安利平,王昊,王掩剛,朱自環(huán)

1. 西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院,西安 710072 2. 中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院,成都 610500

在能源動(dòng)力、航空航天等領(lǐng)域中,燃?xì)廨啓C(jī)作為一種重要的動(dòng)力輸出裝置起著關(guān)鍵性的作用。濕壓縮技術(shù)作為一種能夠提高燃?xì)廨啓C(jī)性能的方案,以其結(jié)構(gòu)簡單、改造成本低和污染物排放低等優(yōu)勢(shì)獲得了工業(yè)界的廣泛關(guān)注,目前在世界范圍內(nèi)已應(yīng)用于超過1 000臺(tái)燃?xì)廨啓C(jī)。

在燃?xì)廨啓C(jī)中,壓氣機(jī)的耗功通常會(huì)占燃機(jī)渦輪膨脹功的1/2～2/3左右,因此,通過降低壓氣機(jī)的耗功來提升燃?xì)廨啓C(jī)整機(jī)輸出功率是十分有效的措施。另外,燃機(jī)的工作性能跟環(huán)境溫度之間存在著密切的聯(lián)系。相關(guān)研究表明,環(huán)境溫度每升高1 K,燃機(jī)輸出功率會(huì)下降0.5%～0.9%。因而,如何解決溫度升高帶來的燃機(jī)性能下降問題具有關(guān)鍵性作用。濕壓縮概念最初由Kleinschmidt于20世紀(jì)40年代提出：該技術(shù)通過在燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口或者壓氣機(jī)級(jí)間噴入細(xì)微液滴,液滴的蒸發(fā)冷卻作用降低了氣流溫度,使壓縮過程更趨向于等溫壓縮,壓氣機(jī)耗功低于絕熱壓縮時(shí)的情況,從而提升燃?xì)廨啓C(jī)的輸出功率和效率。目前,濕壓縮技術(shù)對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)性能提升價(jià)值已經(jīng)從理論和實(shí)驗(yàn)中得到了有力的證明,并且濕壓縮技術(shù)還具有抑制燃燒室內(nèi)污染物的生成以降低排放的附加優(yōu)勢(shì)。

Hill于1963年首次建立了濕壓縮熱力學(xué)模型,此后該模型被眾多學(xué)者進(jìn)一步發(fā)展。Young建立了離散相小液滴在連續(xù)相氣流中流動(dòng)的多相流耦合方程,解決了相間傳遞項(xiàng)的問題。Zheng等詳細(xì)闡述了理想濕壓縮和實(shí)際濕壓縮的區(qū)別與聯(lián)系,推導(dǎo)了濕壓縮等效多變指數(shù)的計(jì)算表達(dá)式,并且整理了濕壓縮過程中的多種效率定義。Abdelwahab提出了一種基于液滴蒸發(fā)模型和壓氣機(jī)平均流線法結(jié)合的簡單計(jì)算方法,采用所建立的模型,對(duì)蒸發(fā)過程在降低工業(yè)離心壓氣機(jī)每級(jí)耗功方面的有效性進(jìn)行了評(píng)估。White和Meacock對(duì)平衡和非平衡濕壓縮模型進(jìn)行了深入研究,針對(duì)平衡濕壓縮提出了等效定壓比熱容、等效多變指數(shù)和等效氣體常數(shù)的概念,基于液滴蒸發(fā)和壓氣機(jī)平均流線計(jì)算的結(jié)合,研究蒸發(fā)冷卻導(dǎo)致的某12級(jí)壓氣機(jī)非設(shè)計(jì)條件下的性能變化。Bagnoli等發(fā)展了一種評(píng)估不同霧化方法(高壓霧化、過噴和級(jí)間噴射)對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)性能影響的計(jì)算程序,通過求解水滴和空氣之間的熱交換方程,對(duì)壓氣機(jī)濕壓縮過程中液滴的蒸發(fā)進(jìn)行計(jì)算。Kim等從氣液傳熱傳質(zhì)的相互影響和熱力學(xué)關(guān)系出發(fā),利用平均溫度下多變系數(shù)和微擾法對(duì)無因次液滴直徑進(jìn)行分析,得到了系統(tǒng)瞬態(tài)特性的解析表達(dá)式,用近似解析解來模擬濕壓縮過程。Wang和Khan將水滴蒸發(fā)熱平衡模型與平均流線法結(jié)合發(fā)展了壓氣機(jī)平衡濕壓縮一維級(jí)疊加法氣動(dòng)性能計(jì)算程序,并在6種噴濕條件下對(duì)某八級(jí)軸流壓氣機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)工況進(jìn)行平衡濕壓縮性能計(jì)算分析。

國內(nèi)方面,鄭群等研究發(fā)現(xiàn)濕壓縮可以提高壓氣機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)的性能,有助于降低流動(dòng)損失,提高壓氣機(jī)通流能力,并可以減弱或者終止流動(dòng)分離,使燃料消耗率以及氮氧化合物生成量降低。羅銘聰?shù)韧ㄟ^比較進(jìn)口噴水與葉頂噴水對(duì)壓氣機(jī)失速邊界的影響,發(fā)現(xiàn)兩者均能拓寬壓氣機(jī)失速邊界,并以八級(jí)壓氣機(jī)為研究對(duì)象,發(fā)現(xiàn)噴水可以減弱流動(dòng)分離,提高壓氣機(jī)效率和壓比,使原先的失速工作點(diǎn)進(jìn)入正常工況。

