馬文星 王若仰 才委

(吉林大學(xué) 機械科學(xué)與工程學(xué)院，吉林 長春130022)

導(dǎo)葉可調(diào)式液力變矩器具備調(diào)節(jié)靈敏、恒載穩(wěn)定性好、可靠性高等優(yōu)點，故國內(nèi)諸多專家對其特性進行研究.閆國軍等［1］對LB46 型導(dǎo)葉可調(diào)式變矩器進行深入研究，并取得了一定的研究成果，論證其在大功率風(fēng)力發(fā)電機組傳動系統(tǒng)上應(yīng)用的可能性.畢強［2］利用CFX 軟件的SST(Shear-Stress-Transport)兩方程湍流模型對LB46 變矩器進行內(nèi)流場數(shù)值模擬及分析，但是其計算模型采用的是單流道模型，而全流道數(shù)值模擬結(jié)果較單流道準(zhǔn)確可靠.劉春寶等［3］為解決計算機在采用大渦模擬及直接求解計算變矩器瞬態(tài)流動時計算能力不足的問題，提出滑動網(wǎng)格計算方法，該方法在三元件變矩器內(nèi)流場數(shù)值模擬中得到驗證.

可調(diào)式液力變矩器與三元件液力變矩器在結(jié)構(gòu)上存在較大差異:三元件液力變矩器循環(huán)圓一般采用圓形循環(huán)圓，其葉片基本采用空間扭曲型;可調(diào)式液力變矩器采用長方形循環(huán)圓，一般采用柱狀單曲葉片，且同時存在固定與可調(diào)兩種導(dǎo)輪，故內(nèi)部流場形式不同.文中依靠計算機性能提升及計算流體動力學(xué)發(fā)展，建立導(dǎo)葉可調(diào)式液力變矩器三維模型，采用大渦模擬數(shù)值計算方法對變矩器進行全流道數(shù)值仿真，對可調(diào)式液力變矩器可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉在不同開度下的內(nèi)流場進行分析，研究固定導(dǎo)輪及可調(diào)導(dǎo)輪的作用.

1 液力變矩器流場數(shù)值計算方法

液力變矩器內(nèi)部流場比較復(fù)雜，其實際的流動是非定常、三維、不可壓縮、黏性流體的流動.對于不可壓縮流體，在進行流場數(shù)值分析時，遵循流體連續(xù)性方程和動量方程.

流體連續(xù)性方程為

式中，v 為流體速度矢量.

動量方程為

式中，ν 為運動黏度，ν =μ/ρ，μ 為動力黏度，ρ 為密度，F(xiàn) 為流體的質(zhì)量力，p 為壓力，Δp 為壓力梯度.

工程上把流體連續(xù)性方程(1)和動量方程(2)合在一起稱為N-S 方程組，是不可壓縮流體的基本方程組［4］.

常用的湍流模型有:雷諾平均方法(RANS)、直接數(shù)值模擬(DNS)和大渦模擬(LES).由于湍流模型在物理上有無窮多漩渦流動和在數(shù)學(xué)上的強烈非線性，其理論試驗和數(shù)值模擬很難解決湍流問題.雷諾平均方法數(shù)值模擬過程會形成湍流基本方程不封閉問題，失去流動細節(jié)信息.直接數(shù)值模擬計算量大，對計算機依賴強，難以預(yù)測復(fù)雜湍流模型.大渦模擬是一種較新的數(shù)值模擬方法，其方法是通過濾波處理，將小于某個尺度的漩渦過濾出來，對大尺度湍流進行直接數(shù)值模擬，小尺度湍流對大尺度湍流的影響通過近似模型考慮.此方法較雷諾平均方法得到的信息完整，而計算量比直接數(shù)值模擬小.

為保證在內(nèi)流場的數(shù)值模擬過程中計算的準(zhǔn)確性和信息的完整，可利用大渦模擬對可調(diào)式液力變矩器的內(nèi)流場進行數(shù)值模擬［5］.

