不同后進氣系統對雙面復合葉輪的影響

羅炳亮，楊蓓，王云，張呈

（1.南昌航空大學 飛行器工程學院，南昌 330063）（2.臺州學院 航空工程學院，臺州 318000）

0 引言

微型燃氣輪機在航空航天、地面設備等動力裝置上應用廣泛，一直是研究的熱點。國內外對微型燃氣輪機的各個方向的研究不勝枚舉，但近幾十年來技術發展趨于平緩，亟待有原理和結構上的創新來實現高性能、高循環參數的突破。雙面復合葉輪具有更高的氣動性能，有望為高效費比的微燃機提供必要的技術儲備。

有關常規葉輪進氣畸變的研究已成為近年來的研究熱點，國外，I.Ariga等采用實驗方法證明了進氣的總壓畸變會使葉輪的性能惡化，其中周向畸變影響力最大；A.Engeda等發現在進氣管道內設置整流板可以改善葉輪進口流場。國內，周頌東等較早地通過試驗對比了有無進氣畸變的常規葉輪，發現徑向組合畸變拓寬了葉輪工作的穩定范圍，改善了其性能，且隨轉速上升愈加明顯；李杜等、老大中等分別對帶有90°和180°彎管的常規葉輪進行了大量的試驗與數值模擬研究，得出安裝周向位置、軸向位置的最優方案，發現彎管的總壓畸變與下游的蝸殼傳播上來的周向總壓畸變耦合是造成葉輪性能下降的原因等一系列豐碩成果。

復雜的二次流動和局部溫升情況嚴重影響著葉輪進氣條件和氣動性能，但目前國內外對微燃機的進氣畸變研究主要針對常規葉輪進氣通道，對新型雙面復合葉輪的進氣鮮少涉及。由于雙面復合葉輪采用雙向進氣，即除了與傳統葉輪具有相同的前進氣通道外，還存在后進氣通道，而后進氣通道與前進氣通道完全不同，因此有必要闡明后進氣管對雙面復合葉輪的影響機理。

本文通過對三種形狀后進氣管進行壓縮特性及流場分析，對比不同后進氣管的優缺點，以期為后進氣系統設計提供借鑒。

1 研究模型和研究方法

1.1 雙面復合葉輪模型

本文研究的雙面復合葉輪模型是由雙面常規葉輪與空心渦輪葉片徑向連接為一體的，是一個鏡像幾何對稱的雙面常規葉輪，而空心渦輪葉片在此對稱基面上并不對稱，如圖1所示，其主要設計參數如表1所示。

圖1 雙面復合葉輪3D模型Fig.1 3D model of double-sided composite impeller

表1 雙面復合葉輪設計參數Table 1 Design parameters of double-sided composite impeller

雙面復合葉輪進氣系統一端軸向進氣，另一端則經過較為彎曲的通道實現進氣，如圖2所示，將軸向進氣的葉輪定義為主葉輪，反之為副葉輪。

圖2 軸輸出功的新型微燃機Fig.2 New micro gas turbine with shaft output work

1.2 網格劃分及邊界條件

不同幾何形狀后進氣管的雙面復合葉輪各內流場均采用meshing劃分網格并拼接成一體。網格的參考單元畸變度最大值均在0.94以下，表明該計算模型可用于計算仿真。其中雙面復合葉輪的網格數目約有266萬，含直管型后進氣管的雙面復合葉輪341萬、對稱翼型后進氣管的雙面復合葉輪765萬、橢圓型后進氣管的雙面復合葉輪759萬。

采用CFX（Computational Fuid X）對不同幾何形狀后進氣管的雙面復合葉輪進行數值模擬，基于有限體積法與自帶壁面函數的標準k-ε湍流模型對三維雷諾平均Navier-Stokes方程進行近似求解，其中熱傳導模型采用Total Energy，轉速設置為設計轉速，計算殘差到10以下確認為收斂。對軸向進氣及后進氣的雙面復合葉輪采用進口總溫總壓出口靜壓邊界條件，對于后進氣管氣熱耦合情況，外通道設置進口總溫、流量出口靜壓，通過調整空心渦輪葉片出口靜壓值得到總流量，從而糾正外通道進口條件，計算出不同工況點數據。含后進氣管的雙面復合葉輪計算模型如圖3所示。

圖3 含后進氣管的雙面復合葉輪計算模型Fig.3 Calculation model of double-sided composite impeller with rear intake pipe

