蔣　彬，羅　凱，高愛(ài)軍，封啟璽，伊進(jìn)寶

（1.西北工業(yè)大學(xué) 航海學(xué)院，陜西 西安，710072；2.中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司 第705研究所，陜西 西安，710072）

水下沖動(dòng)式渦輪機(jī)斜噴管設(shè)計(jì)新方法

蔣彬1，羅凱1，高愛(ài)軍2，封啟璽2，伊進(jìn)寶2

（1.西北工業(yè)大學(xué) 航海學(xué)院，陜西 西安，710072；2.中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司 第705研究所，陜西 西安，710072）

為改進(jìn)水下部分進(jìn)氣沖動(dòng)式渦輪機(jī)斜噴管的設(shè)計(jì)，考慮實(shí)際過(guò)程中噴管內(nèi)部的流動(dòng)損失及出口氣流的偏角、渦輪動(dòng)葉柵的壓降損失和余速損失，提出了一種斜噴管的設(shè)計(jì)新方法，并用數(shù)值方法進(jìn)行了合理性檢驗(yàn)。較傳統(tǒng)方法而言，采用新方法設(shè)計(jì)出的斜噴管對(duì)應(yīng)的渦輪內(nèi)效率提高了5％ 左右，且渦輪機(jī)出口靜壓更接近設(shè)計(jì)背壓。該方法可為水下渦輪機(jī)斜噴管設(shè)計(jì)提供參考。

沖動(dòng)式渦輪機(jī)；斜噴管；設(shè)計(jì)方法；內(nèi)效率

0　引言

水下航行器用渦輪機(jī)具有功率大、運(yùn)轉(zhuǎn)平穩(wěn)、機(jī)械振動(dòng)小、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單等優(yōu)點(diǎn)。受制于噴管和動(dòng)葉柵的裝配要求，水下渦輪機(jī)噴管出口為斜切型。設(shè)計(jì)者一般根據(jù)直噴嘴的設(shè)計(jì)方法完成水下渦輪機(jī)用斜噴管的設(shè)計(jì)［1］。

目前公開(kāi)的文獻(xiàn)中，Kiely等設(shè)計(jì)了輸出功率2 kW的純沖動(dòng)式部分進(jìn)氣微型渦輪，并詳細(xì)介紹了斜噴管結(jié)構(gòu)參數(shù)及渦輪的實(shí)驗(yàn)參數(shù)［2］；伊進(jìn)寶等對(duì)魚雷燃?xì)鉁u輪機(jī)斜噴管內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算，研究了噴管氣動(dòng)特性隨膨脹比的變化關(guān)系［3］；孫利清等提出了用直噴管計(jì)算斜噴管性能的“當(dāng)量噴管法”［4］；Lilley對(duì)航天用斜噴管的幾何外形進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，在滿足最佳膨脹比的前提下縮短了噴管的尺寸［5］；郭兆元等通過(guò)仿真分析了部分進(jìn)氣渦輪葉柵內(nèi)流動(dòng)狀況、總壓損失、葉片氣動(dòng)載荷和溫度載荷［6］；韓勇軍等采用理論分析與經(jīng)驗(yàn)公式相結(jié)合的方法，建立了內(nèi)效率的數(shù)學(xué)模型［7］；張方方等考慮了工質(zhì)絕熱指數(shù)隨溫度的變化以及噴管內(nèi)氣流摩擦、渦旋對(duì)工質(zhì)的加熱作用，建立了變工況汽輪機(jī)噴管、動(dòng)葉柵以及渦輪級(jí)能量損失的計(jì)算模型［8］。

從以上文獻(xiàn)來(lái)看，關(guān)于水下航行器用斜噴管設(shè)計(jì)方法的研究相對(duì)較少。傳統(tǒng)的斜噴管設(shè)計(jì)方法沒(méi)有完全考慮實(shí)際過(guò)程中的氣動(dòng)損失及余速損失，直接用設(shè)計(jì)背壓對(duì)噴管進(jìn)行設(shè)計(jì)，這會(huì)導(dǎo)致葉柵出口壓力高于設(shè)計(jì)背壓，從而降低噴管效率。為此，文章將考慮噴管內(nèi)部的粘性損失、噴管出口氣流的偏角損失、葉柵中的壓力損失及余速損失對(duì)噴管性能的影響，探索一種水下渦輪機(jī)用斜噴管的設(shè)計(jì)新方法，為斜噴管的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1　設(shè)計(jì)方法