關(guān)于濕壓縮的大部分研究都得出一個(gè)確定的結(jié)論——濕壓縮能夠提升燃?xì)廨啓C(jī)的凈輸出功率。然而,可能是由于對(duì)比工況條件描述不清晰,部分關(guān)于濕壓縮現(xiàn)象的理論描述和物理解釋存在著具有誤導(dǎo)性的觀點(diǎn)。比如,很多文獻(xiàn)中提到“濕壓縮能夠降低壓氣機(jī)耗功”,但Wang和Khan經(jīng)過進(jìn)一步理論分析指出在不同的干/濕壓縮對(duì)比工況條件下這一觀點(diǎn)并不一直成立。由此可見,關(guān)于濕壓縮對(duì)壓氣機(jī)氣動(dòng)性能尤其是耗功的影響規(guī)律需要更加深入和清晰的認(rèn)識(shí)。另外,目前關(guān)于濕壓縮技術(shù)的大多數(shù)研究依然是從熱力循環(huán)過程的角度進(jìn)行分析,沒有充分考慮燃?xì)廨啓C(jī)部件的典型特征——即壓氣機(jī)/渦輪是一種葉輪機(jī)械。從葉輪機(jī)械的相關(guān)氣動(dòng)熱力理論(如基元級(jí)速度三角形及功能轉(zhuǎn)換關(guān)系等)的角度對(duì)濕壓縮條件下壓氣機(jī)氣動(dòng)特性變化規(guī)律及流動(dòng)機(jī)理進(jìn)行研究,是一種可行的研究思路,預(yù)期可以獲得對(duì)壓氣機(jī)濕壓縮特性及規(guī)律更加深入的認(rèn)識(shí),這也是本文研究工作的出發(fā)點(diǎn)。

通過以上分析和總結(jié),本文在建立基于歐拉-拉格朗日法的壓氣機(jī)氣液兩相三維流場(chǎng)計(jì)算方法的基礎(chǔ)上,以跨聲速壓氣機(jī)級(jí)NASA Stage35為研究對(duì)象,對(duì)進(jìn)口均勻噴濕條件下壓氣機(jī)的濕壓縮特性及流場(chǎng)進(jìn)行研究,探索不同噴濕條件(液滴粒徑和噴濕量)對(duì)壓氣機(jī)濕壓縮氣動(dòng)性能及穩(wěn)定邊界的影響規(guī)律,并通過對(duì)轉(zhuǎn)子進(jìn)/出口速度三角形、輪緣功及-(溫-熵)圖過程線變化規(guī)律的分析,闡釋濕壓縮影響壓氣機(jī)性能及穩(wěn)定邊界的物理機(jī)理。

1 研究對(duì)象

選取單級(jí)跨聲速壓氣機(jī)NASA Stage35作為研究對(duì)象,其幾何模型如圖1所示。NASA Stage35是由美國國家航空航天局Lewis研究中心于20世紀(jì)70年代末設(shè)計(jì)的低展弦比跨聲速進(jìn)口級(jí),其目的是為了研究載荷和展弦比對(duì)壓氣機(jī)性能的影響。由于其公開的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與豐富的研究案例,使得該型轉(zhuǎn)子成為葉輪機(jī)械領(lǐng)域的經(jīng)典計(jì)算模型。該跨聲速壓氣機(jī)級(jí)轉(zhuǎn)子葉片數(shù)為36,靜子葉片數(shù)為46,設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速為17 188.7 r/min,設(shè)計(jì)流量為20.188 kg/s,設(shè)計(jì)壓比為1.82,其他主要設(shè)計(jì)參數(shù)和幾何參數(shù)如表1所示。

圖1 NASA Stage35幾何模型和數(shù)值仿真計(jì)算域Fig.1 Geometric models and numerical simulation domain of NASA Stage35

表1 NASA Stage35主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Main design parameters of NASA Stage35

本研究考慮進(jìn)口均勻噴入水滴條件下的壓氣機(jī)濕壓縮特性。本研究考慮了不同噴水條件包括液滴粒徑和噴濕量(噴入的液滴占?jí)簹鈾C(jī)設(shè)計(jì)流量的質(zhì)量分?jǐn)?shù))的影響。對(duì)于噴濕粒徑的選取,小液滴的蒸發(fā)冷卻作用較強(qiáng),對(duì)氣流跟隨性好,給流場(chǎng)帶來的擾動(dòng)小；而大液滴蒸發(fā)冷卻作用較弱,隨流性較差,液滴破碎以及撞壁等效應(yīng)較強(qiáng),可能給流場(chǎng)帶來更多的擾動(dòng)和損失。本研究關(guān)注的液滴粒徑包含實(shí)際工程應(yīng)用時(shí)流場(chǎng)中可能出現(xiàn)的常見粒徑范圍,覆蓋從較小粒徑1～2 μm至較大粒徑10～20 μm,其中1 μm液滴粒徑的情況考慮了不同噴水量的影響。具體噴水條件(液滴粒徑,噴濕量)共考慮8種情況：(1 μm,0.5%)、(1 μm,1.0%)、(1 μm,2.0%)、(1 μm,5.0%)、(2 μm,0.5%)、(5 μm,0.5%)、(10 μm,0.5%)、(20 μm、0.5%)。通過壓氣機(jī)流場(chǎng)計(jì)算域的進(jìn)口邊界條件給定噴水條件,相當(dāng)于噴水位置位于壓氣機(jī)動(dòng)葉上游約3倍動(dòng)葉軸向弦長處。進(jìn)口噴水時(shí)的進(jìn)口大氣參數(shù)與壓氣機(jī)設(shè)計(jì)條件保持一致,總溫為288.15 K、總壓為101 325 Pa；液滴噴射速度為175 m/s,與氣體來流速度近似相等,使得氣液兩相之間幾乎沒有相對(duì)滑移；適當(dāng)增加液滴溫度為298.15 K,利于液滴蒸發(fā)。濕壓縮條件下壓氣機(jī)的整體性能參數(shù)如壓比、耗功和裕度的變化以及相關(guān)的進(jìn)/出口氣動(dòng)參數(shù)和葉片負(fù)載變化是本研究關(guān)注的重點(diǎn)。