1.3 網格無關性驗證

為檢驗網格是否會影響數值模擬的計算結果，采用5種不同的網格尺度對雙面復合葉輪計算模型進行模擬，如圖4所示，可以看出：當網格保持在266萬以上時，設計工況下的總壓比和等熵效率數值趨于平穩，總壓比和等熵效率數值隨著網格數量的增大，誤差在5%以內。因此綜合計算精度和計算量的需要，可采用266萬網格數的雙面復合葉輪計算模型進行模擬。

圖4 雙面復合葉輪網格無關性驗證Fig.4 Grid independence verification of double-sided composite impeller

2 后進氣管對雙面復合葉輪的影響

鑒于雙面復合葉輪（雙面常規葉輪共享空心渦輪葉片）不同于常規葉輪獨自享有擴壓器，取常規葉輪出口為出口計算截面進行分析。

不同后進氣管道的雙面復合葉輪性能比較如圖5所示，可以看出：不同幾何形狀的后進氣管讓雙面復合葉輪的流量范圍達到了理想要求，而對稱翼型和橢圓型后進氣管對葉輪的性能影響差異很小，兩者相比直管型后進氣管的雙面復合葉輪，性能在靠近失速點的小流量范圍內差異性最大。

圖5 不同后進氣管的雙面復合葉輪性能比較Fig.5 Performance comparison of double-sided composite impellers with different rear intake pipes

不同進氣畸變的副葉輪對比如圖6所示，可以看出：進口總壓隨流量增大而減少，影響葉輪性能，同時圖6驗證了進口總溫的畸變對葉輪性能的影響程度更大。

圖6 不同進氣畸變的副葉輪對比Fig.6 Comparison of auxiliary impellers with different inlet distortion

雙面復合葉輪質量流量比與折合質量流量的特性曲線如圖7所示，質量流量比定義為主葉輪氣體流量與副葉輪氣體質量流量的比值。

圖7 流量比分布特性曲線Fig.7 Flow ratio distribution characteristic curve

從圖7可以看出：隨折合流量減少，后進氣直管的雙面復合葉輪流量比逐步增大，說明對于幾何形狀一致的主/副葉輪，由于出口空心渦輪形狀的影響，對副葉輪而言，對應的空心渦輪葉片出口面積小，有憋背壓的作用，副葉輪趨于小流量；對稱翼型和橢圓型后進氣管的雙面復合葉輪流量比隨折合流量的減少而顯著增大，即副葉輪更趨于小流量，這不僅是下游空心渦輪葉片的影響，也可能是副葉輪由于徑向進氣方式所帶來的進氣畸變造成的，進氣畸變使得副葉輪流場復雜。另一方面，流量的減少對應著進口絕對速度減少，由速度三角形可知，副葉輪進口正攻角增大，副葉輪要比主葉輪提前發生喘振，使得主副葉輪工作模式發生轉變，這在文獻［21］中也有所提及。因此，選取近失速與近堵塞工況點對不同幾何形狀后進氣管的雙面復合葉輪進行分析。

3 后進氣管與副葉輪流場結構研究

3.1 后進氣管流場

鑒于后進氣管是一個軸對稱模型，為方便研究，取對稱翼型與橢圓型管道對稱中心面為剖面進行分析，從左到右依次是直管型、對稱翼型、橢圓型，近堵塞點后進氣管各參數云圖如圖8所示。

圖8 近堵塞點后進氣管剖面各參數云圖Fig.8 Cloud diagram of parameters of inlet pipe profile near the plug point

從圖8（a）可以看出：由于副葉輪的抽吸作用，使得離副葉輪軸向位置越近的抽吸效果越明顯，且因為副葉輪葉尖速度的擾動影響，也讓后進氣管對應出口處速度增大。反之，在后進氣管外側區域出現低速區，橢圓型后進氣管相對對稱翼型后進氣管流場較佳。這在圖8（b）中也有所體現，此外相對對稱翼型后進氣管，橢圓型進氣管受進口輪轂的滯止氣流影響較弱，管內流場均勻，這在圖8（c）、圖8（d）中也得以驗證。

對稱翼型后進氣管和橢圓型后進氣管外通道（尾噴管通道）的馬赫數云圖如圖8（e）所示，可以看出：對稱翼型后進氣管外通道喉道已出現超聲現象，易出現激波干擾附面層損失。而橢圓型后進氣管外通道喉道未出現超聲現象，且流場分布均勻。就近失速點而言，與上同理，不再贅述。