部分進(jìn)氣渦輪機(jī)由斜噴管和動(dòng)葉柵組成，如圖1所示。斜噴管將高溫、高壓工質(zhì)的內(nèi)能轉(zhuǎn)化成動(dòng)能，高速工質(zhì)以一定角度吹向葉輪，使葉輪高速旋轉(zhuǎn)，將工質(zhì)動(dòng)能轉(zhuǎn)變?yōu)槿~輪旋轉(zhuǎn)機(jī)械能。

圖1　純沖動(dòng)式部分進(jìn)氣渦輪機(jī)示意圖Fig.1　Schematic of an impulse partial air inlet turbine

傳統(tǒng)的斜噴管設(shè)計(jì)方法認(rèn)為葉柵前后的壓力不變，且忽略了葉柵前后的壓差，因而直接用背壓和燃燒室壓力之比求得噴管出口速度，然后確定噴管尺寸。實(shí)際過(guò)程中，由于內(nèi)部氣動(dòng)損失及余速損失的存在，純沖動(dòng)式渦輪葉柵前后仍存在壓差。因此，傳統(tǒng)的設(shè)計(jì)方法會(huì)導(dǎo)致葉柵出口壓力高于設(shè)計(jì)背壓。此外，實(shí)際過(guò)程中噴管出口氣流角度也會(huì)稍大于噴管斜切角。為此，文中首先求出動(dòng)葉柵出口速度，然后求得葉柵出口的靜壓，最后基于此靜壓和燃燒室壓力之比求出噴管的面積比，完成斜噴管的設(shè)計(jì)。下面給出蒸汽渦輪用斜噴管的設(shè)計(jì)步驟。

步驟1：求解動(dòng)葉柵出口速度

由蒸汽表查得：噴管入口水蒸氣的比焓hc，比熵sc。在激波不進(jìn)噴管內(nèi)的前提下，噴管中的膨脹過(guò)程視可為定熵過(guò)程，進(jìn)而查得噴管出口水蒸氣的溫度Tno和比焓hno。

噴管出口的理論速度為

取定噴管速度系數(shù)φv，其值可由試驗(yàn)或計(jì)算流體力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）方法測(cè)得，則噴管出口的實(shí)際速度可表示為

實(shí)際過(guò)程中，由于斜切部分的壁面缺失會(huì)導(dǎo)致出口氣流的偏轉(zhuǎn)，為此，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)對(duì)出口氣流的方向進(jìn)行δ=1～2°的修正，實(shí)際出口氣流角αia=αi+δ。

由動(dòng)葉柵速度三角形可知，氣流進(jìn)口相對(duì)速度為

其中，渦輪中徑處周向線速度u=πndm/60。

出口相對(duì)速度為

其中，Ψ為工作葉片速度因數(shù)，可由以下經(jīng)驗(yàn)公式求得［1］

其中，βo為葉片安裝角，由速度三角形可知

渦輪級(jí)出口絕對(duì)速度為

步驟2：求解動(dòng)葉柵出口靜壓

噴管入口的比焓hc，一部分在渦輪級(jí)中轉(zhuǎn)化為軸功，另一部分為乏汽比焓hto，并最終排出渦輪級(jí)，其能量關(guān)系為

其中，噴管中的理論比焓降可表示為

化簡(jiǎn)得到渦輪級(jí)出口乏汽總溫

其中，cpm為平均定壓比熱容，可表示為

由乏汽總溫Tot和靜溫Tos的關(guān)系有

得到渦輪級(jí)出口乏汽靜溫

由等熵膨脹過(guò)程可得，葉柵出口乏汽靜壓為

工質(zhì)的定熵指數(shù)k可由下式求解

其中，Rg為氣體常數(shù)。

每個(gè)品種為1個(gè)處理，共8個(gè)處理，各處理隨機(jī)區(qū)組排列。每處理占1畦，畦長(zhǎng)37.5米，寬4米，占地150平方米，重復(fù)2次，共300平方米。試驗(yàn)共占地3.15畝。播種密度為18～20萬(wàn)苗/畝。

