帶內(nèi)部葉輪結(jié)構(gòu)的渦輪盤(pán)腔流動(dòng)與溫降特性研究

鄧麗君，朱 宇

（1.中國(guó)航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所,株洲 412002；2.南京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院,南京 210016）

隨著航空工業(yè)對(duì)飛行器續(xù)航能力和經(jīng)濟(jì)性要求的不斷提高，未來(lái)的高性能航空發(fā)動(dòng)機(jī)必然兼?zhèn)淞己玫臏囟瓤刂颇芰透叩哪芰坷眯?。為了?shí)現(xiàn)熱端部件的熱防護(hù)功能，航空發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻系統(tǒng)通常需要借助預(yù)旋系統(tǒng)降低渦輪轉(zhuǎn)子零件表面所感受的冷氣溫度，同時(shí)實(shí)現(xiàn)渦輪轉(zhuǎn)子葉片進(jìn)口冷氣相對(duì)總溫的降低，達(dá)到渦輪轉(zhuǎn)子充分冷卻的目的。在相同的外部熱源條件下，渦輪葉片進(jìn)口冷氣的溫度越低，所需的冷卻氣流量越減少，引氣所導(dǎo)致的發(fā)動(dòng)機(jī)效率損失越低。

針對(duì)預(yù)旋系統(tǒng)內(nèi)空氣的流動(dòng)與傳熱特性，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了一系列理論和實(shí)驗(yàn)研究。文獻(xiàn)[1?2]中均對(duì)動(dòng)靜接受孔安裝位置及結(jié)構(gòu)對(duì)預(yù)旋系統(tǒng)出口的影響進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算和理論分析；文獻(xiàn)[3?5]通過(guò)數(shù)值計(jì)算以及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的方法從流量系數(shù)、旋流比以及溫降等幾個(gè)方面對(duì)預(yù)旋噴嘴性能進(jìn)行對(duì)比分析；文獻(xiàn)[6]從理論上分析了等熵預(yù)旋系統(tǒng)的流動(dòng)規(guī)律，從而推導(dǎo)出理想溫度和功率的損失方程；文獻(xiàn)[7]通過(guò)數(shù)值模擬的方法針對(duì)預(yù)旋系統(tǒng)中接受孔部分的溫降壓損特性進(jìn)行分析研究，發(fā)現(xiàn)接受孔角度的變化對(duì)氣流的靜溫靜壓以及質(zhì)量流量均存在一定的影響。以上研究主要針對(duì)一般空腔預(yù)旋系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。文獻(xiàn)[8]使用數(shù)值模擬的方法探究預(yù)旋系統(tǒng)結(jié)構(gòu)對(duì)出口溫降的影響，發(fā)現(xiàn)可以采用減小氣流與盤(pán)腔周向速度差、安裝葉輪以及傾斜接受孔等方法提升出口溫降；文獻(xiàn)[9]通過(guò)數(shù)值計(jì)算比較空盤(pán)腔模型與簡(jiǎn)單直葉輪盤(pán)腔模型的出口相對(duì)總溫，發(fā)現(xiàn)葉輪可以優(yōu)化盤(pán)腔流場(chǎng)旋流比，達(dá)到降低出口相對(duì)總溫的效果；文獻(xiàn)[10]對(duì)帶有葉輪的預(yù)旋系統(tǒng)進(jìn)行了初步的研究，并著重于研究盤(pán)腔葉輪對(duì)預(yù)旋系統(tǒng)出口插銷槽處流動(dòng)損失的影響。

綜上所述，目前有關(guān)預(yù)旋系統(tǒng)冷卻氣流的研究主要集中在預(yù)旋噴嘴、接受孔以及預(yù)旋系統(tǒng)進(jìn)出口半徑等部分，只有少許關(guān)于簡(jiǎn)單盤(pán)腔葉輪結(jié)構(gòu)的研究，且較少關(guān)注渦輪盤(pán)腔內(nèi)部葉輪結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)對(duì)出口氣流溫降特性的影響。本文聚焦于共轉(zhuǎn)渦輪盤(pán)腔內(nèi)部的導(dǎo)流葉輪結(jié)構(gòu)，采用計(jì)算流體力學(xué)方法，探究不同的導(dǎo)流葉輪方案對(duì)氣體流動(dòng)與溫降特性的影響。

