邢世凱 李聚霞 馬朝臣 陳立輝 李 晴

1.河北師范大學(xué)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，石家莊，0500242.石家莊信息工程職業(yè)學(xué)院，石家莊，0500353.北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院，北京，100081

可調(diào)向心渦輪增壓器調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

邢世凱1李聚霞2馬朝臣3陳立輝1李 晴1

1.河北師范大學(xué)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，石家莊，0500242.石家莊信息工程職業(yè)學(xué)院，石家莊，0500353.北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院，北京，100081

提出了一種新型的增壓器調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)方案，該設(shè)計(jì)方案取消了傳統(tǒng)增壓器調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)中的噴嘴座或定距套結(jié)構(gòu)，利用3個(gè)固定導(dǎo)葉來控制噴嘴環(huán)的寬度。該設(shè)計(jì)方案力圖減小蝸殼或?qū)~流道中由于特定結(jié)構(gòu)所導(dǎo)致的局部擾動(dòng)，減小其流動(dòng)損失，提高渦輪效率。對(duì)該設(shè)計(jì)方案與噴嘴座結(jié)構(gòu)方案、定距套結(jié)構(gòu)方案進(jìn)行了相同工況的數(shù)值計(jì)算，通過計(jì)算結(jié)果的對(duì)比，從理論上驗(yàn)證了設(shè)計(jì)方案的可行性。

可變幾何截面渦輪增壓器；調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)；優(yōu)化設(shè)計(jì)；渦輪效率；數(shù)值計(jì)算

0 引言

可調(diào)向心渦輪增壓能在較寬廣范圍內(nèi)適應(yīng)車用發(fā)動(dòng)機(jī)的工作要求，具有廣闊的應(yīng)用前景[1-3]。近年來，不少學(xué)者對(duì)可調(diào)向心渦輪增壓器調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化和改進(jìn)[4-5]。目前，市場(chǎng)上的可調(diào)向心渦輪增壓器調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)主要采用在蝸殼中設(shè)置噴嘴座或在噴嘴環(huán)流場(chǎng)中設(shè)置定距套的結(jié)構(gòu)方式，來控制噴嘴環(huán)的寬度，保證可調(diào)導(dǎo)葉的靈活運(yùn)轉(zhuǎn)。

定距套結(jié)構(gòu)的應(yīng)用，會(huì)帶來導(dǎo)葉間的局部流動(dòng)干擾，加大噴嘴環(huán)流場(chǎng)的流動(dòng)阻力，降低渦輪效率；噴嘴座結(jié)構(gòu)的采用雖能降低噴嘴環(huán)流場(chǎng)流動(dòng)損失，但蝸殼流場(chǎng)內(nèi)的流動(dòng)損失會(huì)有所增加。現(xiàn)有的可調(diào)向心渦輪增壓器調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)的以上缺點(diǎn)制約了可調(diào)向心渦輪增壓器的推廣應(yīng)用，應(yīng)采取針對(duì)性的措施予以解決。

此前，針對(duì)可調(diào)向心渦輪性能的研究主要集中在導(dǎo)葉形狀、導(dǎo)葉開度變化、導(dǎo)葉葉端間隙等對(duì)渦輪性能的影響方面[6-9]。研究過程中，一般不考慮噴嘴座或定距套結(jié)構(gòu)的局部流動(dòng)干擾，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果與真實(shí)值產(chǎn)生偏差[10-11]。因此，在數(shù)值計(jì)算中應(yīng)該充分考慮定距套或噴嘴座等特殊結(jié)構(gòu)對(duì)渦輪流場(chǎng)產(chǎn)生的影響，使數(shù)值計(jì)算更有指導(dǎo)意義，為渦輪的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考[12]。

針對(duì)目前可調(diào)向心渦輪增壓器調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)存在的上述問題，筆者提出一種新型的增壓器調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)方案，并對(duì)該設(shè)計(jì)方案與噴嘴座結(jié)構(gòu)方案、定距套結(jié)構(gòu)方案進(jìn)行相同工況的數(shù)值計(jì)算，通過計(jì)算結(jié)果對(duì)比，從理論上驗(yàn)證了設(shè)計(jì)方案的可行性。