2 數(shù)值方法

2.1 求解方法

數(shù)值模擬基于ANSYS CFX軟件,采用歐拉-拉格朗日方法對(duì)壓氣機(jī)內(nèi)部氣液兩相三維流場(chǎng)進(jìn)行精細(xì)化計(jì)算,已有研究顯示該方法能夠有效地應(yīng)用于壓氣機(jī)內(nèi)部氣液兩相流動(dòng)的求解和研究。歐拉-拉格朗日法將壓氣機(jī)內(nèi)部空氣和水蒸氣的混合物視為連續(xù)相,采用歐拉法求解；液滴顆粒視為離散相,采用拉格朗日法求解,兩相之間的雙向耦合作用通過對(duì)連續(xù)相和離散相方程組交替求解并得到收斂解而實(shí)現(xiàn)。當(dāng)氣體介質(zhì)(連續(xù)相)攜帶有液滴(離散相)時(shí),氣液相間的熱量、質(zhì)量和動(dòng)量交換分別通過離散相和連續(xù)相的控制方程考慮。對(duì)于連續(xù)相,利用基于時(shí)間推進(jìn)的有限體積法求解圓柱坐標(biāo)系下守恒形式的三維Navier-Stokes方程,得到相關(guān)流場(chǎng)參數(shù)；對(duì)于離散相,在拉格朗日坐標(biāo)系下分析液滴受力以及湍流擴(kuò)散等相關(guān)因素,追蹤液滴顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡,同時(shí)利用蒸發(fā)模型考慮液滴的蒸發(fā)冷卻作用。湍流模型采用-模型,并使用Scalable壁面函數(shù)對(duì)近壁面區(qū)域流動(dòng)進(jìn)行模擬。同時(shí)本文在兩相流數(shù)值模擬中考慮液滴撞壁破碎和氣動(dòng)破碎,液滴撞壁破碎通過液滴邊界條件實(shí)現(xiàn),氣動(dòng)破碎模型采用CAB (Cascade Atomization and Breakup)模型。

2.2 計(jì)算網(wǎng)格和邊界條件

數(shù)值模擬采用單通道計(jì)算域,并采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格生成軟件AutoGrid5對(duì)壓氣機(jī)流體域進(jìn)行網(wǎng)格劃分,轉(zhuǎn)子和靜子流道網(wǎng)格均采用O4H拓?fù)浣Y(jié)構(gòu),轉(zhuǎn)子葉頂間隙區(qū)域采用O-H型網(wǎng)格,網(wǎng)格示意圖如圖2所示。由于計(jì)算中選取的湍流模型為-模型并結(jié)合Scalable壁面函數(shù),對(duì)于此高雷諾數(shù)湍流模型,設(shè)置值為30。為了更好地捕捉液滴撞擊葉片以及噴濕對(duì)葉頂泄漏流的影響等濕壓縮效應(yīng),對(duì)葉頂間隙區(qū)域和葉片近壁區(qū)域等關(guān)鍵位置網(wǎng)格進(jìn)行適當(dāng)加密。計(jì)算域入口設(shè)置在轉(zhuǎn)子前約3倍動(dòng)葉軸向弦長位置處,出口設(shè)置在靜子后約4倍靜葉軸向弦長位置處,同時(shí)葉片通道的周期性交界面上網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)均一一對(duì)應(yīng)。

圖2 NASA Stage35網(wǎng)格Fig.2 Mesh of NASA Stage35

為了驗(yàn)證網(wǎng)格無關(guān)性,采用了4套總網(wǎng)格數(shù)分別為91萬、117萬、151萬和185萬的網(wǎng)格方案進(jìn)行計(jì)算,圖3給出了不同網(wǎng)格數(shù)條件下的壓氣機(jī)堵塞流量預(yù)測(cè)結(jié)果。可以看出網(wǎng)格總數(shù)從91萬增加至151萬時(shí),計(jì)算得到的堵塞流量從20.52 kg/s變化至20.74 kg/s；而網(wǎng)格總數(shù)從151萬增加至185萬時(shí),計(jì)算得到的堵塞流量僅變化了約0.01 kg/s。因此,綜合考慮計(jì)算精度和時(shí)間成本,最終選取了網(wǎng)格總數(shù)為151萬的方案進(jìn)行壓氣機(jī)濕壓縮流場(chǎng)計(jì)算。該方案網(wǎng)格最小正交性為36.15°,最大長寬比為219.16,最大延展比為3.66,網(wǎng)格整體質(zhì)量良好。該網(wǎng)格每個(gè)動(dòng)葉流道周向上網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為59,徑向上網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為73,其中葉頂間隙部分沿徑向分布17個(gè)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn),軸向網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為123,轉(zhuǎn)子流道總網(wǎng)格數(shù)約為79萬。每個(gè)靜葉流道周向上網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為67,徑向上網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為57,軸向網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為123,靜葉流道總網(wǎng)格數(shù)約為72萬。計(jì)算的氣相邊界條件為進(jìn)口給定總溫、總壓、來流方向；出口給定平均靜壓；所有固體壁面均設(shè)置為絕熱無滑移邊界。對(duì)于液滴的邊界條件,進(jìn)口邊界給定液滴的噴射參數(shù),包括液滴粒徑、噴濕量和噴射速度。液滴壁面邊界條件考慮液滴撞壁破碎效應(yīng),采用與文獻(xiàn)[24]相同的處理方式——即假設(shè)單個(gè)水滴撞擊葉片后,根據(jù)撞擊角度不同,破碎生成相應(yīng)質(zhì)量的多個(gè)具有相同直徑的新水滴,同時(shí)液滴反彈時(shí)動(dòng)量有一定的損失,該邊界條件通過CFX里的自定義顆粒-壁面相互作用模型設(shè)定。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.3 Verification of mesh independence