這兩種后進氣管方案對雙面復合葉輪性能影響并無明顯差異（從圖5可知），加之考慮到尾噴管流動損失直接關系到發動機推力的好壞。因此考慮采用橢圓型后進氣管方案作為后進氣系統。

為進一步分析進氣方式所帶來的副葉輪流場流動的變化，下文均以橢圓型后進氣管的雙面復合葉輪為對象展開分析。

3.2 副葉輪進口流場

3.2.1 直管進氣時副葉輪進口流場

直管進氣時副葉輪進口5個葉高位置總溫和總壓分布如圖9所示。

圖9 近堵塞點副葉輪進口不同葉高流場參數分布（直管型后進氣管）Fig.9 Distribution of flow field parameters at different blade heights at the inlet of auxiliary impeller near the plug point（straight rear inlet）

從圖9可以看出：隨葉高的上升，總溫沿周向分布差異性增大，且呈周期性正弦曲線變化更明顯。這種波動振幅正好對應著副葉輪各主流道位置（R1～R14），說明這是受葉輪葉片葉尖的擾動所造成的結果，總溫正負峰值也在285～300 K之間波動。分析總壓分布時可見，葉輪進口處的總壓沿周向也呈現周期性正弦曲線變化，但由于受葉輪輪轂滯止氣流及葉輪抽吸作用，葉根處的周向總壓比葉中段高，總壓得到了恢復。同時受空心渦輪葉片的壓力梯度傳播至上游的影響，使得葉尖處周向總壓波動更加明顯。

綜上，受到葉輪葉片分布位置及空心渦輪葉片壓力梯度的影響，總溫和總壓在周向分布上呈現周期性正弦曲線現象，且隨葉高上升，波動情況更加明顯。

3.2.2 橢圓型后進氣管進氣時副葉輪進口流場

為方便研究副葉輪進口流場情況，進口葉輪近堵塞點和近失速點五種葉高位置的各參數分布分別如圖10～圖11所示，其中比較同流量下不同進氣管給副葉輪進口流場帶來的影響。

圖10 近堵塞點副葉輪進口不同葉高流場參數分布（橢圓型后進氣管）Fig.10 Distribution of flow field parameters at different blade heights at the inlet of auxiliary impeller near the plug point（elliptical rear inlet）

圖11 近失速點副葉輪進口流場參數分布Fig.11 Parameter distribution of flow field at inlet of auxiliary impeller near stall point

從圖10可以看出：相對于直管進氣的副葉輪，橢圓型后進氣管的副葉輪進口周向與徑向總溫畸變變化明顯，受后進氣管對流換熱影響，進口除葉中處外其他處的總溫均得到上升且徑向總溫畸變增加，說明在后進氣管換熱時，越靠近后進氣管壁面位置的后進氣氣流換熱越明顯，反之進氣管的中部氣流無明顯溫升；而由于后進氣管進氣周向位置與副葉輪葉片周向位置的疊加效果，使得總溫的正峰值高近325 K。從圖10（b）可以看出：受后進氣管彎道的影響，進口葉根處的總壓恢復減少并開始惡化，同時后進氣管的徑向進氣結構及彎道的沿程損失讓靠近葉尖處的總壓周向分布波動更大，整個進口流場參數分布不均勻化加劇。

進口的總溫、總壓組合畸變與空心渦輪葉片壓力梯度向上游傳播相耦合，共同改變了副葉輪進口流場的結構。

從圖11可以看出：在近失速點的小流量工況下，徑向總溫畸變變化較小，而在0.7葉高處的周向總溫畸變卻整體升高，說明在小流量工況下，更多的氣流參與了與后進氣管的壁面換熱，且管中部的氣流占比小，冷卻效果下降。從總壓分布可知，小流量工況下的各葉高處周向總壓分布波動下降，徑向總壓畸變得到緩解。

3.2.3 副葉輪進口流場對其性能的影響

直管與橢圓型后進氣管近堵塞點副葉輪進口不同葉軸向速度分布如圖12所示。

圖12 直管與橢圓型后進氣管近堵塞點副葉輪進口不同葉軸向速度分布Fig.12 Axial velocity distribution of different blades at the inlet of auxiliary impeller near the plug point of straight pipe and elliptical rear inlet pipe

