某微型渦噴斜流壓氣機設計及性能分析

呂文，宋丹路，曲帥杰，周紅燕

(1.西南科技大學制造過程測試技術教育部重點實驗室，四川綿陽 621010；2.西南科技大學制造科學與工程學院，四川綿陽 621010)

0 前言

由于一系列優(yōu)勢，離心壓氣機在中、小和微型燃氣輪機中得到了廣泛應用[1]。但在實際工作中，由于離心力和徑向壓差存在于壓氣機中，離心壓氣機中常見射流-尾跡結構[2]，導致離心壓氣機葉輪效率急劇下降。斜流壓氣機兼有軸流壓氣機的小迎風面積、高效率特性及離心壓氣機的單級壓比高、工作穩(wěn)定性好的特點，且在同樣的增壓比情況下，其迎風面積比離心壓氣機小[3]。斜流壓氣機具有單級增壓比高、結構簡單、穩(wěn)定裕度大等優(yōu)點，其應用越來越廣泛[4-5]。

為探究斜流壓氣機技術以用于微型渦噴發(fā)動機，以壓比、流量、轉速等參數為設計指標，設計了一臺壓比為3.662、流量為3.324 kg/s、等熵效率為87.61%的斜流壓氣機，與完全相同參數的離心壓氣機相比，它擁有更大的流量、壓比和等熵效率。利用CFD 數值模擬方法完成設計驗證。由于在工程實際運用中，壓氣機往往偏離最初的設計點工作，容易造成壓氣機整體性能以及穩(wěn)定工作的范圍達不到設計要求。因此，模擬分析該壓氣機在不同轉速下的全工況，獲取性能曲線，并驗證流動失穩(wěn)機制。

1 斜流壓氣機參數

某微型渦噴斜流壓氣機設計要求：工作點轉速為40 000 r/min，壓比為3.5，質量流量為3.2 kg/s，進口總壓為101 325 Pa,進口總溫為300 K，葉片前緣、尾緣厚度均為2 mm，葉尖間隙為0.3 mm。

應首先確定外形尺寸大小，如壓氣機進口輪緣直徑、進口輪轂高度、葉片數目、出氣角度、葉輪出口半徑、出口高度等尺寸參數。以大量的經驗公式和經驗數據為基礎，根據初始參數不斷分析、修正和優(yōu)化，最終確定合理的初始設計參數。

壓氣機參數設計流程：

(1)選擇進口輪轂比(d1h/d1s),一般取值范圍為0.3～0.5[6];

(2)確定進、出口角度Pi1/Pi2；

(3)確定葉輪攻角、主葉片數以及前緣厚度；葉片數目應該合理選擇，因為增加壓氣機葉片數量能夠提高效率，同時也能降低葉片載荷，數量太多也相對比較容易造成進口堵塞。葉片數量的選擇可參考以下經驗公式[7]：

式中:H為焓增;v2為葉輪線速度；Tt1為進口總溫。

從強度和加工考量，一般厚度不小于出口直徑的0.3%[8]。葉片前緣厚度越薄越好，以減少進口氣流在前緣處發(fā)生的加速現(xiàn)象[9]。綜合考慮這2個因素，最終選擇0.2 mm葉厚；

(4)選擇出口寬度B2、出口半徑R2；

(5)選擇葉片后掠角β2b、尾緣厚度。

綜合壓氣機設計的限制因素，選定斜流壓氣機的設計指標和關鍵參數；再將初步選定的參數輸入仿真軟件，模擬壓氣機在設計點的工作性能。經過分析改正，最終確定了葉輪參數如表1所示。

表1 葉輪參數

2 壓氣機三維模型

以一維設計所得參數為基準，建立葉輪的三維模型，并采用仿真軟件進行網格自動劃分，再輸入邊界條件等參數，進行模擬仿真。最終得到的壓氣機三維模型如圖1所示，葉輪等熵效率為87.61%、壓比為3.662。

圖1 斜流壓氣機三維模型

3 數值計算

3.1 計算條件

采用Spalart-Allmaras湍流模型[10]和Turbulent Navier-Stokes方程組。經驗表明，該湍流模型合適，能夠滿足壓氣機內復雜的流動。流體介質為理想氣體，給定背壓及定常數值模擬計算，其余條件選擇系統(tǒng)中默認值。近壁面第一層網格Y+在合理范圍中。

邊界條件：進氣方式選擇軸向進氣，進口總壓為101 325 Pa、進口總溫為300 K、給定出口背壓，最大迭代步數為400、CFL數為3，雙精度求解器計算。

3.2 網格無關性

為驗證網格無關性，分別繪制8套網格總數介于90×104～600×104的方案，等熵效率之間的極差為0.26%。從圖2可以看出:隨著網格數的改變，等熵效率逐漸波動，但網格達到一定數值時，效率不再隨網格數的增加而改變。網格數目直接影響仿真精度，網格過少會導致結果失真，過多將會加大計算量。本文作者選取網格總數約108萬，最小正交性角度10.024、最大長寬比1 439.8、最大延展比5.180 9，質量良好，符合計算條件。

圖2 網格無關性驗證

3.3 特性曲線

設計工況點的轉速為40 000 r/min、等熵效率為87.61%，根據模型模擬不同轉速條件下壓氣機內部的流場，得到此壓氣機在90%、100%和110%設計轉速下的特性曲線[11]，以及相對馬赫數云圖。進行數值計算時，預先給定設計點背壓，再逐漸增大背壓，將最后一個收斂點視為近失速點；同理，減小背壓，當出口流量不變時，該點視為近堵塞點。

圖3所示為壓比-流量特性曲線，可以得出：流量保持不變時，轉速越大，壓比也越大，葉片負載能力更強；在轉速不變的情況下，減小壓氣機的流量，運行工況將向近失速點靠攏，此時壓比略微升高，葉片負載能力增加。