2.3 數(shù)值方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值仿真方法求解壓氣機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)的準(zhǔn)確性,在標(biāo)準(zhǔn)大氣(288.15 K,101 325 Pa)進(jìn)口無噴水條件下,分別對(duì)100%、90%、70%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下的NASA Stage35的干壓縮流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算,獲得壓氣機(jī)的等轉(zhuǎn)速特性線。在壓氣機(jī)特性線計(jì)算時(shí),先在出口設(shè)置相對(duì)較低的靜壓值得到堵塞邊界,然后不斷提升背壓,直至計(jì)算發(fā)散,并以壓力提高過程的最后一個(gè)計(jì)算穩(wěn)定點(diǎn)作為壓氣機(jī)的失速邊界點(diǎn)。在向失速邊界靠近過程中,背壓提升幅度持續(xù)減小,在計(jì)算發(fā)散前的最后一個(gè)穩(wěn)定工況點(diǎn),背壓提升幅度為5 Pa,從而盡可能準(zhǔn)確地捕捉到壓氣機(jī)的失速邊界。將數(shù)值計(jì)算得到的壓氣機(jī)特性線與公開數(shù)據(jù)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,如圖4所示(圖中為轉(zhuǎn)速,為設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速)。從圖中可以看出,壓氣機(jī)特性線的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的總壓比-流量、效率-流量特性曲線變化趨勢(shì)一致,整體誤差較小。而且,不同轉(zhuǎn)速下數(shù)值計(jì)算得到的壓氣機(jī)失穩(wěn)邊界與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合,從而驗(yàn)證了該方法用于壓氣機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)數(shù)值仿真的準(zhǔn)確性和有效性。

圖4 壓氣機(jī)干壓縮特性線Fig.4 Compressor characteristics curve of dry compression

3 結(jié)果分析

3.1 氣動(dòng)特性線變化規(guī)律

不同噴濕條件下的壓氣機(jī)總壓比-流量、效率-流量特性曲線與干壓縮對(duì)比結(jié)果如圖5所示,其中濕壓縮效率的定義采用與羅銘聰?shù)认嗤姆绞?。從圖中可以發(fā)現(xiàn),噴水后壓氣機(jī)總壓比均有所提升,并且液滴粒徑越小,噴濕量越大,提升幅度越大,其中1 μm、5.0%噴濕條件下提升效果最為顯著,最大壓比達(dá)到2.02,較干壓縮最大總壓比增加了5.76%。噴濕后壓氣機(jī)近設(shè)計(jì)工況效率也有所增加,近失速工況效率有所降低。在近設(shè)計(jì)工況,對(duì)于1 μm、0.5%～2.0%噴濕量,壓氣機(jī)效率增加程度隨噴濕量增加而增加。在近設(shè)計(jì)和近失速工況,大液滴粒徑5～20 μm下壓氣機(jī)效率均有所降低。尤其是近失速工況下,大液滴導(dǎo)致的壓氣機(jī)效率降低更加顯著,顯示了大粒徑液滴給流場(chǎng)帶來了更多的損失。對(duì)于壓氣機(jī)流量邊界的變化,在不同噴濕條件下,失速流量均有增加,失速邊界整體向大流量方向移動(dòng),隨著液滴粒徑減小,噴濕量增大,效果越明顯。而且,失速流量的增加程度跟壓比的變化程度也表現(xiàn)出相關(guān)性。噴水后,壓氣機(jī)壓比升高程度越高,失速流量增加程度也越大。堵塞流量先隨著噴濕量的增大有所提升,整體特性線向右上方偏移。在 1 μm、1.0%條件下堵塞流量比干壓縮增加了0.97%,達(dá)到20.94 kg/s,當(dāng)繼續(xù)加大噴濕量,堵塞流量不斷減小,甚至低于干壓縮情況。而對(duì)于5～20 μm、0.5%噴濕條件來說,由于液滴粒徑較大噴濕量很小,液滴蒸發(fā)效應(yīng)微弱,因此濕壓縮的影響不明顯,總壓比-流量與效率-流量特性與干壓縮相差不大。

圖5 不同噴濕條件下壓氣機(jī)特性線Fig.5 Compressor characteristics curve under different fogging conditions