1 數(shù)值計(jì)算

1.1 物理模型

為保證計(jì)算結(jié)果的實(shí)用性及參考價(jià)值，數(shù)值計(jì)算采用實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)幾何模型及工況參數(shù)，渦輪盤(pán)腔預(yù)旋系統(tǒng)物理模型及其內(nèi)流道結(jié)構(gòu)如圖1（a）所示。在發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪葉片冷卻系統(tǒng)中，預(yù)旋系統(tǒng)從壓氣機(jī)引氣，并將冷卻氣流通過(guò)預(yù)旋系統(tǒng)導(dǎo)入渦輪葉片中，從而加強(qiáng)對(duì)葉片的高溫防護(hù)。文中蓋板式預(yù)旋系統(tǒng)主要由3 部分組成：預(yù)旋噴嘴、接受孔以及帶有葉輪的共轉(zhuǎn)盤(pán)腔，其結(jié)構(gòu)分布如圖1（b）所示。

圖1 渦輪盤(pán)腔物理模型結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of physical model of turbine disk cavity

渦輪盤(pán)腔沿周向統(tǒng)一安裝7 個(gè)葉輪葉片，參考離心壓氣機(jī)的直葉輪和二維彎曲葉輪定義3 種基本葉型：直葉片葉輪、前向葉輪和后向葉輪[11]。其中，直葉片葉輪的進(jìn)出口安裝角相等；前向葉輪的入口安裝角大于出口安裝角；后向葉型的入口安裝角小于出口安裝角度。此外，根據(jù)高低半徑處的內(nèi)部流場(chǎng)流動(dòng)規(guī)律的不同及實(shí)際應(yīng)用中的技術(shù)要求，提出了高低半徑兩種安裝方案：低半徑葉輪半徑為80～100 mm，高半徑葉輪半徑為100～130 mm。采用Ansys 自帶的Bladegen 軟件開(kāi)展盤(pán)腔葉輪葉型設(shè)計(jì)以保證葉輪安裝角自進(jìn)口至出口均勻變化[12?14]，生成葉片的葉型結(jié)構(gòu)如圖2 所示。

圖2 盤(pán)腔葉輪結(jié)構(gòu)三維示意圖Fig.2 3?D schematic diagram of disc cavity impeller structure

1.2 數(shù)學(xué)模型

數(shù)值計(jì)算采用CFX 軟件，選用全隱式耦合求解器進(jìn)行求解。計(jì)算為穩(wěn)態(tài)計(jì)算，差分格式均為高分辨率格式；對(duì)時(shí)間尺度的控制采用給定物理時(shí)間尺度。在接受孔處的動(dòng)靜交界面，采用轉(zhuǎn)子凍結(jié)法[15]求解。

計(jì)算采用壓力進(jìn)出口邊界條件，并給定進(jìn)口總溫和盤(pán)腔轉(zhuǎn)速，如表1 所示。

表1 計(jì)算邊界條件Table 1 Calculation boundary conditions

在預(yù)旋系統(tǒng)數(shù)值計(jì)算中常用的是標(biāo)準(zhǔn)k?ε湍流模 型、RNGk?ε模 型 和SST 模 型。SST 模 型 是 低雷諾數(shù)模型，主要適用于低轉(zhuǎn)速工況，文中所涉及的導(dǎo)流增壓盤(pán)內(nèi)部流場(chǎng)具有高轉(zhuǎn)速、高雷諾數(shù)的特點(diǎn)，標(biāo)準(zhǔn)k?ε模型及RNGk?ε模型更為適用。RNGk?ε模 型 在 高 雷 諾 數(shù)k?ε模 型 的 基 礎(chǔ) 上 提 供 了 應(yīng) 對(duì)低雷諾數(shù)黏性流動(dòng)的解析公式[15]，能夠有效地處理窄流道以及近葉輪的近壁區(qū)域附近的低速流動(dòng)[16?17]，因此本文選用RNGk?ε模型。