2 模型建立及仿真

對導(dǎo)葉可調(diào)式液力變矩器進行全流道數(shù)值模擬，其仿真流程如圖1所示［3-5］.

圖1 仿真流程Fig.1 Simulation process

2.1 模型建立及網(wǎng)格劃分

以國內(nèi)風(fēng)電上使用的某型導(dǎo)葉可調(diào)式液力變矩器為數(shù)值模擬對象，建立其在不同開度下的葉片三維模型，圖2為可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉開度k=1.0 時的三維葉片模型［6］.

圖2 可調(diào)式液力變矩器葉片模型Fig.2 Blades model of adjustable hydrodynamic torque converter

導(dǎo)葉可調(diào)式液力變矩器可通過調(diào)節(jié)機構(gòu)轉(zhuǎn)動可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉，使可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉的進出口角發(fā)生變化，從而改變液力變矩器的特性.圖3為不同開度下的可調(diào)導(dǎo)輪葉片位置.

圖3 可調(diào)導(dǎo)輪的不同開度Fig.3 Different openings of adjustable guide wheel

分別抽取導(dǎo)葉開度k =1.0，0.8，0.6 下的全流道模型，并對其劃分網(wǎng)格.

網(wǎng)格劃分是數(shù)值模擬的重要步驟，網(wǎng)格質(zhì)量直接影響到數(shù)值模擬的收斂程度;同時，網(wǎng)格數(shù)目過多會增加數(shù)值模擬計算量.在交界面上對應(yīng)網(wǎng)格間直接交換流場信息，要保證數(shù)值模擬準(zhǔn)確性與信息完整性，需在保證網(wǎng)格質(zhì)量的前提下控制網(wǎng)格數(shù)量，同時邊界周圍的網(wǎng)格須在一定程度上加密［2，6-9］.

泵輪流道網(wǎng)格如圖4所示，泵輪流道網(wǎng)格采用六面體(體網(wǎng)格)進行劃分，邊界周圍網(wǎng)格進行加密.該種網(wǎng)格具有生成質(zhì)量好、數(shù)據(jù)結(jié)構(gòu)簡單、網(wǎng)格對曲面或者空間擬合度高、區(qū)域光滑、與實際模型更接近、計算精度高、更符合實際情況的特點.同時各邊界附近流場流動較其他區(qū)域復(fù)雜，液流在此發(fā)生變化，故對邊界附件網(wǎng)格進行加密，保證計算精度及信息完整.由此，分別對渦輪流道、固定導(dǎo)輪流道及不同開度下的可調(diào)導(dǎo)輪流道進行網(wǎng)格劃分.

圖4 泵輪流道網(wǎng)格Fig.4 Flow field grid of pump

2.2 Fluent 數(shù)值模擬設(shè)置

將流道網(wǎng)格導(dǎo)入Fluent 中，選用基于壓力的分離算法，該算法對動量方程進行的壓力修正源于Simple 算法.空間離散格式為一階上游迎風(fēng)格式，湍流模型選為大渦模擬(LES).邊界條件的設(shè)定為各流道內(nèi)外環(huán)及葉片為壁面，各輪相交面為交界面.計算收斂條件為迭代殘差小于0.001.根據(jù)實際選用流體材料為engineer-oil，密度860 kg/m3，黏度μ為0.0258 kg/(m·s)，泵輪輸入轉(zhuǎn)速nB為1500r/min，分別數(shù)值模擬可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉在不同開度、液力變矩器在不同轉(zhuǎn)速比下的流場情況［5，9］.

