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进口速度分布对短突扩压器性能的影响

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进口速度分布对短突扩压器性能的影响

篇1：进口速度分布对短突扩压器性能的影响

进口速度分布对短突扩压器性能的影响

在任意曲线坐标系下,对环型燃烧室的`三维流场进行了数值计算,研究了四种不同的进口速度分布对扩压器性能的影响.计算结果表明,进口速度大小和方向都对扩压器性能有重要影响,进口速度分布均匀以及方向贴近扩压器壁面,有利于提高扩压器的性能.计算中采用标准k-ε双方程紊流模型,采用控制容积法进行离散,在非交错网格体系下用SIMPLE法求解.

作者：雷雨冰赵坚行 Lei Yubing Zhao Jianxing 作者单位：南京航空航天大学动力工程系,南京,210016 刊名：南京航空航天大学学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF NANJING UNIVERSITY OF AERONAUTICS & ASTRONAUTICS 年，卷(期)： “”(2) 分类号：V235.213 O241.82 关键词：扩压器数值计算非交错网格压力分布流动特性

篇2：短突扩扩压器与火焰筒匹配的实验研究

短突扩扩压器与火焰筒匹配的实验研究

本研究通过实验的手段在前置扩压器的结构和进口马赫数不变的条件下，改变内、外环突扩角和相对突扩间隙，研究总压损失和静压恢复的变化规律。结果表明：在本研究的.参数范围内，存在有最佳的内外环突扩角的组合（βi＝40～45°，βo=45～50°）及相应的相对突扩间隙（δ=1.8），使得总压损失系数σ*有最小值，约为1.7％～1.8％。在βi／βo=45.5°／45°时，有最大的静压恢复系数cp=0.33。

作者：何小民谈浩元 HE Xiao-min TAN Hao-yuan 作者单位：南京航空航天大学 205教研室, 刊名：航空动力学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF AEROSPACE POWER 年，卷(期)： 16(2) 分类号：V231 关键词：扩压器突扩角相对突扩间隙总压损失静压恢复系数

篇3：浅析无叶扩压器宽度对压气机多工况性能论文

浅析无叶扩压器宽度对压气机多工况性能论文

0 引言

车用涡轮增压器离心压气机主要由叶轮、扩压器及压气机蜗壳三大件组成，扩压器作为压气机的关键部件之一，它可使自叶轮出口流入扩压器的流体动能降低，将动能转化为压力能，从而达到增压的效果。一般叶轮出口气流的动能占叶轮对气体所作功的20%～50%[1]，扩压器内部结构形状对于动能转化的影响较大，因此对扩压器内部气体流动及其对压气机性能影响的研究至关重要。莫子高等研究了无叶扩压器宽度对压气机性能的影响，结果表明，减小扩压器宽度可以使扩压器内部气流切向速度分布均匀，缩短了气流路程，减小了摩擦损失。

汤华等对某有叶扩压器离心压气机无叶扩压段型线对压气机性能影响进行了数值研究，研究表明，合理调整无叶扩压段的收缩程度对减小扩压器叶片入口损失有显著影响。马超等研究了无叶扩压器收缩角对压气机性能影响，研究表明采用较大的收缩角可以提高压气机性能，但过大的收缩角会牺牲压气机效率，在离心压气机扩压器设计中要综合考虑压比和效率性能。文献采用实验手段研究了离心压气机7 种不同无叶扩压器设计，得出压壳收敛角提高了压气机级性能以及叶轮性能但恶化了扩压器的性能，过大的压壳收敛角会恶化压气机性能。文献也对扩压器的设计及优化做了大量研究工作。

由于以往的研究基本只对设计转速下的性能进行了分析，车用发动机大部分时间运行在非设计工况，因此很有必要对增压器多工况性能进行分析研究，文章主要对不同扩压器宽度值对压气机的全工况性能进行了数值分析，探索出扩压器宽度对压气机全工况性能的影响。