對(duì)于壓氣機(jī)的耗功特性,本研究從等進(jìn)口質(zhì)量條件以及等總壓比條件2個(gè)角度進(jìn)行分析。首先,不同噴濕條件下壓氣機(jī)級(jí)比耗功-流量特性曲線與干壓縮對(duì)比結(jié)果如圖6所示。從圖中可以看出,噴濕后壓氣機(jī)比耗功-流量特性曲線整體變化趨勢(shì)與干壓縮相同,從堵塞工況到近失速工況壓氣機(jī)比耗功不斷增大。濕壓縮條件下,壓氣機(jī)比耗功均有所增多,且液滴粒徑越小,噴濕量越大,比耗功越大,其中1 μm、5.0%條件下壓氣機(jī)比耗功最大,在設(shè)計(jì)流量下(20.188 kg/s),比耗功較干壓縮比耗功增加了11.77%。不同噴濕條件下壓氣機(jī)級(jí)比耗功-總壓比特性曲線與干壓縮的對(duì)比結(jié)果如圖7所示。從圖中可以發(fā)現(xiàn),在壓氣機(jī)進(jìn)口噴入液滴之后,整體來看,在等壓比下壓氣機(jī)比耗功較干壓縮有所降低。當(dāng)噴濕量均為0.5% 時(shí),隨著液滴粒徑減小,壓氣機(jī)耗功越?。欢?dāng)液滴粒徑恒定時(shí),適當(dāng)增大噴濕量,耗功會(huì)有較為明顯的下降,其中1 μm、2.0%的噴濕條件,等壓比下耗功降低效果最為明顯,但繼續(xù)增加噴濕量,壓氣機(jī)耗功反而會(huì)上升,不過依然低于干壓縮工況。

圖6 不同噴濕條件下壓氣機(jī)比耗功-流量特性Fig.6 Characteristics of compressor specific work-mass flow under different fogging conditions

圖7 不同噴濕條件下壓氣機(jī)比耗功-總壓比特性Fig.7 Characteristics of compressor specific work-total pressure ratio under different fogging conditions

從上述分析中可以知道,等質(zhì)量流量條件下噴濕會(huì)使壓氣機(jī)耗功增加,等壓比條件下噴濕后壓氣機(jī)耗功降低。之前關(guān)于濕壓縮的部分研究認(rèn)為噴濕后壓氣機(jī)耗功降低是濕壓縮技術(shù)的收益之一,但其未指出噴濕前后的工況對(duì)比條件。而本研究發(fā)現(xiàn)壓氣機(jī)噴濕后耗功的變化在等質(zhì)量流量和等壓比條件下具有相反的趨勢(shì)。關(guān)于濕壓縮對(duì)壓氣機(jī)耗功及壓比等性能參數(shù)影響的原因在后文中具體分析。

3.2 轉(zhuǎn)子進(jìn)/出口氣動(dòng)參數(shù)變化規(guī)律

本節(jié)以壓氣機(jī)設(shè)計(jì)流量(20.188 kg/s)為基準(zhǔn),在等質(zhì)量流量條件下考察噴濕后壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子進(jìn)/出口氣動(dòng)參數(shù)變化,主要目的是研究相同流量工況下濕壓縮對(duì)壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子進(jìn)/出口速度三角形的影響,并將其與輪緣功、扭速等表征轉(zhuǎn)子做功能力的參數(shù)相聯(lián)系,以解釋濕壓縮條件下壓氣機(jī)性能變化的原因。

首先,通過轉(zhuǎn)子進(jìn)/出口總溫的變化考察液滴蒸發(fā)對(duì)壓氣機(jī)氣流的冷卻作用。在濕壓縮過程中,壓氣機(jī)流道中的液滴與氣流摻混,一同參與壓縮過程,液滴通過蒸發(fā)作用與氣相之間發(fā)生傳熱傳質(zhì)過程,氣流需要提供液滴蒸發(fā)所需的潛熱,因此氣流被冷卻。圖8為轉(zhuǎn)子進(jìn)/出口總溫徑向分布,可以看到,噴水之后轉(zhuǎn)子1～2 μm進(jìn)出/口總溫均有所降低,大液滴粒徑5～20 μm下出口總溫幾乎不變。在轉(zhuǎn)子流道中,氣流在壓縮作用下溫度升高,會(huì)增強(qiáng)蒸發(fā)冷卻效果,因此轉(zhuǎn)子出口氣流總溫降低比較明顯。小液滴蒸發(fā)冷卻作用更強(qiáng),因此總溫降低顯著；而大液滴蒸發(fā)冷卻作用較弱,同時(shí)又由于噴水量較低,因此總溫幾乎沒發(fā)生變化。液滴在壓氣機(jī)上游進(jìn)氣部分的蒸發(fā)冷卻作用導(dǎo)致壓氣機(jī)來流溫度降低也會(huì)對(duì)壓氣機(jī)特性產(chǎn)生影響,導(dǎo)致壓氣機(jī)壓比升高,這相當(dāng)于進(jìn)氣冷卻致壓氣機(jī)換算轉(zhuǎn)速發(fā)生變化。但是,從結(jié)果可以看出,轉(zhuǎn)子進(jìn)口溫度降低程度較弱,不同噴水條件下只有1～5 K,這是因?yàn)樵趬簹鈾C(jī)上游進(jìn)氣道部分氣流溫度較低,同時(shí)液滴滯留時(shí)間較短,液滴蒸發(fā)作用微弱。即使是蒸發(fā)冷卻最強(qiáng)的噴水條件下,壓氣機(jī)進(jìn)口總溫只降低了5 K,相當(dāng)于換算轉(zhuǎn)速只提高了0.88%,這對(duì)壓氣機(jī)性能的影響是十分微弱的。因此,該噴水條件下液滴對(duì)壓氣機(jī)性能的影響主要是由于液滴在壓氣機(jī)葉片流道中的蒸發(fā)冷卻效應(yīng)導(dǎo)致的。噴濕導(dǎo)致的進(jìn)/出口總溫的降低,會(huì)使當(dāng)?shù)氐臍饬髅芏认啾雀蓧嚎s條件升高,在等質(zhì)量流量的條件下,有使容積流量降低的趨勢(shì)。而液滴蒸發(fā)導(dǎo)致水蒸氣的出現(xiàn),有使容積流量增大的趨勢(shì)。由于水蒸氣的汽化潛熱高出空氣定壓比熱2 000倍以上,從而使得前一種趨勢(shì)遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于后一種趨勢(shì),結(jié)果是使得容積流量減小,從圖9中噴濕后轉(zhuǎn)子出口軸向速度的變化也可以看出這一點(diǎn)。尤其是轉(zhuǎn)子出口,氣流軸向速度的降低十分顯著,而且液滴粒徑越小,噴濕量越大,蒸發(fā)冷卻作用越強(qiáng),出口軸向速度降低程度越大。