1 改型設(shè)計(jì)方案

改型設(shè)計(jì)方案如圖1所示，3個(gè)固定導(dǎo)葉通過安裝軸以相同的開度α均勻或非均勻地固定在葉片座一側(cè)的同一圓周上，用固定導(dǎo)葉來控制噴嘴環(huán)的寬度。固定導(dǎo)葉采用鈍頭氣動(dòng)葉型，以減小對(duì)來流方向的敏感性，使導(dǎo)葉安裝角與增壓器設(shè)計(jì)工況點(diǎn)相適應(yīng)。

1.固定導(dǎo)葉 2.可調(diào)導(dǎo)葉 3.葉片座圖1 增壓器調(diào)節(jié)裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of turbocharger regulating mechanism

n個(gè)可調(diào)導(dǎo)葉通過安裝軸活動(dòng)地安裝在葉片座上并分布在3個(gè)固定導(dǎo)葉之間，固定導(dǎo)葉和可調(diào)導(dǎo)葉將此圓周等分。可調(diào)導(dǎo)葉的初始安裝角度大小互不相等，即α1≠α2≠…≠αn，以使導(dǎo)葉入口與蝸殼出口的氣流角相適應(yīng)，減小蝸殼出口氣流對(duì)導(dǎo)葉的沖擊，減小由于導(dǎo)葉開度不合適而產(chǎn)生的流動(dòng)損失。

2 計(jì)算模型的建立與驗(yàn)證

2.1 幾何模型的建立

以某可調(diào)向心渦輪增壓器徑流式渦輪為研究對(duì)象。該增壓器采用單通道無葉蝸殼，包含11個(gè)導(dǎo)流葉片和9個(gè)徑流式渦輪轉(zhuǎn)子葉片，轉(zhuǎn)子葉片入口氣流角為0°(直葉片)。增壓器渦輪級(jí)實(shí)體模型如圖2所示。

圖2 渦輪級(jí)實(shí)體模型Fig.2 Turbine stage model

2.2 計(jì)算區(qū)域的離散

2.2.1 蝸殼流道網(wǎng)格劃分

將蝸殼三維模型的iges文件導(dǎo)入FINE/Turbo軟件包中的IGG模塊并進(jìn)行蝸殼流道的網(wǎng)格劃分，生成蝸殼中設(shè)置噴嘴座和蝸殼中不設(shè)置噴嘴座兩種結(jié)構(gòu)的蝸殼流道網(wǎng)格。可調(diào)向心渦輪中的噴嘴座結(jié)構(gòu)如圖3所示。采用分塊(block)劃分蝸殼流道網(wǎng)格，各塊劃分網(wǎng)格時(shí)使用蝶形(butterfly)網(wǎng)格技術(shù)提高網(wǎng)格質(zhì)量和網(wǎng)格正交性。得到蝸殼流道各塊的模型網(wǎng)格后，利用FINE/IGG連接功能中的完全非匹配連接方法，進(jìn)行網(wǎng)格塊之間拓?fù)渚W(wǎng)格結(jié)構(gòu)的計(jì)算和聯(lián)通。

圖3 可調(diào)向心渦輪噴嘴座結(jié)構(gòu)Fig.3 Nozzle seat structure of variable radial inflow turbine

2.2.2 改型設(shè)計(jì)方案導(dǎo)葉流道的網(wǎng)格劃分

圖4所示為改型設(shè)計(jì)方案固定導(dǎo)葉與可調(diào)導(dǎo)葉的周向分布情況，將導(dǎo)葉4、導(dǎo)葉7、導(dǎo)葉11作為改型設(shè)計(jì)方案中的固定導(dǎo)葉(3個(gè)固定導(dǎo)葉周向非均勻布置)，其他導(dǎo)葉為可調(diào)導(dǎo)葉。導(dǎo)葉流道網(wǎng)格劃分過程中，固定導(dǎo)葉的開度為增壓器設(shè)計(jì)工況所對(duì)應(yīng)的導(dǎo)葉開度，在任何工況下都保持在最初的安裝位置，始終保持不變。改型設(shè)計(jì)方案的導(dǎo)葉流道網(wǎng)格共分成55塊，總網(wǎng)格數(shù)為2 613 611。