1 研究对象

文章以某增压器压气机为研究对象，该压气机采用无叶扩压器结构，压气机叶轮采用前倾后弯结构，相关几何尺寸见表1。文章系统地研究了扩压器在2mm、2.6mm、3.21mm 及3.85mm 时对压气机的`性能影响，如表2 所示，尝试探索出扩压器宽度对压气机性能的非线性影响规律。

2 数值模拟及试验验证

计算采用FINE/Turbo 软件包，求解三维雷诺平均N-S 方程组。FINE/Turbo 软件包EURANUS 求解器数值计算应用格子中心有限体积法，空间采用添加人工粘性项的二阶中心差分格式;计算采用三层多重网格结合变时间步长及残差光顺方法进行收敛加速，叶轮进口为全湍流，使用Spalart-All-maras。

一方程湍流模型进行紊流封闭，取压气机叶轮单通道进行模拟，通道边界设置为周期性边界条件，结构网格的使用保证了整个网格的质量，对近壁处的网格进行加密，叶轮及蜗壳拓扑第一层网格高度均为0.001mm，叶轮间隙处设置13 个网格节点，为使网格满足Spalart-Allmaras 湍流模型计算要求，y+值控制在1～7 之间。最终，蜗壳网格数目为1207069;叶轮网格数目为1276608。各压气机方案中叶轮及蜗壳的网格拓扑结构均保持一致，保证了分析结果的可信度。

对压气机进口施加标况下绝对总压、绝对总温以及速度向量方向等边界条件，压气机出口施加质量流量边界条件。固体壁面取不渗透、无滑移、绝热的边界条件，使通过固体壁面的质量通量、动量通量及能量通量为零。判断计算是否收敛，通常以下述几个标准作为参考：全局残差下降三个量级以上;收敛准则最重要的一个参数是进出口质量流量，其相对误差应小于0.02%，且流量不再发生变化;对于定常计算，总体性能参数(效率，压比，扭矩等)都应当恒定，而不再随迭代步数增加而变化。

压气机性能曲线的测取是在压气机特性试验台上完成的，试验台架增压器转速测量采用非接触式磁电传感器加二次仪表显示，系统精度为0.2%;压力测量采用电容式压力传感器;温度测量采用铂热电阻，精度为0.2%;压气机进口流量采用双纽线流量计进行测量，试验台各种温度、压力及转速测量仪器仪表均在使用有效期内，由于对试验测试数据精度要求较高，对测试台架开展了测量系统分析(MSA)，文中MSA 分析对象是针对1 台增压器设计转速下低、中、高三个流量点进行，相当于3 个虚拟的对象，然后让3 位操作者针对每个虚拟对象重复测量3 次，测量系统评估指标如表3 所示，通过数据分析发现本测量系统在压比测量精度方面高于效率测量值，压比和效率测量的%SV 值均小于19%，可区分的类别数均大于5，测量系统可信度较高。

设计转速下扩压器宽度为3.21mm 时压气机数值模拟结果与试验结果对比。模拟计算的最高效率点出现在相对流量0.75附近。压气机压比模拟结果与试验结果吻合良好，最高增压比相差不超过0.5，变化小于2.5%，而最高效率模拟值与试验相差为1%，且模拟值像是试验测试值往右偏移了一小段距离。由此可以认为模拟计算结果具有较高的可信度，可用于不同压气机结构的模拟性能对比。

3 结果分析

当扩压气器宽度由2mm 增加至2.6mm 时，各转速下压比值均呈增长趋势，峰值效率分别增长6.05%，4.99%，3.08%;继续增加扩压器宽度至3.21mm，在中、低转速其压比值与2.6mm 相差不大，而在高速下，其压比开始下降，且随着流量的增大，下降幅度越大，而峰值效率较2.6mm 宽度时在、低、中速分别增长1.46%，0.23%，在高速下降1.1%;当扩压器宽度为3.85mm 时，各转速下的压比较3.21mm 时均出现下降，转速越高，下降幅度越大，各转速峰值效率较3.21mm 宽度时分别降低4.65%， 5.81%及7.48%。可见，随着扩压器宽度的增加，压比出现了先增长后降低的趋势，而效率随着扩压器宽度的增加有向低速性能倾斜的趋势，如扩压器宽度为3.21mm 时，低速性能最好，但随着扩压器宽度继续增加压气机性能出现恶化，综上所述，对于一个固定的叶轮出口叶高值，总存在一个合适的扩压器宽度，其压气机综合性能最佳。

