脈沖氣流條件下離心壓氣機入口流場測量研究

張愷悅，楊名洋，舒夢影，鄧康耀

(上海交通大學機械與動力工程學院，上海 200240)

渦輪增壓技術是提高推進系統升功率的重要方法之一[1]。離心壓氣機是增壓系統的核心部件，其性能及氣動穩定性對增壓系統的性能以及發動機的運行都十分重要[2]。離心壓氣機運行與入口流場結構密切相關[3-6]。因此，離心壓氣機入口流場的測量對開展離心壓氣機性能，尤其是穩定性的研究十分關鍵。

目前已有部分針對壓氣機內部流場的試驗研究。由于離心壓氣機結構緊湊，其流場的測量工作具有一定難度，一般采用特定的技術對壓氣機入口進行流場測量。Han等利用球形五孔探針測量了離心壓氣機入口進氣道內的壓力、氣流角與速度分布，試驗采取非對向與半對向測量結合的方法得到入口氣流角[7]，并利用數值仿真進行了驗證，試驗較為準確地測量了入口的總壓、速度和氣流角的分布。五孔探針可同時獲得氣流角、總壓、靜壓以及速度等氣動參數，但其常用于測量低速、定常不可壓流場[8]，而渦輪增壓離心壓氣機中流場具有強烈非定常性，五孔探針難以適應高速瞬態測量要求。 Matthieu等[9]利用粒子成像技術(PIV)測量了離心壓氣機入口速度，比較了有無入口自循環擴穩處理對壓氣機入口流動的影響。Bhattacharya等[10]利用三維PIV技術測量了多級離心壓縮機內部流場，該方法較為準確直觀，但光路布置十分復雜。Fagan等[11-12]采用激光多普勒測速技術(LDV)測量了離心壓氣機葉輪流道在設計工況與近喘振點的流場，但其僅限單點測量，獲得全場流動信息則較為困難。

渦輪增壓器的離心壓氣機與內燃機進氣歧管連接，導致壓氣機出口面臨強瞬變背壓條件[13]。因其結構緊湊、高頻強非定常的流場特征，目前基于光學的和多孔探針的測量技術難以滿足該條件下的流場測量。熱線風速儀響應頻率、測量精度均較高，對所測流場侵擾小，且易于實現自動步進，因而適用于緊湊空間內高頻變化的強非定常三維流場[14-15]。因此，本研究通過自主研發全自動高頻響步進流場測量裝置，配合一維熱線風速儀，同時開展離心壓氣機入口在穩態及脈沖背壓工況下流場試驗測量研究。

1 壓氣機性能與流動非定常測試平臺

本研究采用上海交通大學離心壓氣機性能與內部流場非定常測試平臺，試驗臺架結構如圖1a所示，實物如圖1b所示。離心壓氣機由功率132 kW的ABB變頻電機驅動，壓氣機轉速可達到90 000 r/min。出口段放置V錐流量計。出口主管與支管安裝有2個閥門(A和B)用于試驗時的壓氣機流量調節。主閥門(A)用于同一轉速下系統流量的粗調，支管閥(B)用于流量的微調以調整壓氣機流量并捕捉壓氣機喘振點。試驗所測離心壓氣機如圖2所示。葉輪出口直徑約為110 mm，無葉擴壓器出口直徑約為120 mm。試驗臺裝配氣流脈沖發生器，通過伺服電機帶動內部閥片轉動可產生用于研究模擬壓氣機出口段真實存在的脈沖背壓。

圖1 離心壓氣機試驗臺架

圖2 離心壓氣機關鍵部件

壓氣機性能可以由所測的進出口流動參數獲得。壓氣機進出口穩態壓力由壓力掃描閥PSI9116測得，其測量誤差為±0.05%FS；穩態流量由出口管道布置的V錐流量計測得，其測量誤差為±0.5%FS；進出口溫度通過Pt100鉑熱電阻測量，其測量誤差為±0.15 K；壓氣機進出口布置有HM90瞬態壓力傳感器，其測量誤差為±0.4%FS；瞬態流量由入口處的一維熱線風速儀測得，測量誤差為±0.5%FS。具體瞬態流量測量方法在文獻[16-17]中有詳細報道。通過NI多通道高速采集卡可以實現各信號的同步采集，試驗采樣率根據壓氣機的工況設置為12～18 kHz，以獲得壓氣機入口的流動結構變化。

2 離心壓氣機入口流場測量技術

選取離心壓氣機入口前一特定截面，利用自主研發的全自動流場步進測量裝置以及一維熱線風速儀探針對所選取的該截面測量點進行測量，制作截面完整速度分布云圖，探明壓氣機在不同運行工況下入口流場畸變規律。

2.1 基于步進熱線風速儀的非定常流場測量裝置

如圖3所示，熱線風速儀流場測量裝置主要架構分為兩部分：底座支撐結構和組合測量結構。底座與試驗臺連接保證整個裝置的穩定性。測量結構由周向及徑向步進電機、旋轉管道、熱線風速儀探針、升降平臺等部件組成。兩個步進電機分別控制測量探針在徑向及周向動作，可使旋轉管360°轉動；徑向螺桿可帶動升降平臺上下移動，探針即可測量離心壓氣機入口截面任意點的流場信息。

