吳 剛，張 虹，魏名山

(北京理工大學機械與車輛學院，北京 100081)

采用渦輪增壓是柴油機高原恢復功率的有效方法之一，壓氣機作為渦輪增壓器的核心部件之一，其性能的改善對高原柴油機功率的提高至關重要.離心式壓氣機因其體積小、單級增壓比高等特點廣泛用于車用柴油機.目前國內外對高原離心壓氣機特性的研究主要集中在根據(jù)雷諾數(shù)的影響，對其主要的性能參數(shù)進行修正和預測［1-4］.在其內部流動方面，主要針對航空發(fā)動機研究了高空條件下雷諾數(shù)變化較大時的內部流場［5-6］，而針對車用發(fā)動機高原條件下雷諾數(shù)變化較小時流動情況的研究很少.文中通過理論分析和數(shù)值模擬的方法研究了高原條件對壓氣機性能及其內部流動的影響，為高原壓氣機的設計和性能的改善提供理論指導.

1 高原條件對壓氣機影響的理論分析

高原條件下，大氣溫度和大氣壓力下降，致使壓氣機的進口總溫和進口總壓下降，壓氣機進口條件的改變又會引起工質物性和雷諾數(shù)的變化.文中從理論上主要分析了壓氣機不同進口條件和雷諾數(shù)的變化對壓氣機特性的影響.

1.1 進口溫度對壓氣機特性的影響

離心式壓氣機的主要的性能參數(shù)有:絕熱效率、增壓比、流量.絕熱效率是離心式壓氣機的經濟性指標，可以說明離心式壓氣機設計的完善程度.增壓比是壓氣機最主要的工作參數(shù)，也是對壓氣機提出的最主要的要求.壓氣機的絕熱效率也稱等熵效率，它定義為壓氣機的絕熱壓縮功與實際壓縮功的比值.壓氣機的絕熱壓縮功可用下式計算

式中:Hs為壓氣機絕熱壓縮功;Ta為壓氣機進口溫度;K為空氣的絕熱指數(shù);R為空氣的氣體常數(shù);πc為壓比.

由公式可知，壓氣機的絕熱壓縮功與壓氣機的進口溫度、空氣的絕熱指數(shù)、空氣的氣體常數(shù)和壓氣機的壓比有關.而對于空氣來說R=287 J/kg·K，是定值，定壓比熱容CP和定容比熱容CV是溫度的函數(shù).空氣為理想氣體情況下的絕熱指數(shù)等于其比熱比系數(shù)，所以絕熱指數(shù)K也是溫度的函數(shù).表1列出了空氣比熱及比熱比系數(shù)與溫度變化的關系.

表1 空氣比熱及比熱比系數(shù)與溫度變化關系

由表1可知:當溫度從250 K變化到500 K，K值的改變量僅有1%左右.由此可見:K隨Ta的變化是很小的.所以當轉速不變，僅改變進口溫度時，因為增壓器上傳給壓氣機的等熵功實際上保持不變，由式 (1)可知，當進口溫度Ta減小時，πc升高;反之，壓比將降低.

1.2 進口壓力對壓氣機特性的影響

如果不考慮雷諾數(shù)的影響，當在同一轉速下，僅僅改變壓氣機的進口壓力時，根據(jù)流動相似原則，壓氣機內所有截面上的壓力與進口壓力成正比的變化，壓氣機內部的溫度、速度和壓氣機的壓比保持不變.顯然在這種情況下，壓氣機的焓升是不變的也即壓氣機的效率是不變的，而壓氣機的質量流量和轉動壓氣機所消耗的功率則與大氣壓力成正比變化.

1.3 高原條件下雷諾數(shù)對壓氣機特性的影響

雷諾數(shù)的物理意義可理解為氣流的慣性力與粘性力的比值，雷諾數(shù)減小，粘性損失增大，造成壓氣機效率降低.文中按ASME PTC－10［7］定義

式中:u2為葉輪圓周速度;b2為壓氣機葉輪出口處的葉片寬度;ρ0為壓氣機進口空氣密度;P0為壓氣機進口壓力;T0為壓氣機進口溫度;μ為空氣的動力粘性系數(shù)

對于空氣 μ0=1.711 × 10－5Pa·s，C=122K［8］.

文中主要研究離心壓氣機轉速90000 r/min時工作于0 m和4500 m的特性，根據(jù) (2)式計算出對應的雷諾數(shù)分別為1.75×105和1.18×105.由此可知，隨著海拔高度升高，雷諾數(shù)降低，壓氣機的粘性損失加劇，壓氣機的效率和壓比都會發(fā)生小幅度降低.