圖8 轉(zhuǎn)子進(jìn)/出口氣流總溫徑向分布(設(shè)計(jì)流量工況)Fig.8 Radial distribution of airflow total temperature at rotor inlet/outlet (design mass flow conditions)

在濕壓縮條件下,摻混有液滴的氣流是否依然能較好地跟隨葉片的導(dǎo)流作用,是考察進(jìn)/出口速度三角形需要關(guān)注的一個(gè)關(guān)鍵問題,這一點(diǎn)可以通過轉(zhuǎn)子進(jìn)/出口相對(duì)氣流角來分析。轉(zhuǎn)子進(jìn)/出口相對(duì)氣流角徑向分布如圖10所示,其中氣流角定義為氣流方向與額線的夾角。從圖中可以看出,噴濕后出口氣流角在整個(gè)葉高范圍內(nèi)與干壓縮情況下幾乎沒有發(fā)生變化。而由于液滴的蒸發(fā)冷卻作用使壓氣機(jī)進(jìn)口氣流溫度降低、密度增加,軸向速度有一定程度降低,噴濕后進(jìn)口相對(duì)氣流角相比干壓縮條件有些許降低,但降低程度十分微弱,在整個(gè)葉高范圍內(nèi)都不足1°。由此可見,在濕壓縮條件下,摻混有液滴的氣流依然能夠較好地跟隨葉片的導(dǎo)流作用,噴濕后壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子進(jìn)出口相對(duì)氣流角與干壓縮條件幾乎一致。

圖11給出了壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子出口絕對(duì)氣流角的徑向分布。由于壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子出口相對(duì)氣流角不變,而軸向速度發(fā)生了較大變化,又考慮到牽連速度也就是轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的線速度不變,因此轉(zhuǎn)子出口絕對(duì)氣流角發(fā)生了較大變化。從圖中可以看出,噴濕后轉(zhuǎn)子出口絕對(duì)氣流角顯著減小,而且液滴粒徑越小,噴濕量越大時(shí),蒸發(fā)冷卻效果越明顯,出口軸向速度越小,出口絕對(duì)氣流角也越小。在液滴粒徑1 μm、噴濕量2.0%和5.0%噴濕條件下,出口絕對(duì)氣流角降低程度最大,達(dá)到約4.5°。而大液滴粒徑條件下,由于蒸發(fā)冷卻作用較弱,出口密度、軸向速度都變化不明顯,因此絕對(duì)氣流角相比干壓縮也幾乎沒發(fā)生變化。

圖11 轉(zhuǎn)子出口絕對(duì)氣流角徑向分布(設(shè)計(jì)流量工況)Fig.11 Radial distribution of absolute velocity flow angle at rotor outlet (design mass flow conditions)

3.3 氣動(dòng)性能變化機(jī)理

通過分析可知,壓氣機(jī)進(jìn)口噴濕后,轉(zhuǎn)子進(jìn)口速度三角形幾乎不發(fā)生變化,而由于液滴經(jīng)過壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子時(shí)具有較強(qiáng)的蒸發(fā)冷卻作用,導(dǎo)致壓氣機(jī)出口速度三角形發(fā)生了明顯變化,這會(huì)改變壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子壓縮過程的氣動(dòng)熱力特性,進(jìn)而使壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子的做功能力發(fā)生變化。本節(jié)通過噴濕后壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子出口速度三角形的變化、液滴蒸發(fā)冷卻效應(yīng)及液滴的運(yùn)動(dòng),闡釋壓氣機(jī)濕壓縮性能變化機(jī)理。

從3.2節(jié)的分析可知,噴濕后的濕壓縮過程中液滴對(duì)壓氣機(jī)內(nèi)部氣流具有蒸發(fā)冷卻作用,導(dǎo)致壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子出口溫度大幅下降,進(jìn)而導(dǎo)致出口氣流密度升高,在等質(zhì)量流量條件下軸向速度下降。同時(shí),噴濕后壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子出口相對(duì)氣流角與干壓縮條件幾乎一致,因此可以得到噴濕后壓氣機(jī)出口速度三角形相比干壓縮條件的變化趨勢(shì),如圖12所示,其中藍(lán)色為干壓縮條件速度三角形,紅色為濕壓縮條件速度三角形,為動(dòng)葉出口絕對(duì)速度;和分別為動(dòng)葉出口絕對(duì)速度的周向分量和軸向分量;和分別為動(dòng)葉出口轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)線速度和相對(duì)速度;“′”代表濕壓縮的相關(guān)參數(shù)。在濕壓縮速度三角形中,相比干壓縮速度三角形保證出口相對(duì)氣流角不變和軸向速度降低這2個(gè)條件,同時(shí)考慮到轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)線速度恒定,因此絕對(duì)氣流角減小,出口絕對(duì)速度的周向分量增大。在壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子進(jìn)口速度三角形幾乎不變的情況下,壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子的扭速Δ=-(為動(dòng)葉進(jìn)口絕對(duì)速度周向分量)增大,而扭速反映了壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子的做功能力,因此噴濕后壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子做功能力增強(qiáng)。又或者,通過壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子的輪緣功公式：

