程江華，羅藝偉，張煒，錢煜平，王憲磊，王澤興

(1.中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所柴油機(jī)增壓技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300400；2.清華大學(xué)車輛與運(yùn)載學(xué)院，北京 100084；3.陸軍裝備部駐北京地區(qū)軍事代表局駐北京地區(qū)第八軍事代表室，北京 100072；4.國(guó)家新能源汽車技術(shù)創(chuàng)新中心，北京 100176)

多級(jí)增壓技術(shù)是柴油機(jī)提高功率密度、實(shí)現(xiàn)節(jié)能減排、改善工況性能的有效手段。國(guó)際知名公司均將兩級(jí)渦輪增壓系統(tǒng)視為具有發(fā)展?jié)摿Φ脑鰤杭夹g(shù)，并推出自己的研發(fā)成果和產(chǎn)品。各公司研究對(duì)象、研究角度及研究水平不同，開(kāi)發(fā)的兩級(jí)增壓系統(tǒng)也各具特色。博格華納[1]為重型柴油車開(kāi)發(fā)了可調(diào)兩級(jí)渦輪增壓系統(tǒng)，設(shè)計(jì)方案結(jié)構(gòu)緊湊，各級(jí)增壓器負(fù)荷降低，保證了系統(tǒng)的可靠性和耐久性。FEV[2]開(kāi)發(fā)了GT2兩級(jí)渦輪增壓系統(tǒng)，配備于1.8 L缸內(nèi)直噴汽油機(jī)。與單級(jí)增壓相比，CO2排放降低17%，加速性與3.5 L 6V發(fā)動(dòng)機(jī)相當(dāng)，升功率達(dá)到120 kW/L。ABB、VOITH 等公司研發(fā)的兩級(jí)渦輪增壓系統(tǒng)都已投入市場(chǎng)，并在提升發(fā)動(dòng)機(jī)功率、降低 CO2排放、提高燃油經(jīng)濟(jì)性等方面取得很好效果[3-5]。

與單級(jí)渦輪增壓系統(tǒng)相比，兩級(jí)增壓系統(tǒng)內(nèi)部流動(dòng)復(fù)雜，尤其是在高、低壓壓氣機(jī)級(jí)間復(fù)雜連接管路彎曲導(dǎo)致高壓壓氣機(jī)進(jìn)口發(fā)生流場(chǎng)畸變，從而影響高壓壓氣機(jī)性能。Kim[6]研究了進(jìn)口管路彎曲變化引起的進(jìn)口流場(chǎng)畸變變化及其對(duì)壓氣機(jī)性能的影響，發(fā)現(xiàn)通過(guò)合理的管路布置可以降低級(jí)間管路引起的壓氣機(jī)進(jìn)口畸變程度。鄭新前[7]研究了不同彎管形式對(duì)壓氣機(jī)性能的影響，并探索了最佳的進(jìn)口彎管布置角度以實(shí)現(xiàn)管路最優(yōu)化布置。在工程實(shí)際中，兩級(jí)增壓器級(jí)間連接管路更為復(fù)雜，目前還缺乏針對(duì)復(fù)雜管路特征與管路出口旋流畸變的關(guān)聯(lián)性研究，工程設(shè)計(jì)人員在級(jí)間管路設(shè)計(jì)時(shí)缺少必要的設(shè)計(jì)依據(jù)。

本研究主要針對(duì)兩級(jí)增壓器高、低壓壓氣機(jī)級(jí)間管路開(kāi)展研究，參考SAE AEROSPACE的相關(guān)研究[8]，對(duì)級(jí)間管路內(nèi)部流動(dòng)畸變進(jìn)行量化定義，將級(jí)間管路出口旋流主要分為整體旋渦與成對(duì)旋渦兩類，并引入扇區(qū)旋流強(qiáng)度Sector Swirl (SS)、旋流強(qiáng)度Swirl Intensity (SI)、旋流方向Swirl Directivity (SD)與旋流對(duì)Swirl Pairs (SP)4組參數(shù)對(duì)旋流畸變進(jìn)行量化處理，進(jìn)而通過(guò)數(shù)值仿真揭示級(jí)間管路內(nèi)部畸變流動(dòng)變化規(guī)律及對(duì)高壓壓氣機(jī)性能的影響。