圖4 固定導(dǎo)葉與可調(diào)導(dǎo)葉的周向分布Fig.4 Circumferential distribution of fixed guide vanes and adjustable guide vanes

2.2.3 定距套結(jié)構(gòu)方案導(dǎo)葉流道網(wǎng)格劃分

圖5所示為定距套與可調(diào)導(dǎo)葉的周向分布情況。定距套的位置和尺寸參照GARRETT公司生產(chǎn)的某可調(diào)向心渦輪增壓器定距套相關(guān)參數(shù)進(jìn)行確定。由于導(dǎo)葉流道網(wǎng)格一般直接利用FINE/AutoGrid模塊自動(dòng)生成，故在導(dǎo)葉流道中增加定距套結(jié)構(gòu)后，導(dǎo)葉流道網(wǎng)格的生成難度增加。經(jīng)過多次探索和嘗試，定距套采用分流葉片的方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分，最終生成的導(dǎo)葉流道網(wǎng)格如圖6所示。定距套結(jié)構(gòu)方案的導(dǎo)葉流道網(wǎng)格共分成70塊，總網(wǎng)格數(shù)為3 458 322。

圖5 定距套與可調(diào)導(dǎo)葉的周向分布Fig.5 Circumferential distribution of spacer sleeves and adjustable guide vanes

圖6 定距套結(jié)構(gòu)方案的導(dǎo)葉流道網(wǎng)格Fig.6 Spacer sleeve structure scheme flow field mesh

2.2.4 葉輪流道的網(wǎng)格生成

葉輪流道部分的計(jì)算網(wǎng)格，可以直接利用FINE/AutoGrid模塊來自動(dòng)生成。將葉片壓力面、吸力面、輪緣線和輪轂線的dat幾何數(shù)據(jù)文件導(dǎo)入AutoGrid中，通過設(shè)定葉片數(shù)目，葉輪流道展向、流向、周向網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)等控制參數(shù)，生成完整的葉輪流道網(wǎng)格。

2.2.5 渦輪級(jí)的網(wǎng)格生成

生成蝸殼、可調(diào)導(dǎo)葉及葉輪流道的計(jì)算網(wǎng)格后，在IGG中進(jìn)行組合，將可調(diào)導(dǎo)葉出口和葉輪進(jìn)口處設(shè)置為轉(zhuǎn)靜子交界面。蝸殼出口和可調(diào)導(dǎo)葉進(jìn)口采用完全非匹配連接條件。蝸殼入口設(shè)為整級(jí)數(shù)值計(jì)算入口(INL)，葉輪延長(zhǎng)段出口設(shè)為計(jì)算出口(OUT)，得到渦輪級(jí)全周計(jì)算模型流道網(wǎng)格，如圖7所示。

圖7 渦輪級(jí)流道網(wǎng)格Fig.7 Turbine stage flow field mesh

2.3 計(jì)算參數(shù)設(shè)定

選取理想空氣作為流體模型，選擇湍流N-S流動(dòng)控制方程、S-A湍流模型。對(duì)旋轉(zhuǎn)部分給定轉(zhuǎn)速，設(shè)定轉(zhuǎn)靜子交界面的上下游，選擇轉(zhuǎn)子凍結(jié)法完成上下游的連接。進(jìn)口邊界給定蝸殼進(jìn)口總溫、總壓及氣流方向；出口邊界給定平均靜壓；固體壁面取不滲透、無滑移、絕熱的邊界條件。選擇中心差分并結(jié)合四階耗散項(xiàng)對(duì)空間進(jìn)行離散，采用四階Runge-Kutta格式進(jìn)行時(shí)間推進(jìn)求解；全多重網(wǎng)格數(shù)設(shè)為3；CFL數(shù)設(shè)為3；采用當(dāng)?shù)貢r(shí)間步長(zhǎng)法、隱式殘差光順法來加速收斂。采用均勻初場(chǎng)條件，初始湍流黏度取 0.0001 m2/s。