1.3 網(wǎng)格獨(dú)立性分析

網(wǎng)格使用ICEM 和TurboGrid 繪制，為保證計(jì)算精度、成本和網(wǎng)格質(zhì)量，選取了模型的1/7 作為數(shù)值仿真的計(jì)算域。并采用組合網(wǎng)格，結(jié)構(gòu)復(fù)雜的區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，其余采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,如圖3所示。

圖3 組合網(wǎng)格示意圖Fig.3 Schematic diagram of combined grid

分別對(duì)4 塊網(wǎng)格區(qū)域均進(jìn)行了獨(dú)立性分析，結(jié)果如圖4 所示。當(dāng)圖4 中所設(shè)計(jì)網(wǎng)格達(dá)到600 萬(wàn)個(gè)左右時(shí)，4 個(gè)計(jì)算區(qū)域相對(duì)出口總溫偏差均在±1%內(nèi)，滿足網(wǎng)格獨(dú)立性的條件[18]。數(shù)值計(jì)算中，4塊區(qū)域網(wǎng)格數(shù)分別為128.7、19.8、63.5 和385.8 萬(wàn)個(gè)，且總網(wǎng)格數(shù)不低于600 萬(wàn)個(gè)時(shí)，網(wǎng)格數(shù)量變化對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響相對(duì)較小。

圖4 網(wǎng)格獨(dú)立性分析驗(yàn)證Fig.4 Grid independence analysis and verification

2 結(jié)果分析

2.1 渦輪盤(pán)腔性能參數(shù)

在渦輪旋轉(zhuǎn)的過(guò)程中，由于預(yù)旋系統(tǒng)出口處的高溫葉片與渦輪盤(pán)腔以相同的圓周速度旋轉(zhuǎn)，故最終進(jìn)入渦輪葉片感受到并發(fā)揮作用的冷端溫度為氣流出口的相對(duì)總溫。因此，定義冷卻氣流總溫降ΔT[9]為預(yù)旋系統(tǒng)出口的氣流相對(duì)總溫與預(yù)旋系統(tǒng)進(jìn)口絕對(duì)總溫之差，即有

式中：Vφ為氣流的周向速度；ω為共轉(zhuǎn)盤(pán)腔的旋轉(zhuǎn)角速度；定值Cμ為湍流耗散模化系數(shù)；μt為湍流黏度；ρ為流體介質(zhì)的密度。

2.2 葉片徑向安裝位置對(duì)溫降效果的影響

本節(jié)將從流場(chǎng)流態(tài)、旋流比以及湍流耗散3 個(gè)角度分析高低半徑對(duì)最終出口相對(duì)總溫降的影響。流場(chǎng)流態(tài)對(duì)出口溫升的影響主要在于不穩(wěn)定分離渦流動(dòng)造成的局部熱耗散，其耗散區(qū)域主要集中于葉輪附近；流場(chǎng)旋流比表征流場(chǎng)氣流流速與當(dāng)?shù)乇诿孓D(zhuǎn)速的相對(duì)大小，當(dāng)旋流比趨近于1 時(shí)，說(shuō)明氣壁相對(duì)流動(dòng)的流速較低，因壁面法向速度梯度造成流動(dòng)摩擦耗散較低；在RNGk?ε模型中，湍流耗散ε主要受湍動(dòng)能k的影響，而k的大小又取決于流體脈動(dòng)速度，因此ε值的大小與流體在流場(chǎng)中的脈動(dòng)耗散程度有關(guān)。