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

圖5 k=1.0，i=0.8 泵輪進口流量變化曲線Fig.5 k=1.0，i=0.8 curves of pump impeller inlet flow

導(dǎo)葉可調(diào)式液力變矩器數(shù)值模擬時間步長為Δt=0.0005 s，監(jiān)控泵輪進口的流量.圖5為數(shù)值模擬過程中導(dǎo)葉開度k=1.0、轉(zhuǎn)速比i=0.8 下泵輪的進口流量變化曲線，經(jīng)過200 步計算后流量趨于穩(wěn)定，流動時間t=200 ×Δt=200 ×0.0005 =0.1(s).

分別對可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉開度在k =1.0，0.8，0.6下的全流道模型進行數(shù)值模擬.因為可調(diào)式液力變矩器葉片是柱狀葉片，在不同葉高處液流流動方向與流動速度存在差異，故分別取固定導(dǎo)輪、可調(diào)導(dǎo)輪的流道中間位置，即50%葉高面為觀察面，查看固定導(dǎo)輪、可調(diào)導(dǎo)輪的流場情況.經(jīng)過數(shù)值模擬，該可調(diào)式變矩器可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉開度k=1.0 時，在轉(zhuǎn)速比i=0.8 達到該開度下的效率最高值;在其他開度下，變矩器最高效率點的位置沒有發(fā)生明顯變化，效率值發(fā)生改變.取開度k =1.0，0.8，0.6、轉(zhuǎn)速比i=0.8，0.5 下固定導(dǎo)輪與可調(diào)導(dǎo)輪觀察面的液流速度分布圖及壓力分布圖，進行對比分析.

圖6為可調(diào)導(dǎo)輪開度k =1.0，0.8，0.6，轉(zhuǎn)速比i=0.8，0.5 時，固定導(dǎo)輪與可調(diào)導(dǎo)輪50%葉高附近液流速度分布圖.對比流場圖，固定導(dǎo)輪附近液流流動情況與三元件變矩器相似:高轉(zhuǎn)速比下液流沖擊導(dǎo)輪葉片非工作面，低轉(zhuǎn)速比下液流沖擊導(dǎo)輪葉片工作面.同一開度不同轉(zhuǎn)速比，可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉出口液流流動方大致相同，而導(dǎo)葉進口液流方向發(fā)生變化;不同開度相同轉(zhuǎn)速比，可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉出口液流流動方向發(fā)生變化，導(dǎo)葉進口液流流動方向大致相同［10-14］.

圖7為不同開度和轉(zhuǎn)速比下可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉葉片壓力分布圖.對比壓力分布圖可得，不同開度同一轉(zhuǎn)速比，導(dǎo)葉葉片壓力隨著開度的減小而增大;同一開度下，轉(zhuǎn)速比為i=0.8 時葉片承受的壓力比i=0.5 時的大，且區(qū)域集中，最大壓力區(qū)域主要集中在導(dǎo)葉非工作面進口處，主要原因是固定導(dǎo)輪出口液流的沖擊，其壓力分布與其液流速度分布相符合.

對變矩器可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉局部液流速度分布圖及葉片壓力分布進行分析，可得:

(1)固定導(dǎo)輪流場流動與三元件變矩器相似，高轉(zhuǎn)速比下，固定導(dǎo)輪導(dǎo)葉進口液流沖擊導(dǎo)葉非工作面，導(dǎo)葉改變液流流動方向較小，使可調(diào)導(dǎo)輪進口處液流流動方向與其導(dǎo)葉之間的攻角較小，有效減少沖擊損失;低轉(zhuǎn)速比下，液流沖擊固定導(dǎo)輪導(dǎo)葉工作面，在導(dǎo)葉非工作面出現(xiàn)流動分離.在固定導(dǎo)輪作用下，液流流動方向改變，其與可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉進口的攻角變小，減少可調(diào)導(dǎo)輪進口沖擊損失.提取導(dǎo)輪轉(zhuǎn)矩，如表1所示.對比固定導(dǎo)輪與可調(diào)導(dǎo)輪所承受的扭矩，隨轉(zhuǎn)速比的提高，液流從沖擊固定導(dǎo)輪工作面到非工作面，固定導(dǎo)輪承受的轉(zhuǎn)矩逐漸變小并改變轉(zhuǎn)矩方向，結(jié)合圖6(a)-(f)，可知改變液流方向所需提供的轉(zhuǎn)矩主要由固定導(dǎo)輪承擔(dān)，固定導(dǎo)輪能夠有效減少液流對可調(diào)導(dǎo)輪的沖擊損失，減少可調(diào)導(dǎo)輪承受的轉(zhuǎn)矩.