1 旋流畸變定義

高、低壓壓氣機(jī)級(jí)間管路內(nèi)旋流畸變定義具體參考文獻(xiàn)[8]中的2類旋流形式。

1) 整體旋流(Bulk Swirl)

整體旋流畸變是指截面中整個(gè)流場(chǎng)沿一個(gè)方向圍繞壓氣機(jī)旋轉(zhuǎn)軸旋轉(zhuǎn)時(shí)的整體旋渦，如圖1所示。如果流體旋轉(zhuǎn)方向與壓氣機(jī)旋轉(zhuǎn)方向相同，則稱為同向旋轉(zhuǎn)整體旋流；如果流體旋轉(zhuǎn)方向與壓氣機(jī)旋轉(zhuǎn)方向相反，則稱為反向旋轉(zhuǎn)整體旋渦。

圖1 整體旋流形式示意[8]

2) 成對(duì)旋流(Paired Swirl)

成對(duì)旋流是最為常見(jiàn)的旋流類型，該種旋流形式是指流動(dòng)具有一對(duì)或多對(duì)旋轉(zhuǎn)方向相反的旋渦，如圖2所示。

圖2 成對(duì)旋流形式示意[8]

彎曲管路中經(jīng)常會(huì)形成成對(duì)旋流，如圖3所示。流動(dòng)中具有兩個(gè)大小相等且旋轉(zhuǎn)方向相反的旋渦時(shí)，稱為雙旋流；而兩個(gè)旋轉(zhuǎn)方向相反但幅度不同的旋渦，則稱為偏移旋流對(duì)。

進(jìn)一步對(duì)于整體旋流與成對(duì)旋流進(jìn)行量化，具體如下。

流場(chǎng)中任意位置的旋流角α：

(1)

式中：Uθ為圓周方向速度分量(與壓氣機(jī)旋轉(zhuǎn)方向相同為正)；Ux為軸向速度分量。

圖3 雙旋流及偏移旋流形式示意[8]

旋流畸變量化參數(shù)具體包括以下4種：

(1) SS

將進(jìn)口面沿徑向按照不同的半徑位置取多個(gè)圓周線，按照壓氣機(jī)旋轉(zhuǎn)方向定義為0°～360°，并計(jì)算圓周線上各個(gè)位置的旋流角數(shù)值。定義第i圈圓周上旋流角數(shù)值為正的區(qū)域覆蓋角度為θi+，旋流角數(shù)值為負(fù)的區(qū)域覆蓋角度為θi-。對(duì)于一個(gè)典型的旋流形式，其第i圈一周旋流角變化如圖4所示。

圖4 圓周上旋流角變化示意

圖中，旋流角在0°～180°區(qū)間內(nèi)為正，在180°～360°區(qū)間內(nèi)為負(fù)，故θi+=180°，θi-=180°。而扇區(qū)旋流強(qiáng)度則是指定徑向位置圓周上平均正旋渦強(qiáng)度SSi+和平均負(fù)漩渦強(qiáng)度SSi-，計(jì)算公式如下：

(2)

(3)

(2) SI

旋流強(qiáng)度是指每個(gè)環(huán)中所有扇區(qū)絕對(duì)旋渦角的平均值，計(jì)算方法如下：

(4)

(3) SD

旋流方向參數(shù)用來(lái)評(píng)估旋流的整體方向性，計(jì)算方法如下：

(5)

對(duì)于同向旋轉(zhuǎn)的整體旋流，SDi值將為+1；對(duì)于反向旋轉(zhuǎn)的整體旋流，SDi值將為-1；而對(duì)于具有一對(duì)方向相反，幅度相等的雙旋流，SDi值將為0。不同旋流形式旋流方向數(shù)值如圖5所示。

圖5 不同旋流形式SDi數(shù)值變化

(4) SP

旋流對(duì)表示指定環(huán)中存在的交替旋流對(duì)的數(shù)量，計(jì)算公式如下：

(6)