4 流场分析

不同方案设计转速小流量点下周向平均绝对速度流线分布，扩压器宽度为2mm 及2.6mm 时，扩压器内还直观地发现回流，而当扩压器宽度增加至3.21mm 时，扩压器内靠近轮缘一侧开始出现回流，回流区域约占通道宽度的1/3，随着扩压器宽度继续增大，扩压器内回流占据了整个通道的大部分区域，极大地影响了压气机的稳定性。

设计工况小流量工况下扩压器入口(叶轮出口)截面及扩压器出口截面展向方向周向平均绝对速度径向分量分布，绝对速度径向分量Vr 小于零意味着扩压器内存在回流，可以看出，在靠近轮缘区域，各种方案下均存在一定程度的回流，扩压器宽度较小时，对叶轮出口参数影响很小，以扩压器宽度为3.85mm 时回流最强，这与绝对速度流线图相对应。由于通道内每个截面流量一定，轮缘侧速度降低导致3.85mm 扩压器轮毂一侧加速。从出口位置截面可以看出，各方案下径向速度相差较大，扩压器宽度越小，扩压能力越低，大部分流体动能没有转化成压力能，由于流体切向速度分量只与径向位置有关，因此小扩压器压气机在小流量工况时，径向速度分量较小，绝对速度更倾向于径向方向，使压气机工作更为稳定。靠近扩压器出口某一位置处绝对气流角分布，可见随着扩压器宽度的增加，绝对速度更倾向于切向方向，在气流动能不足以克服在扩压器中形成的压力梯度时，流体不能流出扩压器，从而在流量还相对较大时就发生失速，甚至喘振。

5 结束语

(1)采用较宽的的扩压器，可以将叶轮出口的气流动能充分地转化为压力能，能有效提高压气机压比，但扩压器宽度增长到一定程度后，高速压比开始降低，继续增加扩压器宽度，扩压器中流体分流损失增大，导致压气机各转速压比均出现下降。

(2)采用较宽的的扩压器后，低速效率得到一定程度的提升，压气机效率岛向低速倾斜，但过大的扩压器宽度会导致压气机性能恶化，甚至低于小扩压器宽度的性能，此外，随着扩压器宽度的增加，在小流量时，压气机稳定性下降，喘振流量增大。

篇4：突扩扩压器突扩间隙与压力损失间关系的研究

突扩扩压器突扩间隙与压力损失间关系的研究

通过数值计算和试验两种方法研究了短突扩扩压器突扩间隙与压力损失间的变化规律并探讨了变化机理.研究在前置扩压器结构和进口马赫数保持不变的前提下,分别通过改变前置扩压器和火馅筒的.位置两种方式改变突扩间隙,研究总压损失系数的变化规律.结果表明:在本研究参数范围内,当突扩间隙较小时,前置扩压器出口气流拐弯剧烈,流线是非光滑的;相反,则会导致前置扩压器出口气流的二次分离,在突扩区形成两个涡.而且气流拐弯剧烈、流量分配不均匀.因而存在有最佳的相对突扩间隙(δ=1.8～2.0),使得总压损失最小(1 6%～1 75%).