2.4 計(jì)算模型驗(yàn)證

圖8為75%導(dǎo)葉開度，相似轉(zhuǎn)速5730 r/(min·K1/2)時(shí)數(shù)值計(jì)算和性能試驗(yàn)的渦輪特性對(duì)比圖。渦輪特性測(cè)試原理及試驗(yàn)方法已在文獻(xiàn)[13]中進(jìn)行了詳細(xì)論述。

(a)渦輪流量特性

(b)渦輪效率特性圖8 計(jì)算模型驗(yàn)證Fig.8 Numerical simulation model validation

由于模型忽略了導(dǎo)葉間隙的影響，故流量的試驗(yàn)值大于計(jì)算值，效率的試驗(yàn)值小于計(jì)算值。由圖8可知，渦輪特性曲線中計(jì)算值和試驗(yàn)值較接近，且與渦輪特性趨勢(shì)一致，誤差均在允許范圍之內(nèi)?？紤]到建模誤差、數(shù)值誤差及試驗(yàn)系統(tǒng)誤差的影響，可認(rèn)為本文計(jì)算所采用的數(shù)值方法和計(jì)算網(wǎng)格是有效的，證明采用同樣的數(shù)值方法和模型網(wǎng)格可用于后續(xù)的研究。

3 改型設(shè)計(jì)方案效果分析

為了驗(yàn)證設(shè)計(jì)的新型可調(diào)向心渦輪增壓器調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)(以下簡(jiǎn)稱改型設(shè)計(jì)方案)的使用效果，進(jìn)行了改型設(shè)計(jì)方案與噴嘴座結(jié)構(gòu)方案、定距套結(jié)構(gòu)方案對(duì)應(yīng)工況的數(shù)值計(jì)算。通過3種方案計(jì)算結(jié)果中相關(guān)參數(shù)的對(duì)比，驗(yàn)證改型設(shè)計(jì)方案的有效性。

3.1 改型設(shè)計(jì)方案對(duì)可調(diào)向心渦輪效率的影響

對(duì)改型設(shè)計(jì)方案、噴嘴座結(jié)構(gòu)方案、定距套結(jié)構(gòu)方案進(jìn)行了相同工況的數(shù)值計(jì)算，通過效率對(duì)比，從理論上驗(yàn)證設(shè)計(jì)方案的可行性。計(jì)算中，改變各可調(diào)導(dǎo)葉的開度，保證3種方案在同一邊界條件下渦輪的流量相同，來研究改型設(shè)計(jì)方案的可行性。3種方案在額定功率工況和最大轉(zhuǎn)矩工況對(duì)應(yīng)導(dǎo)葉開度下不同相似轉(zhuǎn)速時(shí)的效率對(duì)比如圖9、圖10所示。

(a)相似轉(zhuǎn)速5722 r/(min·K1/2)

(b)相似轉(zhuǎn)速5816 r/(min·K1/2)圖9 額定功率工況對(duì)應(yīng)導(dǎo)葉開度效率對(duì)比Fig.9 Efficiency comparison at the guide vane opening corresponding to the rated power condition

(a)相似轉(zhuǎn)速5722 r/(min·K1/2)

(b)相似轉(zhuǎn)速5816 r/(min·K1/2)圖10 最大轉(zhuǎn)矩工況對(duì)應(yīng)導(dǎo)葉開度效率對(duì)比Fig.10 Efficiency comparison at the guide vane opening corresponding to the maximum torque condition