圖6 50%葉高液流速度分布Fig.6 Velocity distribution of flow in half of blades

圖7 可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉壓力分布Fig.7 Pressure distribution of adjustable guide vane

表1 導(dǎo)輪轉(zhuǎn)矩Table1 Guides wheels torque

(2)可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉進口處液流方向由固定導(dǎo)輪導(dǎo)葉出口處液流方向決定.同一開度不同轉(zhuǎn)速比，固定導(dǎo)輪進口處液流方向不同，導(dǎo)致可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉出口處液流流動方向不同，在可調(diào)導(dǎo)輪的作用下，其出口處液流流動方向相同;不同開度相同轉(zhuǎn)速比，可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉進口處液流流動方向相同，出口液流流動方向不同.

同時，液流在通過可調(diào)導(dǎo)輪后，流動速度增加，開度越大增幅越小，相同開度下轉(zhuǎn)速比i=0.8 時的速度增幅比i=0.5 時大.可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉出口處液流方向由導(dǎo)葉出口角決定.可調(diào)導(dǎo)輪導(dǎo)葉可繞軸旋轉(zhuǎn)改變導(dǎo)葉開度，即改變其進出口角，如圖3所示.泵輪進口處液流流動方向和速度由可調(diào)導(dǎo)輪出口處液流決定，當(dāng)可調(diào)導(dǎo)輪開度發(fā)生變化時，其導(dǎo)葉進出口角改變，泵輪進口處液流流動方向和速度及其進口速度環(huán)量發(fā)生變化，從而使泵輪效率改變，變矩器整體性能發(fā)生變化.故可調(diào)導(dǎo)輪可通過改變其導(dǎo)葉開度來改變變矩器性能，從而擴大其使用范圍［15-16］.

4 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比

根據(jù)相關(guān)試驗數(shù)據(jù)，將測得的性能曲線與仿真曲線進行對比，如圖8所示，兩種曲線較為吻合.變矩比和能容系數(shù)曲線計算準(zhǔn)確，效率曲線相對偏差較大，最大誤差小于10%.故文中采用的計算方法能夠提高流動仿真精度和準(zhǔn)確性［2-3］.

圖8 開度k=1.0 時試驗性能和仿真性能對比Fig.8 Comparison of experiment and simulation when opening k=1.0

5 結(jié)論

(1)數(shù)值模擬導(dǎo)葉可調(diào)式液力變矩器內(nèi)流場流動，提出采用大渦模擬數(shù)值模擬變矩器內(nèi)流場，在保證計算效率的同時，減小數(shù)值模擬過程中的計算誤差，保持計算準(zhǔn)確性和信息完整性.

(2)基于流場計算結(jié)果分析，得到了固定導(dǎo)輪、可調(diào)導(dǎo)輪在變矩器中作用以及變矩器內(nèi)流場情況.固定導(dǎo)輪調(diào)節(jié)可調(diào)導(dǎo)輪進口液流方向，有效減少可調(diào)導(dǎo)輪進口沖擊損失，降低可調(diào)導(dǎo)輪承受轉(zhuǎn)矩.可調(diào)導(dǎo)輪調(diào)節(jié)導(dǎo)葉開度，改變其進出口角，對變矩器性能進行調(diào)整，使變矩器根據(jù)其負載情況改變其性能，擴大變矩器使用范圍.