從圖12可以看出：直管進氣的副葉輪軸向速度在周向分布上周期正弦曲線規律明顯，同時葉尖區域波動最大；相比于直管進氣，橢圓型后進氣管的副葉輪在葉尖區域的周向分布波動平緩，而近葉根部位的軸向速度整體下滑，對應著上述副葉輪進口總溫總壓組合畸變葉根處?；谒俣热切卧?，在轉速與葉輪進口流量不變的條件下，有且僅當軸向速度變化時，才能夠改變進口相對氣流角。因此，受橢圓型后進氣管結構及氣熱耦合的影響，副葉輪葉根處進口軸向速度下降，因此進口處的相對氣流角增大，攻角減少，副葉輪性能惡化。

與近堵塞點工況不同，直管與橢圓型后進氣管近失速點副葉輪進口不同葉軸向速度分布如圖13所示，可以看出：近失速點工況下，直管進氣的副葉輪軸向速度依次沿葉高上升逐步下降，說明由于直管壁面的沿程損失產生的邊界層分離渦，使得副葉輪葉尖處相對氣流角增大，影響葉輪效率。與直管的副葉輪軸向速度比較發現，橢圓型后進氣管進氣會造成副葉輪進口葉根處軸向速度下降并影響至葉中處，同時也說明，在近失速點附近，后進氣管結構引起的總溫總壓組合畸變造成副葉輪進口葉根處相對氣流角增大才是導致副葉輪性能下降的原因。

圖13 直管與橢圓型后進氣管近失速點副葉輪進口不同葉軸向速度分布Fig.13 Axial velocity distribution of different blades at the inlet of auxiliary impeller near stall point of straight pipe and elliptical rear inlet pipe

綜上所述，副葉輪進口流場受橢圓型后進氣管結構帶來的總溫總壓組合畸變的影響，導致葉根處的軸向速度減少，這也是副葉輪性能下降的主要原因。

3.3 副葉輪流場流動研究

為了更直觀地了解葉輪流動的機理，基于邊界渦量動力學，選取經典軸向邊界渦量流物理量進 行 分 析。近 堵 塞 點 副 葉 輪BVFz（Axial Boundary Vorticity Flux）分布如圖14所示，可以看出：直管進氣的副葉輪前緣及尾緣葉尖區域出現BVFz峰值，說明該區域壓力梯度過大，產生了較多的壁面分離渦，這也是誘導葉尖泄露渦及二次流的主要原因；與直管進氣比較，橢圓型后進氣管的副葉輪表面的BVFz峰值已出現在前緣葉根部，說明該處也存在分離流動的情況，副葉輪流場不均勻性加劇，也驗證了上述葉輪根部出現相對氣流角增大的現象。同時由于副葉輪的壓力面負峰值區域減少，葉輪的壓縮能力下降。

圖14 近堵塞點雙面常規葉輪BVFz分布Fig.14 BVFz distribution of double-sided conventional impeller near the plug point

綜上可知，將邊界渦量動力學與CFD結合可以更加直接準確地找到副葉輪流動損失的位置，直管型后進氣管的副葉輪損失主要位于葉輪前緣與后緣葉尖處，而橢圓型后進氣管的副葉輪前緣根部還存在分離流動的情況；副葉輪表面的壓力梯度主要是由副葉輪進口流場條件所決定的，因此控制BVFz正峰值區域和改善葉輪進口流場條件，是優化后進氣管的主要研究方向。

4 結論

（1）相比直管進氣，不同幾何形狀后進氣管使雙面復合葉輪的工作穩定范圍達到理想值，但由于受到后進氣管換熱和結構的影響，在小流量范圍內性能差異最大，而橢圓型后進氣管與對稱翼型后進氣管的雙面復合葉輪之間性能無明顯差異。相對流量變化的同時也改變了雙面復合葉輪的工作模式，通常副葉輪較主葉輪提前出現喘振。

（2）受葉輪輪轂滯止及抽吸作用影響，對應的后進氣管流場出口處靜壓得到提高，且離副葉輪進口越近抽吸效果越明顯；橢圓型后進氣管因外通道流場均勻，可為進氣系統設計提供參考。

（3）直管進氣的葉輪進口流場分布較為均勻且葉尖區域呈正弦曲線規律性強，而橢圓型后進氣管結構造成的總溫總壓組合畸變與空心渦輪葉片耦合共同決定了葉輪進口流場的結構，同時也使葉輪進口葉根處的相對氣流角增大，是葉輪性能損失的主要原因之一。

（4）將邊界渦量動力學與CFD融合，可更方便直觀地找到葉輪流動損失的根源，橢圓型后進氣管的副葉輪前緣的葉尖、葉根部均有分離流動的情況，這也是雙面復合葉輪流動損失的主要原因，有待后期對后進氣管進一步優化。