由圖9、圖10可知，改型設(shè)計(jì)方案與噴嘴座結(jié)構(gòu)方案、定距套結(jié)構(gòu)方案相比，導(dǎo)葉不同開度、不同相似轉(zhuǎn)速條件對(duì)應(yīng)的各工況點(diǎn)渦輪效率均有所升高。這主要是因?yàn)楦男驮O(shè)計(jì)方案取消了噴嘴座結(jié)構(gòu)方案蝸殼流場(chǎng)中的3個(gè)矩形截面連接臂或定距套結(jié)構(gòu)方案噴嘴環(huán)流場(chǎng)中的3個(gè)圓柱形定距套，減小了蝸殼流場(chǎng)或噴嘴環(huán)流場(chǎng)中局部流動(dòng)的干擾，流動(dòng)損失下降。進(jìn)一步分析可知，導(dǎo)葉開度相同時(shí)，大速比時(shí)的效率提高幅度比小速比時(shí)更為明顯。通過渦輪級(jí)采用噴嘴座結(jié)構(gòu)方案、定距套結(jié)構(gòu)方案和改型設(shè)計(jì)方案各對(duì)應(yīng)工況點(diǎn)的效率對(duì)比，從理論上驗(yàn)證了改型設(shè)計(jì)方案的可行性。

3.2 改型設(shè)計(jì)方案對(duì)蝸殼出口氣流角的影響

3.2.1 蝸殼流場(chǎng)周向角定義

圖11為蝸殼結(jié)構(gòu)及其坐標(biāo)示意圖，葉輪旋轉(zhuǎn)軸為 z 軸，坐標(biāo)系滿足右手定則，定義周向角θ從0-0截面(y軸正方向所通過的蝸殼截面，即蝸殼流道中流量開始減小的截面)開始沿逆時(shí)針方向旋轉(zhuǎn)。

圖11 蝸殼流場(chǎng)周向角定義Fig.11 Definition of volute flow field circumferential angle

3.2.2 改型設(shè)計(jì)方案對(duì)蝸殼出口氣流角的影響

圖12所示為不同工況噴嘴座結(jié)構(gòu)方案、定距套結(jié)構(gòu)方案與改型設(shè)計(jì)方案對(duì)應(yīng)導(dǎo)葉50%葉高位置蝸殼出口氣流角周向分布對(duì)比情況。

由圖12可知，噴嘴座結(jié)構(gòu)方案對(duì)應(yīng)的蝸殼出口氣流角周向范圍內(nèi)出現(xiàn)了3個(gè)氣流角明顯增大的區(qū)域。該方案在蝸殼流場(chǎng)中設(shè)置了3個(gè)非均勻布置的矩形截面噴嘴座連接臂，由于連接臂后方區(qū)域的徑向速度較大，切向速度較小，故圖12中3個(gè)連接臂后方區(qū)域蝸殼出口氣流角明顯增大，導(dǎo)致蝸殼出口氣流直接撞擊導(dǎo)葉，流動(dòng)損失變大。

(a) 額定功率工況

(b) 最大轉(zhuǎn)矩工況圖12 蝸殼出口氣流角周向分布對(duì)比Fig.12 Circumferential distribution comparison of volute outlet flow angle

由圖12可知，定距套結(jié)構(gòu)方案對(duì)應(yīng)的蝸殼出口氣流角周向范圍內(nèi)出現(xiàn)了3處氣流角明顯減小的區(qū)域。該方案在噴嘴環(huán)流場(chǎng)中設(shè)置了3個(gè)非均勻布置的圓柱形定距套，定距套結(jié)構(gòu)會(huì)對(duì)上游蝸殼流場(chǎng)內(nèi)的流動(dòng)產(chǎn)生影響，使定距套前方區(qū)域徑向速度明顯降低，切向速度變化不大，導(dǎo)致蝸殼出口氣流角明顯減小。