當(dāng)旋流形式為整體旋流時(shí)，該數(shù)值為0.5，而為一對(duì)雙旋流時(shí)，該數(shù)值為1.0。不同形式旋流畸變SPi數(shù)值變化情況如圖6所示。

圖6 不同旋流形式SPi數(shù)值變化

2 研究對(duì)象

主要針對(duì)某型柴油機(jī)兩級(jí)高增壓系統(tǒng)中高、低壓壓氣機(jī)之間的級(jí)間管路開(kāi)展研究，如圖7a所示。兩級(jí)增壓器高、低壓壓氣機(jī)共同工作點(diǎn)匹配參數(shù)如表1所示。本研究針對(duì)管路研究，并未考慮級(jí)間管路中冷器結(jié)構(gòu)對(duì)流動(dòng)的影響，但是保留中冷器進(jìn)出口位置對(duì)管路的幾何約束，提取如圖7b所示的管路模型進(jìn)行流動(dòng)分析研究。

表1 兩級(jí)增壓器工作點(diǎn)匹配參數(shù)

圖7 柴油機(jī)兩級(jí)增壓系統(tǒng)與級(jí)間連接管路

3 數(shù)值仿真

采用ANSYS-CFX軟件對(duì)級(jí)間管路進(jìn)行流動(dòng)仿真分析。級(jí)間管路及高壓壓氣機(jī)蝸殼采用ANSYS-ICEM軟件進(jìn)行四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，高壓壓氣機(jī)葉輪采用ANSYS-Turbogrid軟件進(jìn)行六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分；級(jí)間管路模型網(wǎng)格數(shù)約33萬(wàn)，蝸殼模型網(wǎng)格數(shù)56萬(wàn)，葉輪單通道模型網(wǎng)格數(shù)約119萬(wàn)；網(wǎng)格劃分如圖8所示。湍流模型主要采用SST模型。

圖8 網(wǎng)格劃分

3.1 進(jìn)口邊界條件

在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中，主要考慮級(jí)間管路造成的流動(dòng)損失，在對(duì)流動(dòng)損失進(jìn)行量化時(shí)主要是采用基于均勻法向進(jìn)氣的管路損失系數(shù)進(jìn)行損失計(jì)算。而在真實(shí)條件下，兩級(jí)增壓器高、低壓壓氣機(jī)級(jí)間管路進(jìn)口流場(chǎng)特征由低壓壓氣機(jī)蝸殼出口流場(chǎng)決定。因此，考慮到級(jí)間管路工程設(shè)計(jì)與實(shí)際運(yùn)行時(shí)的進(jìn)口邊界條件差異，首先研究進(jìn)口邊界條件對(duì)級(jí)間管路內(nèi)部流動(dòng)的影響規(guī)律。

楊武亮等[11]對(duì)金縷梅科的半楓荷進(jìn)行了原植物考證、植物形態(tài)、生藥性狀、顯微特征及化學(xué)成分預(yù)試等方面的研究，同年彭余開(kāi)等[12]也對(duì)半楓荷的根、莖、葉的性狀特征及顯微組織、粉末特征進(jìn)行了詳細(xì)描述，這些研究為半楓荷的品種鑒別、資源開(kāi)發(fā)利用和臨床用藥提供了科學(xué)依據(jù)。

在級(jí)間管路進(jìn)口分別給定均勻流場(chǎng)以及低壓壓氣機(jī)出口流場(chǎng)兩類不同邊界條件，研究進(jìn)口條件對(duì)管路損失、高壓壓氣機(jī)進(jìn)口畸變及性能的影響。對(duì)于相同級(jí)間管路及高壓壓氣機(jī)模型，高壓壓氣機(jī)進(jìn)口兩類邊界條件設(shè)置見(jiàn)表2。其中：進(jìn)口邊界條件1為級(jí)間管路進(jìn)口采用低壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速43 000 r/min、總壓比2.3工況的蝸殼出口平均總壓、平均總溫及法向進(jìn)氣作為均勻進(jìn)口邊界條件；進(jìn)口邊界條件2為級(jí)間管路進(jìn)口采用低壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速43 000 r/min、總壓比2.3工況的蝸殼出口總壓分布、總溫分布及速度方向分布作為邊界條件；高壓壓氣機(jī)出口均采用平均靜壓作為邊界條件。低壓壓氣機(jī)蝸殼出口總壓、總溫及速度矢量分布見(jiàn)圖9。