［1］閆國軍，董泳，陸肇達.導(dǎo)葉可調(diào)式液力變矩器數(shù)學(xué)模型的建立［J］.哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報，2001，33(2):200-202.Yan Guo-jun，Dong Yong，Lu Zhao-da.A dynamic model for variable-speed torque converter with a-djustable guide blades［J］.Journal of Harbin Institute of Technology，2001，33(2):200-202.

［2］畢強.LB46 型可調(diào)式離心渦輪變矩器內(nèi)流場數(shù)值計算及分析［D］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，2011.

［3］劉春寶，馬文星，朱喜林.液力變矩器三維瞬態(tài)流場計算［J］.機械工程學(xué)報，2010，46(14):161-166.Liu Chun-bao，Ma Wen-xing，Zhu Xi-lin.3D transient calculation of internal flow field for hydrod-ynamic torque converter［J］.Journal of Mechanical Engineering，2010，46(14):161-166.

［4］馬文星.液力傳動理論與設(shè)計［M］.北京:化學(xué)工業(yè)出版社，2004.

［5］王福軍.計算流體動力學(xué)分析——CFD 軟件的理論與應(yīng)用［M］.北京:清華大學(xué)出版社，2004.

［6］吳光強，王立軍.基于CFD 的液力變矩器等效參數(shù)性能預(yù)測模型［J］.同濟大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2013，41(1):121-127.Wu Guang-qiang，Wang Li-jun.CFD analysis-based torque converter performance prediction model with equivalent parameters［J］.Journal of Tongji Universitey:Natural Science，2013，41(1):121-127.

［7］國成.大功率液力變矩器三維流場數(shù)值計算域分析［D］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，2013.

［8］韓克非，吳光強，王歡.基于CFD 的泵輪葉柵關(guān)鍵參數(shù)對液力變矩器的性能影響預(yù)測［J］.汽車工程，2010，32(6):497-501.Han Ke-fei，Wu Guang-qiang，Wang Huan.Prediction of the effects of key parameters of pump impeller cascade the performance of torque conv-erter based on CFD［J］.Automotive Engineering，2010，32(6):497-501.

［9］褚亞旭.基于CFD 的液力變矩器設(shè)計方法的理論與實驗研究［D］.長春:吉林大學(xué)機械科學(xué)與工程學(xué)院，2006.

［10］Dong Y，Korivi V，Attibele P，et al.Torque converter CFD engineering(part I):torque ratio and K factor improvement through stator modific-ations［J］.SAE Technical Paper，2002-01-0883.

［11］Dong Y，Korivi V，Attibele P，et al.Torque converter CFD engineering part II:Performance improvement through core leakage flow and cavitation control ［J］.SAE Technical Paper，2002-01-0884.

［12］Wu Guang-qiang，Yan Peng.System for torque converter design and analysis based on CAD/ CFD integrated platform［J］.Chinese Journal of Mechanical Engineering，2008，21(4):35-39.

［13］Song K，Kim K，Park J，et al.Development of the integrated process for torque converter design and analysis［J］.SAE，2008-01-0785.

［14］Kim Q Jang J.Effects of stator shapes on hydraulic performances of an automotive torque conver-ter with a squashed torus［J］.SAE Paper，2002-01-0886.

［15］嚴鵬，吳光強.液力變矩器性能分析［J］.同濟大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2004，32(11):1504-1507.Yan Peng，Wu Guang-qiang.Performance investigation of torque converter［J］.Journal of Tongji University:Natural Science，2004，32(11):1504-1507.

［16］羅虹，王騰騰，李興泉，等.液力變矩器性能參數(shù)的計算誤差及其修正方法［J］.西南交通大學(xué)學(xué)報，2012，47(3):471-476.Luo Hong，Wang Teng-teng，Li Xing-quan，et al.Calculation errors of performance parameters of hydraulic torque converter and their corrections ［J］.Journal of Southwest Jiaotong University，2012，47(3):471-476.