如圖5 所示，不穩(wěn)定流動(dòng)所產(chǎn)生的分離渦流場(chǎng)主要出現(xiàn)在導(dǎo)流葉輪及其下游區(qū)域，且高半徑葉型均產(chǎn)生了明顯的流動(dòng)分離渦。此外，流場(chǎng)流動(dòng)分離區(qū)域的馬赫數(shù)較低，但在旋流比云圖中(圖6)，此處的旋流比則相對(duì)較高，說(shuō)明流體徑向流動(dòng)在此處劇烈變化，以致此處徑向速度大小相對(duì)周向速度可忽略不計(jì)。對(duì)比圖7 的湍流耗散圖，在高半徑的近葉輪區(qū)域下游出現(xiàn)局部ε較低的區(qū)域，這是因?yàn)榇颂幍牧鲃?dòng)速度低，使得脈動(dòng)速度和湍流耗散值幾乎為零；而在低耗散區(qū)周圍存在大范圍的高耗散區(qū)與圖5 中的分離渦區(qū)域相吻合，因?yàn)榇颂帍?qiáng)烈的分離渦擾動(dòng)使得湍流脈動(dòng)速度急劇上升形成高耗散區(qū)，而高半徑葉輪的高耗散區(qū)明顯較大。故高半徑葉輪因局部流動(dòng)分離產(chǎn)生的熱耗散明顯高于低半徑葉型。

圖5 不同高低半徑基礎(chǔ)葉型的流場(chǎng)云圖Fig.5 Flow field nephograms of different basic blade profiles with high and low radii

圖6 不同高低半徑基礎(chǔ)葉型的旋流比云圖Fig.6 Swirl ratio cloud diagrams of different basic blade profiles with high and low radii

圖7 高低半徑不同基礎(chǔ)葉型的湍流耗散云圖Fig.7 Turbulence dissipation nephograms of different basic blade profiles with high and low radii

從旋流比的角度分析，冷卻氣流以一定的圓周速度進(jìn)入旋轉(zhuǎn)葉輪，其在盤(pán)腔中的圓周速度基本不變，而共轉(zhuǎn)盤(pán)腔壁面的旋轉(zhuǎn)速度卻隨著半徑線性增加，故隨著半徑增加，流場(chǎng)旋流比從接受孔出口處β＞1 最終降低至出口處的β＜1，如圖6 所示。就氣壁相對(duì)流動(dòng)的摩擦耗散而言，出口處及入口處均屬高耗散區(qū)域，其旋流比與最佳旋流比1 的差值均遠(yuǎn)大于中間部分。故在低半徑區(qū)域，導(dǎo)流葉片能夠降低氣流周向流速，使當(dāng)?shù)匦鞅冉咏罴研鞅?。同理，在高半徑區(qū)域布置導(dǎo)流葉片也可通過(guò)提升氣流的圓周速度，使流場(chǎng)旋流比整體接近于1，減少因?yàn)闅饬髋c盤(pán)腔圓周速度差而引起的摩擦耗散。相對(duì)于圖6 中的空腔模型，其他模型均在一定程度上優(yōu)化了旋流比的流場(chǎng)分布。但對(duì)比高低半徑云圖可知，高半徑葉型提升了出口區(qū)域的周向流速，促進(jìn)高半徑區(qū)域旋流比的增加；而低半徑葉型雖一定程度上降低了低半徑區(qū)域的旋流比，但未能從根本影響進(jìn)口區(qū)域的旋流比分布。因此，從優(yōu)化旋流比分布，降低流場(chǎng)整體相對(duì)速度梯度，高半徑葉型方案優(yōu)于低半徑葉型。

從圖7 的空腔模型中可知，原流場(chǎng)的湍流耗散主要集中于進(jìn)口區(qū)域，這是因?yàn)檫M(jìn)口區(qū)域流體剛通過(guò)接受孔和轉(zhuǎn)折流道導(dǎo)入盤(pán)腔，此時(shí)的流體擾動(dòng)程度較高。而后由于徑向盤(pán)腔的流動(dòng)截面寬度較窄，脈動(dòng)速度逐漸降低，ε值也隨之降低。對(duì)比6 種基本葉型的湍流耗散云圖可知，加入導(dǎo)流葉輪使進(jìn)口區(qū)域的脈動(dòng)耗散明顯降低，但同時(shí)也加劇了高半徑區(qū)域的耗散。低半徑葉型對(duì)進(jìn)口區(qū)域的流場(chǎng)脈動(dòng)穩(wěn)定效果更加突出，而高半徑葉型在低半徑處的穩(wěn)定效果明顯較差。此處，在高半徑區(qū)域生出的擾動(dòng)明顯比低半徑更加強(qiáng)烈。因此，就脈動(dòng)流體的穩(wěn)定效果而言，低半徑葉型方案明顯優(yōu)于高半徑葉型。