表2 高壓壓氣機(jī)進(jìn)口兩類邊界條件設(shè)置

圖9 低壓壓氣機(jī)蝸殼出口總壓、總溫及速度矢量分布

針對(duì)上述兩種級(jí)間管路進(jìn)口邊界條件進(jìn)行了包含級(jí)間管路的高壓壓氣機(jī)三維定常仿真計(jì)算，級(jí)間管路出口總壓及速度矢量分布見(jiàn)圖10和圖11。

圖10 級(jí)間管路出口總壓分布

圖11 級(jí)間管路出口速度矢量分布

級(jí)間管路采用進(jìn)口邊界條件1(均勻法向進(jìn)氣)時(shí)，級(jí)間管路出口平面具有不同的旋流方向，表現(xiàn)為成對(duì)旋流形式。級(jí)間管路采用進(jìn)口邊界條件2(低壓壓氣機(jī)蝸殼出口流動(dòng)參數(shù)分布)時(shí)，級(jí)間管路出口平面的旋流方向均朝向一個(gè)方向，表現(xiàn)為整體旋流形式。

兩類進(jìn)口邊界條件下級(jí)間管路出口平面上20%R，50%R及80%R(R為管路半徑)三個(gè)徑向位置的旋流角分布情況如圖12和圖13所示。采用進(jìn)口邊界條件1時(shí)，級(jí)間管路出口平面在靠近管壁區(qū)域小尺度旋渦造成旋流角有突變，在20%，50%半徑位置和80%半徑大部分區(qū)域的旋流角基本接近于0°，與圖11a相對(duì)應(yīng)。采用進(jìn)口邊界條件2時(shí)，級(jí)間管路出口平面上氣流的旋流角均為正值，旋流角在不同徑向位置的分布在圓周上呈現(xiàn)波動(dòng)狀態(tài)，且波動(dòng)相位并不完全一致。

圖12 邊界條件1條件下級(jí)間管路出口旋流角分布

圖13 邊界條件2條件下級(jí)間管路出口旋流角分布

兩類進(jìn)口邊界條件對(duì)級(jí)間管路出口流動(dòng)畸變指標(biāo)影響如表3所示。采用進(jìn)口邊界條件2時(shí)，級(jí)間管路出口平面的旋流強(qiáng)度SI大幅高于邊界條件1的情況，在50%R處，兩類進(jìn)口邊界條件下的旋流強(qiáng)度SI比值達(dá)到7.37。

表3 不同進(jìn)口條件下的級(jí)間管路出口平面旋流指標(biāo)

3.2 進(jìn)口邊界條件對(duì)級(jí)間管路下游高壓壓氣機(jī)性能的影響

兩類進(jìn)口邊界條件對(duì)級(jí)間管路下游高壓壓氣機(jī)性能的影響如表4所示，高壓壓氣機(jī)運(yùn)行轉(zhuǎn)速如表1所示。如上一節(jié)所述，不同進(jìn)口邊界條件導(dǎo)致級(jí)間管路出口流動(dòng)畸變指數(shù)存在明顯差異，并導(dǎo)致管路出口流動(dòng)損失相差16%，高壓壓氣機(jī)流量相對(duì)變化2.3%，功率相對(duì)變化1.9%，效率絕對(duì)值相差2個(gè)百分點(diǎn)。

表4 邊界條件類型對(duì)高壓壓氣機(jī)性能的影響

為分析高壓壓氣機(jī)性能差異，進(jìn)一步對(duì)比分析了級(jí)間管路進(jìn)口邊界條件對(duì)級(jí)間管路下游高壓壓氣機(jī)10%，50%和90%葉高B2B截面馬赫數(shù)分布的影響，如圖14所示。在50%葉高B2B截面上，采用進(jìn)口邊界條件1時(shí)高壓壓氣機(jī)主葉片吸力面尾緣處的流動(dòng)分離區(qū)域要顯著大于采用進(jìn)口邊界條件2時(shí)的流動(dòng)分離區(qū)域，這是導(dǎo)致表4中高壓壓氣機(jī)性能降低的主要原因。