作者：何小民毛军逵谈浩元作者单位：南京航空航天大学能源与动力学院,江苏南京,210016 刊名：推进技术 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF PROPULSION TECHNOLOGY 年，卷(期)： 23(2) 分类号：V235.1 关键词：突扩扩压器突扩间隙总压损失

篇5：叶片周向弯曲角度对扩压叶栅气动性能的影响

叶片周向弯曲角度对扩压叶栅气动性能的影响

为了改善扩压叶栅气动性能,采用拟压缩性方法对不同周向弯曲角度的正弯曲叶片压气机叶栅内三维粘性流场进行了数值模拟.结果表明,随着弯曲角度的增加,端部流动状况逐渐得到改善,叶栅中部流动损失逐渐增加.正弯20°时可基本控制端部扩压因子至0.6以下.叶片弯曲角度的选择应以能满足设定目标的`最小角度为最佳,过大的角度将会导致动静叶间匹配困难和较大的吸力面尾缘回流区

作者：杨科王会社钟兢军王仲奇作者单位：杨科,钟兢军,王仲奇(哈尔滨工业大学,能源科学与工程学院,黑龙江,哈尔滨,150001)

王会社(哈尔滨工业大学,能源科学与工程学院,黑龙江,哈尔滨,150001;清华大学,热能工程系,北京,100084)

刊名：哈尔滨工业大学学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF HARBIN INSTITUTE OF TECHNOLOGY 年，卷(期)：2002 34(4) 分类号：V232.41 关键词：弯曲叶片压气机拟压缩方法周向弯曲

篇6：速度比对波瓣混合器混合气动性能的影响

速度比对波瓣混合器混合气动性能的影响

在常压、双涵进气条件下,通过对几种波瓣混合器与圆形收敛喷管组合的出口流场测试,研究不同外、内涵速度比情况下,波瓣混合器的混合气动性能(压力和温度均匀度、压力损失系数等)变化规律,为对比起见,还对环形混合器组合进行了试验.试验表明:在本试验范围内,随着速度比的增加,压力均匀度曲线呈“凸”形,冷态试验时,峰值在速度比1.0处,热态试验时,峰值在0.68附近(冷、热态峰值的速度都与温度比的'平方根成正比).压力损失系数曲线呈“凹”形,冷态试验时,谷值速度比小于1.0,热态试验时,谷值在速度比更小处,温度均匀度曲线则随着速度比的增加呈下降趋势,在速度比0.2～0.7之间,温度均匀度随速度比的变化基本呈线性关系,而在速度比大于0.7以后,则下降趋势变平缓.

作者：路玉霞吴寿生魏福清黄勇作者单位：北京航空航天大学,动力系,北京,100083 刊名：航空动力学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF AEROSPACE POWER 年，卷(期)： 17(1) 分类号：V231.3 关键词：波瓣混合器气动性能速度比均匀度压力损失系数

篇7：叶栅反推器几何进气角、压比对反推性能的影响

叶栅反推器几何进气角、压比对反推性能的影响

航空发动机叶栅反推器叶型参数与反推效率、流量系数之间的规律对于反推装置的设计具有重要意义.建立了外涵叶栅反推器的`轴对称计算模型,给出了内涵计算域的有效处理方法.利用数值模拟手段研究了叶片几何进气角、外涵入口压比的变化对反推效率、流量系数等的影响规律,并将计算结果与可能得到的试验结果的数据点进行了比较.结果表明,计算结果与实验结果吻合.当β1γ小于30°时,随着几何进气角的增加,反推效率快速增加,流量系数则迅速下降;当30°<β1γ<55°时,反推效率和流量系数随压比的变化都有较大波动;当β1γ大于55°时,继续增大叶片几何进气角β1γ,流量系数和反推效率均大幅下降.反推效率随着压比的增大而降低.在较小几何进气角时,流量系数随压比增大而增大,在较大几何进气角时,流量系数随压比变化不大.

作者：何艳刘友宏 HE Yan LIU You-hong 作者单位：北京航空航天大学能源与动力工程学院,北京,100191 刊名：科学技术与工程 ISTIC英文刊名：SCIENCE TECHNOLOGY AND ENGINEERING 年，卷(期)： 10(2) 分类号：V231.3 关键词：叶栅反推器几何进气角压比反推效率流量系数