綜上所述，在空盤(pán)腔模型中加入導(dǎo)流葉輪既有優(yōu)化流場(chǎng)旋流比、降低流體脈動(dòng)耗散，從而降低流動(dòng)耗散的作用，也導(dǎo)致流場(chǎng)中出現(xiàn)局部流動(dòng)分離、失穩(wěn)等高耗散區(qū)域。較高半徑葉輪而言，低半徑葉輪的旋流比優(yōu)化效果相對(duì)較差，但其因流動(dòng)不穩(wěn)定產(chǎn)生的熱耗散卻遠(yuǎn)小于高半徑流場(chǎng)。如表2 所示，雖然高低半徑葉輪的安裝均能一定程度上提升總溫降，但低半徑葉輪安裝在旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔部分產(chǎn)生的出口總溫降明顯優(yōu)于安裝高半徑葉輪。在3 種低半徑基礎(chǔ)葉型中，基礎(chǔ)葉型三出現(xiàn)明顯的氣流分離渦并且其在近葉輪區(qū)域的高脈動(dòng)耗散區(qū)明顯大于葉型一、二，這直接導(dǎo)致其出口相對(duì)總溫降低于基礎(chǔ)葉型一、二。由此可知，低半徑在湍流耗散和穩(wěn)定流場(chǎng)方面的降溫效果優(yōu)于高半徑在改善旋流比上的降溫效果；且在3 個(gè)低半徑葉型中，后向葉型的溫降效果相對(duì)較差，前向葉輪溫降效果優(yōu)于直葉輪。

表2 高低半徑葉輪安裝下的總溫降Table 2 Total temperature drop under installation of high and low radius impellers

2.3 葉型進(jìn)出口安裝角對(duì)溫降效果的影響

以前向葉型為基礎(chǔ)，對(duì)不同進(jìn)出口安裝角的低半徑葉型（2?1～2?11）進(jìn)行數(shù)值分析,具體葉型結(jié)構(gòu)見(jiàn)表3，其中進(jìn)出口安裝角結(jié)構(gòu)如圖8 所示，其對(duì)應(yīng)的相對(duì)出口溫降如圖9 所示。

表3 低半徑葉型進(jìn)出口安裝角Table 3 Inlet and outlet angles of low radius profile

圖8 葉型進(jìn)出口安裝角示意圖Fig.8 Schematic diagram of inlet and outlet installa?tion angles of blade profile

圖9 不同葉型對(duì)應(yīng)的相對(duì)出口溫降Fig.9 Relative outlet temperature drop correspond?ing to different blade profiles

如圖9 所示，在進(jìn)口角度均為45°時(shí)，出口安裝角為0°的出口溫降ΔT較高。在相同出口安裝角0°和不同進(jìn)口安裝角的葉輪結(jié)構(gòu)下，ΔT在一定范圍內(nèi)隨進(jìn)口安裝角的增加而降低，但當(dāng)進(jìn)口安裝角達(dá)到75°時(shí)，ΔT會(huì)出現(xiàn)明顯的上升。針對(duì)以上現(xiàn)象，本文從氣流流動(dòng)狀態(tài)和旋流比的角度出發(fā)，結(jié)合流場(chǎng)湍流耗散云圖進(jìn)行分析，如圖10～12 所示。

（1）在圖10 中，隨著葉型進(jìn)口安裝角的增大，葉輪區(qū)域的流動(dòng)分離區(qū)總體呈擴(kuò)大的趨勢(shì)，且分離區(qū)氣流劇烈擾動(dòng)，流速相對(duì)較低。分離渦的產(chǎn)生擴(kuò)大同時(shí)也提升了葉輪區(qū)域?qū)α鲌?chǎng)的影響，在旋流比云圖(圖11)與湍流耗散云圖(圖12)中均可發(fā)現(xiàn)，分離渦越大，低半徑處的高旋流比區(qū)域越小，且遠(yuǎn)葉輪區(qū)的湍流耗散值越低。對(duì)比湍流耗散云圖(圖12)發(fā)現(xiàn)，隨著進(jìn)口安裝角增加，分離渦區(qū)域的流動(dòng)耗散逐漸加劇。