圖3 離心壓氣機入口流場測量裝置

本研究采用Dantec一維恒溫熱線風速儀對壓氣機入口速度進行測量，恒溫熱線風速儀利用特制的通電金屬絲與來流發生換熱，在不同的流速下，金屬絲與流體的換熱量不同，內部電橋通過改變電壓的方式使熱線絲處于恒溫狀態，此時測量熱線風速儀的電壓信號便可獲得相應的流體速度。熱線探針與Dantec多通道轉換器相連(見圖4a)，可實現6通道同時進行測量，同時帶有溫度通道及熱敏電阻通道以保證測量的精度及穩定性。熱線電壓信號通過此轉換器與NI采集卡相連，利用PXI采集系統進行數據采集(見圖4b)，實現與壓氣機性能參數采集的同步測量。

圖4 試驗采集系統

試驗通過Dantec熱線風速儀標定系統對一維探針進行標定，其內置限流器可通過改變流通面積將氣流控制在1.46 m/s和53.4 m/s這2個恒定速度。通過采集這2個速度下的熱線電壓，并使用兩點標定法繪制出速度與輸出電壓的曲線。使用5次函數擬合即可將采集信號轉換為流動速度，平均標定誤差小于0.26%。圖5示出連續4日試驗熱線風速儀探針的速度-電壓標定曲線。

圖5 熱線風速儀標定曲線

2.2 壓氣機入口流場測量方法

壓氣機入口流場測量截面距離葉輪入口110 mm，入口段管徑為82 mm，本研究將該測量面均勻分為54個測點(見圖6)。周向控制電機單次步進30°，徑向控制電機單次步進9 mm。

測量開始后，旋轉管沿周向運動，同時徑向電機控制升降平臺向下運動。待觸發限位器后進行復位，實現周向及徑向的初始位置標定。周向與徑向均標定完畢后即開始一輪測量。熱線風速儀探針進行第一個測點的測量，采集完畢后測量探針徑向步進一個測點的距離，等待流場穩定后開始第二個點的流場測量，直至最后一個點測量完畢后進行徑向復位。隨后周向旋轉30°，隨即開始第二輪徑向測量直至整周測量結束。測量流程見圖7。

圖6 離心壓氣機入口流場信息采集

圖7 控制采集程序框圖

圖8 后處理程序框圖

如圖8所示，在后處理程序中輸入相應的運行參數，在非定常工況中獲得相應數量的完整波形，對該波形進行疊加、求平均及濾波處理得到一個完整周期的波形。將所有波形進行鎖相對波后，即獲得有效可用的原始數據，最后將該數據轉換為流場云圖。

3 結果分析

試驗測量了離心壓氣機在40 000 r/min穩態工況下近堵塞流量點，最高效率點及20 Hz脈沖背壓條件下近堵塞點入口流場分布。圖9示出試驗工況下壓氣機的性能曲線。穩態工況下離心壓氣機壓比-流量線為一條平滑曲線。在脈沖背壓條件下，壓氣機入口流量呈現包圍穩態曲線的遲滯環。非穩態工況流量最低點為“A”，沿逆時針方向經過遲滯環平均流量“B”點后，到達最大流量點“C”，經過另一側平均流量點“D”最終回到 “A”點，完成一輪循環。脈沖產生后，系統產生“充滿-排空”效應。“A”—“C”為排空段，進入系統的流量低于離開系統的流量；而“C”—“A”則為充滿段，進入系統的流量高于離開系統的流量。

圖9 離心壓氣機性能曲線

圖10示出40 000 r/min穩態工況下近堵塞流量點與最高效率點壓氣機入口速度分布云圖。穩態工況下壓氣機入口近壁面位置氣流速度較低，高速氣流出現在中部位置。另一方面，壓氣機入口段截面的整體流場出現明顯周向不對稱現象，由圖10a可見，分界線AB兩側流速差異較大。在壓氣機蝸舌下游方向速度較大，而上游的速度較小，此周向速

圖10 穩態工況壓氣機入口速度分布

度分布畸變是由壓氣機蝸殼的周向幾何不對稱性導致的。高低速區域分界線以蝸舌為起點，沿直徑延伸至入口截面另一側。相比之下，非定常畸變效應不明顯(見圖10b)。

圖11示出40 000 r/min，20 Hz脈沖背壓條件下近堵塞流量工況點在同一遲滯環內最低流量點(“A”)、最高流量點(“C”)與平均流量點(“B”、“D”)入口速度分布云圖。與穩態工況類似，脈沖背壓工況下同樣在壓氣機入口截面下方產生高速區，并出現周向非對稱流場畸變。此外，在脈沖背壓工況下，隨著入口流量在遲滯環上的波動，入口平均流速產生顯著變化，壓氣機入口截面平均流速首先急劇增加到達峰值后最終逐漸回到最小值，呈現出明顯的周期波動性。其中“B”、“D”兩點瞬時流量相同，但其速度及周向非對稱畸變卻明顯不同：“B”點的速度及其非對稱畸變強度高于“D”點。“A”時刻分界線兩側未出現明顯差異，在 “A”—“C”“排空”階段，分界線兩側速度差逐漸增大；在 “C”—“A”“充滿”階段，分界線兩側速度差逐漸減小。

圖11 40 000 r/min，20 Hz工況壓氣機入口速度分布

4 結論

a) 壓氣機入口截面速度分布在近堵塞流量工況下出現明顯周向非對稱性，高低速區的分界線以蝸舌為起始點沿直徑延伸至入口截面另一側；而在最高效率點工況下，該分布非對稱性明顯減弱；

b) 20 Hz脈沖背壓下離心壓氣機非定常性能與穩態工況性能曲線存在顯著差異，離心壓氣機入口流量-壓比曲線呈現一個圍繞穩態曲線的遲滯環，且壓氣機入口流場存在顯著的非定常特征：在排空階段，流場存在較強的畸變分布，但在充滿階段該流場畸變特征明顯減弱。