圖14 不同葉高B2B截面馬赫數(shù)云圖對(duì)比

3.3 級(jí)間管路內(nèi)部畸變流動(dòng)沿程發(fā)展分析

圖15 截面位置示意

表5 不同截面旋流及總壓損失數(shù)據(jù)

總壓損失系數(shù)在級(jí)間管路進(jìn)口段S1至S2處增加較快，這主要是由于低壓壓氣機(jī)蝸殼出口流動(dòng)在下游發(fā)生摻混，導(dǎo)致?lián)p失快速增加；11%～100%區(qū)域，總壓損失系數(shù)在S3，S4和S5三個(gè)截面上的絕對(duì)值增量為0.054，0.054和0.039，由于S3，S4和S5三個(gè)截面均位于管路折轉(zhuǎn)位置，因此氣流轉(zhuǎn)彎是引起總壓損失的主要原因。

旋流強(qiáng)度在級(jí)間管路內(nèi)部呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢(shì)，氣流由S3流至S4時(shí)，旋流強(qiáng)度減小，主要是因?yàn)镾3至S4是一段較長(zhǎng)的平直段，氣流在平直段內(nèi)由于摻混會(huì)降低旋流強(qiáng)度；每次管路折轉(zhuǎn)會(huì)造成旋流強(qiáng)度產(chǎn)生10%～20%的相對(duì)變化。級(jí)間管路內(nèi)的旋流方向與高壓壓氣機(jī)旋轉(zhuǎn)方向相同，旋流對(duì)指標(biāo)顯示級(jí)間管路基本為整體單旋流。

綜上分析，管路折轉(zhuǎn)主要導(dǎo)致級(jí)間管路內(nèi)部旋流強(qiáng)度的沿程變化，對(duì)總壓損失系數(shù)變化影響較小。因此，管路折轉(zhuǎn)涉及的折彎位置、折轉(zhuǎn)半徑等參數(shù)需要在工程設(shè)計(jì)中結(jié)合低壓壓氣機(jī)蝸殼出口氣流特征進(jìn)行專門考慮與設(shè)計(jì)優(yōu)化，避免級(jí)間管路引發(fā)高壓壓氣機(jī)性能衰減。

4 結(jié)論

a) 級(jí)間管路進(jìn)口邊界條件特征決定了級(jí)間管路出口流動(dòng)畸變指標(biāo)，采用低壓壓氣機(jī)蝸殼出口流動(dòng)特征作為進(jìn)口邊界條件，級(jí)間管路出口平面的旋流強(qiáng)度SI大幅高于均勻法向進(jìn)氣情況，兩類進(jìn)口邊界條件下的50%管路半徑位置旋流強(qiáng)度SI比值可達(dá)到7.37；

b) 兩類進(jìn)口邊界條件的級(jí)間管路出口流動(dòng)損失相差16%，下游高壓壓氣機(jī)流量相對(duì)變化2.3%，功率相對(duì)變化1.9%，效率絕對(duì)值相差2個(gè)百分點(diǎn)；高壓壓氣機(jī)主葉片吸力面尾緣處的流動(dòng)分離區(qū)域的不同是造成壓氣機(jī)性能變化的主要原因；

c) 高、低壓壓氣機(jī)級(jí)間管路出口旋流特征主要是整體單向旋流；級(jí)間管路進(jìn)、出口旋流方向基本一致，旋流旋向與高壓壓氣機(jī)旋轉(zhuǎn)方向相同，即管路折轉(zhuǎn)并不會(huì)引起旋流方向的改變；級(jí)間管路沿程折轉(zhuǎn)主要影響管路內(nèi)部旋流強(qiáng)度的沿程變化，對(duì)總壓損失系數(shù)變化影響較?。辉诠こ谭桨冈O(shè)計(jì)中需要結(jié)合低壓壓氣機(jī)蝸殼出口氣流特征考慮級(jí)間管路折彎位置、折轉(zhuǎn)半徑等參數(shù)的設(shè)計(jì)與優(yōu)化。