改型設(shè)計(jì)方案取消了噴嘴座或定距套等結(jié)構(gòu)，蝸殼出口氣流角周向分布更為均勻，蝸殼流動(dòng)的周向不均勻性明顯減弱。90°～350°(蝸舌對(duì)應(yīng)位置)周向角范圍內(nèi)的蝸殼出口氣流角較為穩(wěn)定，蝸殼出口氣流角與此時(shí)的導(dǎo)葉開度角相接近，蝸殼出口氣流能夠平順地進(jìn)入導(dǎo)葉流道，解釋了渦輪效率提高的原因。從圖12中還可看出，在蝸殼出口整周范圍內(nèi)，出現(xiàn)了與導(dǎo)葉數(shù)11相同的氣流角波動(dòng)，進(jìn)一步說明蝸殼下游噴嘴環(huán)流場(chǎng)會(huì)對(duì)上游蝸殼流場(chǎng)產(chǎn)生影響，加劇了蝸殼流動(dòng)周向的不均勻性。

4 結(jié)論

(1)針對(duì)可調(diào)向心渦輪增壓器調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)存在的主要缺陷，提出了一種用固定導(dǎo)葉代替噴嘴座或定距套結(jié)構(gòu)的可調(diào)向心渦輪增壓器調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)方案。

(2)通過渦輪級(jí)采用噴嘴座結(jié)構(gòu)方案、定距套結(jié)構(gòu)方案和改型設(shè)計(jì)方案各對(duì)應(yīng)工況點(diǎn)的效率對(duì)比，從理論上驗(yàn)證了改型設(shè)計(jì)方案的可行性。

(3)改型設(shè)計(jì)方案與噴嘴座結(jié)構(gòu)方案、定距套結(jié)構(gòu)方案相比，減少了渦輪級(jí)的局部流動(dòng)干擾，有效地解決了目前可調(diào)向心渦輪增壓器調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)存在的主要問題。

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(編輯 張 洋)

Optimal Design for Regulating Mechanisms of Variable Radial Turbocharger

XING Shikai1LI Juxia2MA Chaochen3CHEN Lihui1LI Qing1

1.School of Vocational and Technical，Hebei Normal University,Shijiazhuang，050024 2.Shijiazhuang Information Engineering Vocational College，Shijiazhuang，050035 3.School of Mechanical Engineering，Beijing Institute of Technology，Beijing，100081

A design scheme of turbocharger regulating mechanisms was proposed. In the design scheme, nozzle seat or spacer sleeve structure in traditional turbocharger was replaced by three fixed guide vanes to control the width of the nozzle ring. The design scheme was expected to realize the decrease of the local disturbance in the volute or in the nozzle ring field caused by the special structure, the decrease of the flow loss and the improvement of the turbine stage efficiency. The numerical calculations of the designed model, the nozzle seat structure model and the spacer sleeve structure model were conducted under the same operating conditions. Comparisons among the results of these three types of turbines validated the feasibility of the novel design scheme in theory.

variable geometry turbocharger; regulating mechanism; optimal design; turbine efficiency; numerical calculation

2016-03-07

河北省科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(15273703D)；河北省高等學(xué)校自然科學(xué)研究青年基金資助項(xiàng)目(QN20131017,QN2014164)；河北師范大學(xué)博士基金、應(yīng)用開發(fā)基金資助項(xiàng)目(L2016B15，L2015K08)

TK421.8

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.02.003

邢世凱，男，1974年生。河北師范大學(xué)職業(yè)技術(shù)學(xué)院教授。主要研究方向?yàn)檐囉冒l(fā)動(dòng)機(jī)增壓與排放控制技術(shù)。發(fā)表論文70余篇。E-mail:hbsdxsk@163.com。李聚霞，女，1973 年生。石家莊信息工程職業(yè)學(xué)院副教授。馬朝臣，男，1959年生。北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。陳立輝，男，1977年生。河北師范大學(xué)職業(yè)技術(shù)學(xué)院副教授。李 晴，女，1968年生。河北師范大學(xué)職業(yè)技術(shù)學(xué)院講師。