2 高原條件下壓氣機特性數(shù)值計算方法

文中以一個六缸柴油機渦輪增壓器的壓氣機系統(tǒng)為研究對象，對離心壓氣機性能進行了數(shù)值仿真計算.工作輪最大直徑為93 mm，主流葉片與分流葉片數(shù)都為7.研究使用三維CFD軟件NUMECA進行模擬分析，參數(shù)選取理想氣體Perfect Gas與Turbulent Navier－Stokes數(shù)學模型，湍流模型采用S－A方程模型，轉靜子交界面采用周向守恒型連接面.進口邊界條件設置進口總溫、總壓和流動方向，出口邊界條件給定均勻一致的靜壓.模型網格如圖1所示，單葉輪和蝸殼的網格數(shù)分別為93萬和110萬，第一層網格尺度的y+值小于5，滿足湍流模型要求.文中主要針對轉速90000 r/min時海拔0 m和4500 m條件下的壓氣機進行數(shù)值模擬.具體邊界條件的參數(shù)值見表2.

圖1 壓氣機計算網格

表2 計算邊界條件

高原環(huán)境下，大氣溫度、大氣壓力、可壓縮性等皆會發(fā)生較明顯的變化，對應的空氣粘性、定壓比熱容、氣體常數(shù)等也會發(fā)生小幅度的變化.考慮到仿真計算的時間和準確性，單一改變某參數(shù)后進行仿真計算結果對比.結果顯示，在這些參數(shù)中，對于數(shù)值計算結果影響較為明顯的是空氣的定壓比熱容CP和比熱比系數(shù)K.由表1和表2可知，在進行海拔高度為0 m的壓氣機性能計算時，定義其定壓比熱容為1005 J/kg·K，比熱比系數(shù)為1.4;在進行海拔高度為4500 m的壓氣機性能計算時，則定義其定壓比熱容為1004 J/kg·K，對應的比熱比系數(shù)不變，仍為1.4.

3 計算結果及分析

3.1 壓氣機總體性能對比

圖2給出了壓氣機質量流量與壓比、效率的變化特性曲線圖.從圖中可以看出，由于海拔高度的增加，空氣的密度存在著較大幅度的下降，壓氣機的流量范圍整體向小流量區(qū)偏移.海拔為0 m時，壓氣機的峰值效率約為73.9%，對應的流量約為0.42 kg/s，相應的壓比約為2.64.而在海拔為4500 m時，壓氣機的峰值效率約為72.1%，對應的流量約為0.26 kg/s，相應的壓比約為2.84.由此結果可以看出，隨著海拔高度的增加，壓氣機的峰值效率降低 (峰值效率降低了2.4%)，而壓比則升高 (對應壓比提高了7%).根據(jù)前面的理論分析可知，進口溫度的降低導致了高原條件下的壓氣機壓比上升，而雷諾數(shù)的降低則是其效率下降的主要原因.

圖3給出了壓氣機的容積流量與壓比、效率的變化特性曲線圖.隨著海拔高度增加，壓氣機的容積流量－效率和容積流量－壓比特性的變化規(guī)律基本相同，其峰值效率點、峰值壓比點對應的壓氣機容積流量基本吻合.由此說明，在不同海拔高度時，壓氣機的特性相似，主要差別之一在于空氣密度的變化所導致的壓氣機的質量流量通流能力的變化.

圖2 壓氣機質量流量與壓比、效率變化特性

圖3 壓氣機容積流量與壓比、效率變化特性

3.2 壓氣機內部流動分析

文中以壓氣機海拔0m和4500m時峰值效率點處的工況點為分析點.為了使兩種海拔工況具有可比性，文中采用了靜壓比、熵等相對值參數(shù)，參考溫度和參考壓力分別為壓氣機的進口總溫和進口總壓.

圖4給出了兩種海拔高度下壓氣機的子午平均相對馬赫數(shù)分布.從圖中可以看出，隨著海拔升高，壓氣機進口溫度降低，當?shù)匾羲傧陆?，壓氣機主葉片前緣高速流動范圍區(qū)擴大，可能導致激波損失.

圖4 子午平均相對馬赫數(shù)分布 (左:0 m右:4500 m)

圖5為子午平均靜壓比分布.由結果看出，壓氣機內部的子午平均靜壓比分布的形態(tài)相似，但隨著海拔升高，壓氣機葉輪內部靜壓比變化梯度有所增加，導致葉輪出口處壓比升高.

圖6給出了50%葉高處子午平均馬赫數(shù)和靜壓比沿流向的分布.圖中，1、2和3處分別對應13%、41%和70%葉片弦長處.