圖10 不同葉型的流場(chǎng)圖Fig.10 Flow field diagrams of different blade profiles

（2）對(duì)比6 種葉型的旋流比云圖（圖11）發(fā)現(xiàn)，隨著進(jìn)口安裝角的增大，整體流場(chǎng)旋流比分布得到優(yōu)化，尤其是低半徑高旋流比區(qū)域的面積進(jìn)一步降低，彌補(bǔ)了低半徑葉型高旋流比區(qū)域優(yōu)化效果差的缺點(diǎn)。這是因?yàn)榘惭b角增大使得分離渦產(chǎn)生擴(kuò)大，增大了葉輪區(qū)域?qū)Φ桶霃搅鲌?chǎng)流速和旋流比的影響，從而使一部分遠(yuǎn)葉輪區(qū)域的流體周向速度趨近于盤(pán)腔當(dāng)?shù)匦D(zhuǎn)線速度。

圖11 不同葉型的旋流比云圖Fig.11 Swirl ratio cloud diagrams of different blade profiles

（3）如圖12 所示，當(dāng)葉型進(jìn)口安裝角增大時(shí)，伴隨分離渦的產(chǎn)生擴(kuò)大，一方面，加劇了近葉輪區(qū)域的流場(chǎng)不穩(wěn)定性，使得局部流動(dòng)脈動(dòng)耗散劇烈增加，通過(guò)對(duì)比圖12（a）與圖12（f）可明顯看出；另一方面，分離渦的存在增大了葉輪對(duì)整體流場(chǎng)的影響，使得部分低半徑區(qū)域的旋流比分布得到優(yōu)化，并在一定程度上提升遠(yuǎn)葉輪區(qū)域的流體脈動(dòng)穩(wěn)定性，圖12（f）中的近葉輪區(qū)域因分離渦的產(chǎn)生出現(xiàn)大范圍的流體脈動(dòng)耗散，但同時(shí)也使得遠(yuǎn)葉輪區(qū)域的湍流耗散明顯下降。由此可以推斷：隨著進(jìn)口安裝角由25°開(kāi)始增大，葉輪區(qū)域的流動(dòng)分離現(xiàn)象逐漸加劇，但未能形成足夠大的分離渦來(lái)影響旋流比和流場(chǎng)脈動(dòng)穩(wěn)定性，因此出口相對(duì)總溫逐漸下降；當(dāng)進(jìn)口安裝角增大至75°時(shí)，葉型2?6 處形成足夠大的分離渦，使得高旋流比和遠(yuǎn)葉型區(qū)域的湍流耗散均得到極大優(yōu)化，分離渦擴(kuò)大所產(chǎn)生的流體脈動(dòng)以及氣固摩擦耗散降低效果抵消了高耗散區(qū)域的擴(kuò)大效果，因此，葉型2?6 的出口相對(duì)總溫降要高于葉型2?5，但始終低于葉型2?1 和2?2。

圖12 不同葉型的湍流耗散云圖Fig.12 Turbulence dissipation nephograms of different blade profiles