步驟3：假定噴管個(gè)數(shù)確定噴管尺寸

假定噴管個(gè)數(shù)為Z，考慮流量損失后，噴管喉部面積為

其中，φm為流量系數(shù)［8］，可表示為

噴管出口最大截面直徑（如圖1所示，即過(guò)斜噴管出口前端點(diǎn)垂直于噴管軸線的平面直徑）為

其中，Ba為噴管的設(shè)計(jì)壓比

斜噴管的最小出口直徑

步驟4：調(diào)整噴管個(gè)數(shù)

結(jié)合式（18）可得葉柵的部分進(jìn)氣度為

在加工允許的前提下，應(yīng)該適當(dāng)增大噴管個(gè)數(shù)，增大渦輪的部分進(jìn)氣度，從而減少部分進(jìn)氣度損失。

上述方案是針對(duì)蒸汽渦輪而提出的，對(duì)于燃?xì)鉁u輪，可根據(jù)噴管進(jìn)出口能量守恒計(jì)算出工質(zhì)離開(kāi)噴管時(shí)的理論速度cft見(jiàn)式（22），其余步驟可參照上述方案。

2　設(shè)計(jì)方法的驗(yàn)證

文中采用CFD方法結(jié)合設(shè)計(jì)實(shí)例對(duì)上述設(shè)計(jì)方法的合理性進(jìn)行檢驗(yàn)。首先，給出一組設(shè)計(jì)指標(biāo)，根據(jù)上述方法設(shè)計(jì)出斜噴管并建立CFD仿真模型。然后，為檢驗(yàn)CFD方法的可靠性，對(duì)文獻(xiàn)［2］中的渦輪進(jìn)行CFD仿真，將仿真結(jié)果和文獻(xiàn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。最后，用經(jīng)檢驗(yàn)的CFD方法對(duì)所設(shè)計(jì)的渦輪進(jìn)行合理性驗(yàn)證，并將仿真所得內(nèi)效率和設(shè)計(jì)內(nèi)效率進(jìn)行對(duì)比。

2.1設(shè)計(jì)實(shí)例

為驗(yàn)證上述設(shè)計(jì)方法，參考Kiely等設(shè)計(jì)的渦輪［2］，給出一組蒸汽渦輪的設(shè)計(jì)指標(biāo)，見(jiàn)表1。速度系數(shù)取為0.93，定熵指數(shù)取為1.29，平均定壓比熱容為1797J/（kg·K）。

表1　渦輪機(jī)設(shè)計(jì)指標(biāo)Table 1　Design indexes of a turbine

由上述設(shè)計(jì)方法求得噴管有效排氣直徑后，可根據(jù)動(dòng)葉柵的經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法［1-2］得出葉柵的葉高、葉寬、截距、葉片邊緣厚度和葉片數(shù)，最終的渦輪機(jī)幾何參數(shù)見(jiàn)表2。

利用Gambit軟件進(jìn)行渦輪3D網(wǎng)格劃分，采用多重參考系MRF模型解算。噴管和葉柵裝配的軸向間隙為0.4 mm，葉片頂部和機(jī)匣的單邊徑向間隙為0.2 mm。最終的整體網(wǎng)格劃分及邊界條件設(shè)置如圖2所示，總網(wǎng)格數(shù)為50×104。噴管與葉柵的局部放大網(wǎng)格如圖3所示。

表2　渦輪機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2　Structural parameters of a turbine

圖2　3D計(jì)算流場(chǎng)的網(wǎng)格劃分及邊界條件Fig.2　Meshing and boundary conditions of 3D computational field

圖3　噴管和葉柵流道的網(wǎng)格劃分Fig.3　Meshing of the nozzle and cascade channel

2.2仿真模型的檢驗(yàn)

為檢驗(yàn)仿真方法的可靠性，文中對(duì)Kiely等設(shè)計(jì)的微型渦輪［2］進(jìn)行了仿真。該渦輪的輸出功率為2 kW、輪盤直徑約25 mm、轉(zhuǎn)速43.5×104轉(zhuǎn)、部分進(jìn)氣度為0.32、膨脹比為60、噴管個(gè)數(shù)5個(gè)。