圖5 子午平均靜壓比分布 (左:0 m右:4500 m)

圖6 50%葉高處子午平均相對馬赫數(shù)及靜壓比沿流向分布

由圖可知，相對馬赫數(shù)從葉輪進口到出口整體呈下降的趨勢，而靜壓比整體呈上升的趨勢.隨著海拔升高，相對馬赫數(shù)沿流向整體上升，在3處開始逐漸靠近;靜壓比基本保持不變，在3處開始上升.由于空氣分別通過主葉片和分流葉片時流通面積突然變小，導致相對馬赫數(shù)的分布圖1和2處出現(xiàn)兩個波峰，靜壓比分布圖中1和2處出現(xiàn)兩個波谷.在3處，相對馬赫數(shù)開始沿流向大幅度下降，且隨著海拔升高，下降梯度增大.同樣在3處，靜壓比開始大幅度地上升，且隨著海拔升高，上升梯度增大.由此可知，隨著海拔升高，壓氣機內部流體的動能更多的轉化成壓能，導致壓氣機壓比上升.

圖7為葉輪進口相對馬赫數(shù)的分布.從圖中看出，伴隨著壓氣機周向的速度分量沿著半徑方向增加，葉輪進口的相對馬赫數(shù)也沿著半徑方向增加.隨著海拔升高，葉輪進口處超音速區(qū)范圍明顯增大，這與圖4的結果一致.超音速氣流受到葉片轉動的干擾很容易產生激波，氣流經過激波受到突然強烈的壓縮，必然在氣體內部產生強烈的摩擦和熱傳導，造成摩擦損失和熱傳導損失，引起效率下降.因此，隨著海拔高度升高，葉輪內激波損失加劇.

圖7 葉輪進口相對馬赫數(shù)的分布 (左:0 m右:4500 m)

圖8給出了90%葉高相對馬赫數(shù)及其梯度的分布.從圖中看出，a圖的低速區(qū)和b圖的大梯度區(qū)都是主要位于分流葉片的前緣和兩葉片的尾緣部分.主葉片前緣間隙流出的流體會直接流到分流葉片的前緣，泄露流與主流摻混，造成較大的摻混損失，速度大幅度下降，形成了分流葉片前緣的低速區(qū).葉片尾緣的低速區(qū)則是“射流－尾跡”結構中的尾跡區(qū)，這是由葉頂?shù)男孤读饕约岸瘟鞯湍芰黧w的徑向遷移共同形成的.隨著海拔升高，雷諾數(shù)降低，粘性損失增加，葉頂?shù)男孤读鬟\動更強烈，造成分流葉片前緣和兩葉片尾緣二次流損失加劇，速度下降梯度增大，形成超低速區(qū)域.

圖9為葉輪出口熵的分布.根據(jù)尾跡區(qū)內流體高熵［9］的特點，可以看出主葉片 (MB)和分流葉片 (SB)的吸力面?zhèn)却嬖诖蠓秶奈槽E區(qū)，其中分流葉片吸力面?zhèn)韧ǖ赖奈槽E所占據(jù)的面積及強度都要明顯強于主葉片吸力面?zhèn)韧ǖ赖奈槽E.在近輪緣頂區(qū)存在一個高熵區(qū)，這是由于強烈的葉頂泄漏流造成的，其中分流葉片的泄漏流區(qū)域要明顯大于主葉片的泄漏流區(qū)域.隨著海拔升高，雷諾數(shù)降低，葉頂?shù)男孤读鲄^(qū)域和尾跡區(qū)的熵增更大，損失更多.這說明海拔增高時，葉片間隙流動更劇烈，繞過葉片頂部的流體有一部分會沿著流向逐漸發(fā)展到流道中部，造成流道中部的高熵區(qū)，并且在出口處從流道中部流向擴壓器，這勢必會增加間隙流和主流的摻混損失.

圖8 90%葉高相對馬赫數(shù)及其梯度的分布

圖9 葉輪出口熵的分布

4 結論

通過對壓氣機不同進口條件的理論分析和海拔0 m和4500 m時等轉速下壓氣機總體性能及其內部流場特征的數(shù)值分析，有以下結論:

1)海拔高度的變化對壓氣機的壓比和效率特性存在著較明顯的影響;隨著海拔高度的增加，壓氣機的效率下降，壓比上升.

2)從三維流動分析可知，高原條件下壓氣機效率降低是因為:主葉片前緣激波損失加劇;分流葉片前緣和兩葉片尾緣泄露流運動更激烈，造成更大的摻混損失.

3)從三維流動分析可知，高原條件下壓氣機壓比上升是因為:葉片近尾緣部分的相對馬赫數(shù)下降梯度和靜壓比的增長梯度增大，壓氣機內部流體的動能更多的轉換成壓能.

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