圖3 壓比-流量性能曲線 圖4 等熵效率-流量性能曲線

各轉速下的近失速點、近堵塞點構成不穩(wěn)定邊界，隨著流量增大，壓比呈現(xiàn)不斷下降的趨勢；隨著轉速增大，壓氣機穩(wěn)定運行的范圍變小，原因是隨著轉速的不斷升高，流量會加大，進口馬赫數升高，壓氣機容易進入失速和堵塞這2種不穩(wěn)定狀態(tài)。

圖4所示為等熵效率-流量性能曲線，可以得出：流量大于某一臨界值后，轉速越大，等熵效率越高，但靠近堵塞點，運行范圍小；90%設計轉速下，壓氣機穩(wěn)定運行的范圍更大，氣動性能更好；當轉速一定時，隨著流量升高，等熵效率呈現(xiàn)先升高后下降的趨勢。

為進一步分析在設計點轉速下壓氣機流場狀況和非設計點轉速下壓氣機的性能問題，著重分析壓氣機在100%設計轉速下的2個臨界點工況(近堵塞點、近失速點)。非設計點轉速，90%和110%最高效率點時，斜流壓氣機的最大等熵效率分別為90.22%和87.96%。

3.4 設計點的流場分析

壓氣機在葉頂間隙和葉根處的流動狀況極其惡劣。為分析該斜流壓氣機在100%設計轉速下的流動狀況，選用壓氣機臨界點(近堵塞點、近失速點)b2b面的5%、50%和95%葉高處的相對馬赫數進行分析。

圖5所示為近堵塞點相對馬赫數云圖，可知：進口馬赫數約0.8，呈現(xiàn)亞音速流動狀態(tài)；當氣流進入葉輪通道后，在壓力面、吸力面前緣處流動，發(fā)生局部惡化產生激波且流體在葉形壓力面形成低能流體團，該處的馬赫數約為0.4，此時在葉片尾緣出現(xiàn)明顯的射流-尾跡區(qū)。這些因素導致了葉輪效率的下降，原因是吸力面尾緣的低能流體減小了葉間通道的有效過流面積；在95%葉高處，整個進口區(qū)域呈現(xiàn)超音速狀態(tài)，激波不斷增強，馬赫數最大達到1.8，低能流體最小馬赫數為0.231且該處區(qū)域不斷增大。

圖5 近堵塞點，5%、50%、95%葉高處相對馬赫數

圖6所示為近失速點5%、50%、95%葉高處相對馬赫數，可知：氣體以亞音速流動狀態(tài)進入葉輪后，激波處最大馬赫數為1.54，低能流體處最小馬赫數為0.31；葉片壓力面未出現(xiàn)激波，因而葉片前緣的氣體流動比近堵塞點時更好；近失速點與近堵塞點相比較，激波相對更弱，最高馬赫數為1.54，且葉形吸力面中央處未出現(xiàn)激波，但低能流體影響更大。

圖6 近失速點，5%、50%、95%葉高處相對馬赫數

3.5 非設計點性能分析

為分析壓氣機在非設計轉速下的運行性能，選取90%和110%設計轉速的最高效率點作為模擬分析對象。通過分析2個非設計點轉速下的馬赫數、熵增分布情況，獲得該壓氣機在非設計轉速下的氣動性能。

圖7、圖8所示分別為不同轉速下b2b面的馬赫數云圖?？芍翰煌D速下馬赫數的分布以及低能流體的分布大體一致，只是轉速的不同，造成了激波和低能團的位置有所擴散；隨著轉速從36 000 r/min增加到44 000 r/min以及從5%、50%葉高處到95%葉高處，葉片前緣吸力面、壓力面激波逐漸增大，并且不斷后移；流道中的低能流體區(qū)域增大，低能團主要集聚在吸力面靠近尾緣處的位置，影響氣體流動。相比之下，110%設計轉速下最高效率點的等熵效率更小、進口馬赫數更大、激波相對更強；90%設計轉速下的激波、低能流體和尾跡損失更小、氣動性能更好、等熵效率更高。

圖7 90%轉速下最高效率點，各葉高處相對馬赫數

圖8 110%轉速最高效率點，各葉高處相對馬赫數

圖9所示分別為90%、100%、110%設計轉速下壓氣機子午面的熵增分布情況?？芍翰煌D速下的熵增分布類似，在機匣、輪轂處形成了高熵增區(qū)域，原因是葉頂間隙泄漏以及激波造成了損失。KANG[12]指出葉輪內部的損失主要來源于激波與附面層的相互干擾。HIGASHIMORI等[13-14]發(fā)現(xiàn)高馬赫數會導致輪蓋側附面層之間的相互干擾，因此葉片流道中部葉頂附近產生低速區(qū)并伴有回流。隨著轉速從90%提高到110%時，機匣與葉片出口區(qū)域的熵增區(qū)域逐漸增大。

圖9 90%、100%、110%轉速下的熵增

4 結論

(1)給定壓氣機初始參數，構建了某微型渦噴斜流壓氣機的三維模型，與給定的初始設計指標相符合，說明該設計可行。

(2)通過計算得到了壓氣機3種轉速下的特性曲線，結果表明：90%設計轉速下壓氣機穩(wěn)定工作范圍更寬，氣動性能更好，流動損失更?。?00%設計轉速下，流量小于3.1 kg/s時，其效率最低;在110%設計轉速下，流量大于3.1 kg/s時流量范圍更大。

(3)分析轉速為40 000 r/min時的流場，結果表明：葉輪壓力面、吸力面激波損失和尾緣的低能流體是造成斜流壓氣機流動不穩(wěn)定的主要原因。