=-

(1)

式中:為動(dòng)葉進(jìn)口轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)線速度。噴濕后增大,而、和均不發(fā)生變化,因此噴濕后壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子的輪緣功增加,也就是說壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子對(duì)氣流的做功能力增強(qiáng),壓氣機(jī)壓比提高,同時(shí)耗功也增加。

圖12 等質(zhì)量流量下干/濕壓縮出口速度三角形示意圖Fig.12 Sketch of velocity triangle at outlet of dry/wet compression under condition of equal mass flow rate

通過壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子出口輪緣功的徑向分布,如圖13所示,進(jìn)一步佐證了上述理論分析得到的結(jié)論。從圖中可以看出,噴濕后壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子在整個(gè)葉高范圍內(nèi)輪緣功都顯著增加,而且液滴粒徑越小,噴水量越大,轉(zhuǎn)子輪緣功增加程度越強(qiáng)。大液滴粒徑條件由于蒸發(fā)冷卻作用弱,且噴水量較低,轉(zhuǎn)子輪緣功幾乎未發(fā)生變化。

以上分析通過轉(zhuǎn)子進(jìn)/出口速度三角形的變化及其對(duì)壓氣機(jī)做功能力的影響,解釋了等質(zhì)量流量條件下噴濕提升壓氣機(jī)壓比并增加耗功的原因。對(duì)于圖7中得到的等壓比條件下噴濕能夠降低壓氣機(jī)耗功這一現(xiàn)象,可以通過濕壓縮過程的-(壓力-比體積)圖和-圖來解釋其原因。

圖13 轉(zhuǎn)子輪緣功徑向分布(設(shè)計(jì)流量工況)Fig.13 Radial distribution of rotor specific work (design mass flow conditions)

圖14給出了等壓比條件(/)下等熵壓縮過程(1—2s)、多變壓縮過程(1—2n)、等溫壓縮過程(1—2T)和濕壓縮過程(1—2w)的熱力特性變化曲線,其中1為壓縮過程起始點(diǎn),2s、2n、2T分別為等熵壓縮過程、多變壓縮過程、等溫壓縮過程的終點(diǎn)。2w和2w為濕壓縮過程2種可能的終點(diǎn)?？梢钥闯?在相同壓力下,濕壓縮過程由于液滴蒸發(fā)冷卻作用,達(dá)到的氣體溫度會(huì)降低,壓縮過程會(huì)向等溫壓縮靠近。對(duì)于實(shí)際的濕壓縮過程,需要同時(shí)考慮蒸發(fā)冷卻作用和水滴加入引起的流動(dòng)損失。當(dāng)蒸發(fā)冷卻作用較強(qiáng)時(shí),濕壓縮過程就會(huì)像1—2w；當(dāng)蒸發(fā)冷卻作用不足夠強(qiáng),而引入的水滴造成的損失比較大時(shí),濕壓縮過程就會(huì)是1—2w。根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果(如圖15所示),對(duì)于當(dāng)前研究的壓氣機(jī)和噴水條件下,濕壓縮過程的熵是增加的,終點(diǎn)在等熵過程終點(diǎn)右邊,但-過程線的斜率依然大于多變壓縮過程(且噴水量越大,斜率越大)。因此對(duì)于本文研究的壓氣機(jī)和噴濕條件下,濕壓縮過程為1—2w。在等壓比條件下,不論濕壓縮過程為1—2w(壓縮功面積由線a—1—2w—b—a(-圖)和線a—2T—2w—1—c—a(-圖)所示)還是1—2w(壓縮功面積由線a—1—2w—b—a(-圖)和線a—2T—2w—1—c—a(-圖)所示),壓縮功均比實(shí)際多變壓縮過程1—2n(壓縮功面積由線a—1—2n—b—a(-圖)和線a—2T—2n—1—c—a(-圖)所示)要小。從而說明了在等壓比下,濕壓縮會(huì)降低壓氣機(jī)耗功。

圖14 不同壓縮過程的p-v圖和T-s圖[24]Fig.14 Sketch of different compression processes on p-v and T-s diagram[24]

圖15 不同噴濕條件下濕壓縮過程T-s圖(液滴粒徑: 1 μm)Fig.15 T-s diagram of wet compression process under different fogging conditions (droplet size: 1 μm)

