Виктор Иванович — канд. физ.-мат. наук, начальник отделения «Аэродинамика компрессоров воздушно-реактивных двигателей и газотурбинных установок» Центрального института авиационного моторостроения имени П.И. Баранова (Российская Федерация, 111116, Москва, Авиамоторная ул., д. 2).
Дружинин Ярослав Михайлович — инженер отделения «Аэродинамика компрессоров воздушно-реактивных двигателей и газотурбинных установок» Центрального института авиационного моторостроения имени П.И. Баранова (Российская Федерация, 111116, Москва, Авиамоторная ул., д. 2).
Кожемяко Павел Георгиевич — начальник сектора отделения «Аэродинамика компрессоров воздушно-реактивных двигателей и газотурбинных установок» Центрального института авиационного моторостроения имени П.И. Баранова (Российская Федерация, 111116, Москва, Авиамоторная ул., д. 2).
Просьба ссылаться на эту статью следующим образом:
Мартиросян А.А., Милешин В.И., Дружинин Я.М. и др. Расчетно-эксперимен-тальное исследование аэродинамических характеристик биротативного вентилятора с использованием различных программных комплексов. Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Сер. Машиностроение, 2019, № 2, с. 115-130. DOI: 10.18698/0236-3941-2019-2-115-130
COMPUTATIONAL AND EXPERIMENTAL INVESTIGATION OF AERODYNAMIC CHARACTERISTICS OF A COUNTER-ROTATING FAN USING VARIOUS SOFTWARE PACKAGES
A.A. Martirosyan marutyun@bk.ru
V.I. Mileshin mileshin@ciam.ru
Ya.M. Druzhinin druzhinin.yar@yandex.ru
P.G. Kozhemyako kozhemyako-pasha@yandex.ru
P.I. Baranov Central Institute of Aviation Motor Development, Moscow, Russian Federation
Abstract
The paper presents the results of computing aerodynamic properties of the CRTF2A counter-rotating cowled fan developed as part of the European VITAL program. To achieve these results, we used the following software packages: NUMECA FINE TURBO, ANSYS CFX and CIAMs own 3D-IMP-MULTI hydrocode. We use the RANS approach to model turbulent flows. We performed a three-dimensional computation, completing Reynolds-averaged Navier — Stokes equations by various turbulence models for the following relative angular frequency modes: n = 1 and 0.9. We used the following turbulence models available in the software packages: k-ra (ANSYS CFX, 3D-IMP-MULTI), k-s (ANSYS CFX, NUMECA FINE TURBO, 3D-IMP-MULTI), SST (NUMECA FINE TURBO, ANSYS CFX, 3D-IMP-MULTI). We plotted head characteristics for each software package and determined the main differences. We plotted
Keywords
Counter-rotating fan, ANSYS CFX, 3D-IMP-MULTI, NUMECA FINE TURBO, k-s turbulence model, k-a turbulence model, Shear Stress Transport
adiabatic efficiency and total pressure ratios as functions of height for the first and second rotors at the maximum efficiency points for both modes in the ANSYS CFX, NUMECA FINE TURBO and 3D-IMP-MULTI software packages
REFERENCES
[1] Volkov K.N., Emelyanov V.N. Techenie i teploobmen v kanalakh i vrashchayush-chkhsya polostyakh [Flow and heat exchange in channels and rotating cavities]. Moscow, Fizmatlit Publ., 2010.
[2] Mileshin V.I., Pankov S.V., Fateev V.A., et al. Ducted counter-rotating fan blades optimization based on 3D inverse problem solution aiming at fan gasdynamics improvement. Proc. ISABE Int. Conf., Montreal, Canada, 2009, no. ISABE-2009-1334.
[3] Launder B.E., Spalding D.B. Lectures in mathematical models of turbulence. Academic Press, 1972.
[4] Wilcox D.C. Turbulence modeling for CFD. DCW Industries Inc., 1998.
[5] Menter F.R. Two-equation eddy-viscosity turbulence models for engineering applications. AIAA Journal, 1994, vol. 32, no. 8, pp. 1598-1605. DOI: 10.2514/3.12149
[6] Jameson A. Time dependent calculations using multigrid, with applications to unsteady flows past airfoils and wings. 10th Computational Fluid Dynamics Conf., 1991, no. AIAA-91-1596. DOI: 10.2514/6.1991-1596
[7] Barth T.J., Jesperson D.C. The design and application of upwind schemes on unstructured meshes. 27th Aerospace Sciences Meeting, 1989, no. AIAA-89-0366.
DOI: 10.2514/6.1989-366
[8] Godunov S.K., Zabrodin A.V., Ivanov M.Ya., et al. Chislennoe reshenie mnogom-ernykh zadach gazovoy dinamiki [Numerical solution of gas dynamics multidimensional problems]. Moscow, Nauka Publ., 1976.
[9] Gouskov O.V., Kopchenov V.I., Nikiforov D.A. Flow numerical simulation in the propulsion elements of aviation space system within full Navier — Stokes equations. Proc. Int. Conf. Methods of Aerophysical Research. Vol. I. Novosibirsk, 1994, pp. 104-109.
Martirosyan A.A. — Engineer, Department of Aerodynamics of Air-Jet Engine Compressors and Gas Turbine Plants, P.I. Baranov Central Institute of Aviation Motor Development (Aviamotornaya ul. 2, Moscow, 111116 Russian Federation).
Mileshin V.I. — Cand. Sc. (Phys.-Math.), Head of Department of Aerodynamics of Air-Jet Engine Compressors and Gas Turbine Plants, P.I. Baranov Central Institute of Aviation Motor Development (Aviamotornaya ul. 2, Moscow, 111116 Russian Federation).
Received 05.02.2018 © Author(s), 2019
Druzhinin Ya.M. — Engineer, Department of Aerodynamics of Air-Jet Engine Compressors and Gas Turbine Plants, P.I. Baranov Central Institute of Aviation Motor Development (Aviamotornaya ul. 2, Moscow, 111116 Russian Federation).
Kozhemyako P.G. — Head of Sector, Department of Aerodynamics of Air-Jet Engine Compressors and Gas Turbine Plants, P.I. Baranov Central Institute of Aviation Motor Development (Aviamotornaya ul. 2, Moscow, 111116 Russian Federation).
Please cite this article in English as:
Martirosyan A.A., Mileshin V.I., Druzhinin Ya.M., et al. Computational and experimental investigation of aerodynamic characteristics of a counter-rotating fan using various software packages. Herald of the Bauman Moscow State Technical University, Mechanical Engineering, 2019, no. 2, pp. 115-130 (in Russ.). DOI: 10.18698/0236-3941-2019-2-115-130
Издательство МГТУ им. Н.Э. Баумана 105005, Москва, 2-я Бауманская ул., д. 5, стр. 1 press@bmstu.ru http://baumanpress.ru
Подписано в печать 02.04.2019 Формат 70 х 108/16 Усл.-печ. л. 11,4
Отпечатано в типографии МГТУ им. Н.Э. Баумана 105005, Москва, 2-я Бауманская ул., д. 5, стр. 1 baumanprint@gmail.com