由表3可知，仿真結(jié)果與文獻(xiàn)參數(shù)基本一致，誤差在5％以內(nèi)，說(shuō)明文中所采用的渦輪CFD仿真方法基本可行。差別產(chǎn)生的原因主要在于仿真模型與檢驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕Y(jié)構(gòu)差別，如軸向和徑向間隙。此外，仿真所用算法對(duì)微型低雷諾數(shù)渦輪的仿真也會(huì)存在誤差［9］。

2.3方法合理性驗(yàn)證

為檢驗(yàn)文中提出的新型方法的合理性，結(jié)合上文已驗(yàn)證的CFD方法，建立了3種不同噴管模型。模型1：不考慮動(dòng)葉柵內(nèi)部的壓降損失和葉柵出口的動(dòng)壓損失，具體設(shè)計(jì)方法參見(jiàn)文獻(xiàn)［1］。模型2：采用上述新方法設(shè)計(jì)出的噴管，其噴管出口最大截面面積要比采用傳統(tǒng)方法設(shè)計(jì)出的噴管（模型1）大1.2倍。模型3：將模型2的噴管出口截面面積放大1.2倍。3種模型的噴管喉部直徑保持相同，出口面積依次增大，對(duì)應(yīng)的葉柵尺寸也按比例放大，仿真結(jié)果見(jiàn)表4。

表3　仿真結(jié)果和文獻(xiàn)參數(shù)的對(duì)比Table 3　Comparison between simulation and experimental results

表4　不同噴管出口對(duì)應(yīng)的渦輪機(jī)性能Table 4　Performances of the turbines with different nozzle outlets

由上表可知，采用新型設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)的噴管（模型2）所對(duì)應(yīng)的渦輪機(jī)內(nèi)效率最高，且更接近渦輪機(jī)的設(shè)計(jì)內(nèi)效率，而高于或低于此設(shè)計(jì)值的渦輪機(jī)內(nèi)效率都有所降低。因此論證了新型斜噴管設(shè)計(jì)方法的合理性。此外，模型2的葉柵出口靜壓和設(shè)計(jì)背壓更接近，也反映了設(shè)計(jì)方法的合理性。

3　結(jié)束語(yǔ)

為改進(jìn)水下航行器用斜噴管的設(shè)計(jì)，文章考慮了實(shí)際過(guò)程中斜噴管出口工質(zhì)的偏轉(zhuǎn)、純沖動(dòng)式渦輪動(dòng)葉柵中的壓降損失和余速損失，推導(dǎo)出葉柵出口靜壓計(jì)算公式，提出了一種斜噴管的設(shè)計(jì)新方法。結(jié)合數(shù)值仿真的方法對(duì)設(shè)計(jì)方法的合理性進(jìn)行了檢驗(yàn)。對(duì)比傳統(tǒng)的設(shè)計(jì)方案，采用新方法設(shè)計(jì)出的噴管對(duì)應(yīng)的渦輪機(jī)內(nèi)效率提高了5％左右，且葉柵出口壓力更加接近環(huán)境背壓。

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（責(zé)任編輯：陳曦）

New Design Approach of Scarfed Nozzle in Underwater Impulse Turbine

JIANG Bin1，LUO Kai1，GAO Ai-jun2，F(xiàn)ENG Qi-xi2，YI Jin-bao2
（1.School of Marine Science and Technology，Northwestern Polytechnical University，Xi′an 710072，China；2.The 705 Research Institute，China Shipbuilding Industry Corporation，Xi′an 710075，China）

Considering the inner flow loss of nozzles，the deflection of the outlet flow，the pressure loss and leavingvelocity loss of turbine cascades，a new design approach of the scarfed nozzle is presented for an underwater partial air inlet impulse turbine to modify the conventional design approach.The feasibility of the present approach is verified by numerical simulations.Compared with the conventional design approach，the inner efficiency of the modified turbine is raised by about 5％，and the outlet static pressure is closer to the designed back pressure.The present design approach may provide a reference for the design of turbine′s scarfed nozzles.

impulse turbine；scarfed nozzle；design approach；inner efficiency

TJ630.32

A

1673-1948（2015）04-0296-05

2015-05-26；

2015-06-08.

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目資助（51409215）；中央高校基本科研項(xiàng)目資助（G2015KY0102）.

蔣彬（1991-），男，碩士，主要研究方向?yàn)樗聹u輪機(jī)的設(shè)計(jì)與仿真.