渦輪盤(pán)腔內(nèi)部的葉輪設(shè)計(jì)是一個(gè)折中的過(guò)程，增加盤(pán)腔葉輪可以降低渦輪盤(pán)腔內(nèi)流道的壁面法向速度梯度、穩(wěn)定進(jìn)口區(qū)域流動(dòng)，但同時(shí)也產(chǎn)生流動(dòng)失穩(wěn)、分離渦等劇烈的耗散現(xiàn)象。當(dāng)流場(chǎng)整體旋流比趨近于1、流場(chǎng)脈動(dòng)相對(duì)穩(wěn)定且流動(dòng)分離較小時(shí)，出口溫降最大。在盤(pán)腔渦輪的設(shè)計(jì)過(guò)程中，若能保證分離渦產(chǎn)生的流動(dòng)耗散在一定可控范圍內(nèi)，可通過(guò)產(chǎn)生分離渦的方法，增加葉輪對(duì)整體流場(chǎng)的控制，穩(wěn)定進(jìn)口區(qū)域流動(dòng)，優(yōu)化流場(chǎng)旋流比，降低周向相對(duì)流動(dòng)產(chǎn)生的熱耗散；相反，若無(wú)法保證，則應(yīng)減小分離渦產(chǎn)生的可能，降低因局部流動(dòng)不穩(wěn)定產(chǎn)生的耗散損失，通過(guò)改變?nèi)~輪附近的流體流動(dòng)，優(yōu)化流場(chǎng)旋流比，穩(wěn)定進(jìn)口來(lái)流，從而提升出口相對(duì)總溫降。

葉型2?1、2?2 的溫降效果最好，故為提升導(dǎo)流盤(pán)腔的冷氣質(zhì)量，應(yīng)在低半徑位置安裝葉輪，且葉片進(jìn)口安裝角在25°至35°之間、出口安裝角為0°時(shí)葉型設(shè)計(jì)最優(yōu)。在后續(xù)的研究中，可進(jìn)一步通過(guò)葉型徑向安裝位置和葉型進(jìn)出口角度等耦合設(shè)計(jì)，在控制一定分離渦耗散的前提下，優(yōu)化旋流比分布和進(jìn)口流場(chǎng)穩(wěn)定性，達(dá)到進(jìn)一步提升盤(pán)腔出口相對(duì)總溫降的目的。

3 結(jié) 論

盤(pán)腔結(jié)構(gòu)和流場(chǎng)的徑向變化相對(duì)復(fù)雜，本文通過(guò)數(shù)值計(jì)算的方法，首先對(duì)高低半徑葉輪安裝位置的溫降特性進(jìn)行對(duì)比分析，而后對(duì)不同進(jìn)出口安裝角葉輪葉型的流場(chǎng)特性和溫降效果進(jìn)行對(duì)比分析，得出以下結(jié)論：

（1）通過(guò)盤(pán)腔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提升出口溫降主要有兩種方法：一是優(yōu)化旋轉(zhuǎn)盤(pán)腔內(nèi)的旋流比流場(chǎng)分布，在高低半徑處安裝導(dǎo)流葉片優(yōu)化流場(chǎng)，使全局旋流比接近于1；二是在采用導(dǎo)流葉輪調(diào)整流場(chǎng)旋流比的基礎(chǔ)上，減少流動(dòng)失穩(wěn)和分離等高耗散現(xiàn)象的發(fā)生。

（2）前向葉輪在優(yōu)化旋流比流場(chǎng)分布的同時(shí)能夠減少導(dǎo)流葉片附近流動(dòng)分離“渦”的產(chǎn)生，降低耗散。盡管高半徑葉輪安裝也可達(dá)到溫降的效果，但由于高半徑葉輪附近的流動(dòng)不穩(wěn)定和分離現(xiàn)象嚴(yán)重，使得流場(chǎng)的溫降效果劣于低半徑葉輪流場(chǎng)。

（3）在葉輪區(qū)域產(chǎn)生的流動(dòng)分離渦能夠擴(kuò)大葉輪對(duì)盤(pán)腔流場(chǎng)區(qū)域的影響，從而降低遠(yuǎn)葉輪區(qū)域的湍流耗散并優(yōu)化流場(chǎng)旋流比。但根據(jù)目前計(jì)算結(jié)果，分離渦的優(yōu)化效果低于其產(chǎn)生的流動(dòng)耗散。

（4）葉片進(jìn)口安裝角對(duì)流場(chǎng)特性和溫降效果的影響較大，葉型的變化能夠優(yōu)化流場(chǎng)旋流比，減少不穩(wěn)定流場(chǎng)造成的流動(dòng)損耗。當(dāng)葉片進(jìn)口安裝角在25°～35°之間，且出口安裝角為0°時(shí)，溫降效果明顯優(yōu)于其他葉輪結(jié)構(gòu)，較空腔模型提升了42%左右。