進(jìn)一步,通過液滴的蒸發(fā)冷卻效應(yīng)和液滴運(yùn)動(dòng)行為,闡釋不同液滴條件對(duì)壓氣機(jī)濕壓縮性能影響差異的原因。圖16給出了壓氣機(jī)中水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)和總溫沿軸向的分布,其中水蒸氣含量的增加速率可以反映蒸發(fā)冷卻效應(yīng)的強(qiáng)弱。從圖中可以看出,在進(jìn)入葉片前,1 μm和2 μm的小液滴已經(jīng)進(jìn)行了一定程度的蒸發(fā),但程度較小。液滴的蒸發(fā)冷卻作用主要發(fā)生在液滴進(jìn)入轉(zhuǎn)子后,轉(zhuǎn)子做功導(dǎo)致氣流溫度上升,使得蒸發(fā)冷卻作用迅速增加。還可以看出,液滴粒徑越小,蒸發(fā)冷卻效應(yīng)越強(qiáng)。1 μm粒徑液滴條件下,0.5%和1%噴濕量條件下,水蒸氣含量在靜葉出口下游幾乎不再變化,在靜葉出口附近水滴已完全蒸發(fā)。而5～20 μm粒徑的液滴條件下水蒸氣含量增加十分微弱,說明蒸發(fā)冷卻效應(yīng)很弱。另外,對(duì)于同一液滴粒徑,噴濕量越大,蒸發(fā)冷卻效應(yīng)越強(qiáng)。結(jié)合總溫分布發(fā)現(xiàn),水蒸氣含量增加程度越大,蒸發(fā)冷卻效應(yīng)越強(qiáng),總溫降低效果也越大。通過3.1節(jié)分析可知,這也造成了對(duì)壓氣機(jī)壓比和耗功影響程度的不同。圖17給出了不同噴濕條件下的水滴顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡,其中液滴顏色反應(yīng)了液滴尺寸的大小。對(duì)于小粒徑液滴,液滴對(duì)氣流的跟隨性較好,氣動(dòng)力破碎和撞壁破碎等效應(yīng)較弱。因此從圖17中可以看出,在1 μm和2 μm粒徑的液滴條件下,液滴在向下游運(yùn)動(dòng)的過程中,在整個(gè)葉高范圍內(nèi)液滴尺寸幾乎呈均勻減小的趨勢(shì),這是由蒸發(fā)冷卻作用導(dǎo)致的。對(duì)于5～20 μm粒徑的大液滴,蒸發(fā)冷卻作用微弱,因此葉片中部大部分范圍內(nèi)液滴尺寸幾乎沒發(fā)生變化。而在葉頂和葉根附近產(chǎn)生了較多異于主流區(qū)的更小粒徑的液滴,尤其是10 μm和20 μm粒徑的情況下這種現(xiàn)象更加顯著。這主要是由于大粒徑液滴條件下,液滴對(duì)氣流跟隨性較差,氣動(dòng)力破碎和撞壁破碎等效應(yīng)更加顯著。液滴破碎會(huì)給流動(dòng)帶來額外的損失,這也是大液滴粒徑下,壓氣機(jī)效率下降的主要原因。

圖17 水滴顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡Fig.17 Motion trajectories of water droplets

4 結(jié) 論

以跨聲速壓氣機(jī)NASA Stage35為研究對(duì)象,基于歐拉-拉格朗日方法對(duì)進(jìn)氣均勻噴霧條件下的壓氣機(jī)氣液兩相三維流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬,研究不同噴濕條件(液滴粒徑和噴濕量)對(duì)壓氣機(jī)濕壓縮氣動(dòng)性能及失穩(wěn)邊界的影響規(guī)律,并通過對(duì)轉(zhuǎn)子進(jìn)/出口氣動(dòng)參數(shù)、輪緣功、葉片載荷及葉頂泄漏流等變化規(guī)律的分析,解釋了濕壓縮影響壓氣機(jī)性能及失穩(wěn)邊界的機(jī)理,得到的主要結(jié)論如下：

1) 濕壓縮能夠顯著提高壓氣機(jī)的總壓比和近設(shè)計(jì)工況效率,但會(huì)降低近失速工況效率。液滴粒徑越小,噴濕量越大,蒸發(fā)冷卻作用越強(qiáng),壓比和近設(shè)計(jì)工況效率提升幅度也越大。當(dāng)液滴粒徑較大時(shí),液滴的蒸發(fā)冷卻作用減弱,在相同噴濕量下相比更小液滴情況壓氣機(jī)壓比提升幅度減弱。在近設(shè)計(jì)和近失速工況,大液滴粒徑5～20 μm 下壓氣機(jī)效率均有所降低。尤其是近失速工況下,由于大粒徑液滴破碎作用較強(qiáng),給流場(chǎng)帶來了更多的損失,導(dǎo)致壓氣機(jī)效率降低更加顯著。

2) 進(jìn)口噴濕對(duì)壓氣機(jī)工作流量范圍也有顯著影響,噴濕后失速邊界向大流量方向移動(dòng),隨著蒸發(fā)冷卻作用的增強(qiáng),失速邊界的變化程度越明顯；而堵塞流量隨著蒸發(fā)冷卻作用的增強(qiáng)先增大后減小,對(duì)于過大噴濕量的情況(1 μm、5%),堵塞流量甚至低于干壓縮情況。整體上,噴濕后壓氣機(jī)流量裕度減小,流量裕度的降低程度跟壓比升高的程度呈正相關(guān)性。

3) 關(guān)于濕壓縮對(duì)壓氣機(jī)耗功的影響,噴濕前后不同的工況對(duì)比條件會(huì)使?jié)駢嚎s對(duì)壓氣機(jī)耗功具有相反的影響趨勢(shì)——在等質(zhì)量流量工況下濕壓縮會(huì)使壓氣機(jī)比耗功增加,在等壓比條件下濕壓縮會(huì)使壓氣機(jī)比耗功降低。

4) 在等質(zhì)量流量下,對(duì)于噴濕后動(dòng)葉進(jìn)/出口氣動(dòng)性能沿葉高分布變化分析,由于液滴蒸發(fā)冷卻作用,在進(jìn)口氣體質(zhì)量流量相等的條件下,噴濕會(huì)降低壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子出口氣流溫度,從而出口氣流密度升高,軸向速度降低,引起扭速增大,輪緣功增大,這是等質(zhì)量流量下壓氣機(jī)級(jí)壓比升高,輪緣功增加的主要原因；而等壓比條件下壓氣機(jī)耗功降低的原因,可以通過-圖中2條等壓線之間無冷卻和有冷卻壓縮過程的耗功變化來解釋。