黃磊, 趙榮超,諸葛偉林,丁占銘,張揚軍

(1.華南理工大學(xué)機械與汽車工程學(xué)院,廣東 廣州 510641;2.清華大學(xué)汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室,北京 100084;3.中國北方發(fā)動機研究所柴油機增壓技術(shù)重點實驗室,天津 300406)

在渦輪增壓內(nèi)燃機中,渦輪通過回收排氣能量用于增壓,使內(nèi)燃機功率密度與燃油經(jīng)濟性顯著提高。蝸殼的作用是將內(nèi)燃機排氣導(dǎo)向轉(zhuǎn)子,其設(shè)計對渦輪效率具有重要影響[1-5]。在蝸殼設(shè)計中,蝸殼的A/R值對轉(zhuǎn)子進口入射角具有決定性影響,通過合理設(shè)置A/R值可獲得最優(yōu)效率。此外,蝸殼截面形狀對渦輪的內(nèi)部流動損失有重要影響。曹剛等[1]基于數(shù)值模擬方法研究了4種不同形式蝸殼流道對渦輪機性能的影響,發(fā)現(xiàn)梨形截面流道的效果最佳。吳娜等[2]以螺旋貝殼為仿生原型,通過數(shù)據(jù)優(yōu)化得到蝸殼仿生設(shè)計截面曲線,減少了蝸殼壁面流動損失,使渦輪效率提高3%～5%。Wei等[4]建立了發(fā)動機與渦輪的耦合模型,定量對比了單通道蝸殼和雙通道蝸殼設(shè)計對發(fā)動機性能的影響,結(jié)果表明雙通道蝸殼使發(fā)動機輸出功率提高2.3%。以上研究主要關(guān)注蝸殼主要設(shè)計參數(shù),較少考慮蝸殼細節(jié)設(shè)計參數(shù)對轉(zhuǎn)子進口流動畸變的影響。

此外,傳統(tǒng)的蝸殼設(shè)計與性能評價主要基于穩(wěn)態(tài)來流條件,而實際上,由于內(nèi)燃機排氣門周期性啟閉,渦輪進口為脈沖流動,即氣流的壓力、溫度、流量等參數(shù)均周期性變化,蝸殼出口流動角也大幅度偏離設(shè)計值,導(dǎo)致渦輪效率的顯著下降[6-7]。Karamanis等[8]最早通過激光多普勒速度測量儀觀察轉(zhuǎn)子進、出口速度變化,發(fā)現(xiàn)脈沖周期內(nèi)渦輪轉(zhuǎn)子進口相對氣流角在-83°～52°內(nèi)變化,出口相對氣流偏離角在-17°～26°內(nèi)變化,導(dǎo)致渦輪循環(huán)平均效率下降4%～25%。Palfreyman[9]采用數(shù)值模擬方法對同一渦輪的脈沖流動開展研究,發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)子橫截面上的速度分布是高度畸變的,在脈沖波峰時刻,葉片吸力面出現(xiàn)了較強的分離渦和葉尖泄漏渦,是渦輪流動損失的重要來源。Yang等[10]研究了脈沖來流下蝸殼截面形狀對蝸殼內(nèi)部流動損失及下游轉(zhuǎn)子的影響,指出扁平型截面由于轉(zhuǎn)角尖銳導(dǎo)致蝸殼內(nèi)二次流損失增強,轉(zhuǎn)子進口流動畸變增強致效率較低。國內(nèi)外學(xué)者進一步研究了脈沖特征對渦輪特性的影響。Padzillah[11]基于數(shù)值模擬方法,發(fā)現(xiàn)脈沖頻率對轉(zhuǎn)子進口攻角的分布具有顯著影響,當(dāng)脈沖頻率較低時,轉(zhuǎn)子進口攻角周向分布較為均勻,當(dāng)脈沖頻率提高后,進口攻角的周向不均勻程度加劇。王智慧等[12]發(fā)現(xiàn)脈沖頻率對低壓側(cè)轉(zhuǎn)子進口入射角影響更大,脈沖頻率越低,低壓側(cè)的轉(zhuǎn)子進口負入射角越大。劉尹紅等[13]基于數(shù)值模擬方法,發(fā)現(xiàn)導(dǎo)流葉片泄漏流量和總壓損失及激波隨脈沖進口壓力提高而線性增大。趙榮超等[14]研究了脈沖頻率和幅度對兩級渦輪特性的影響,發(fā)現(xiàn)隨脈沖頻率提高,高壓級渦輪平均效率下降,而低壓級渦輪效率變化不大,但脈沖幅度對低壓級渦輪效率的影響顯著。

由于蝸殼設(shè)計參數(shù)與轉(zhuǎn)子進口攻角變化密切相關(guān),而脈沖來流又影響了轉(zhuǎn)子進口攻角的周期性變化,脈沖來流與蝸殼設(shè)計的時空耦合關(guān)系對渦輪效率具有顯著影響,目前蝸殼設(shè)計如何影響氣流角在周向和葉高方向的變化缺乏系統(tǒng)全面的研究,尤其是蝸殼細節(jié)設(shè)計參數(shù)的影響缺乏研究。本研究基于三維非定常數(shù)值模擬方法,研究了脈沖來流下蝸殼出口半徑、蝸殼截面形狀、進口導(dǎo)管角等幾何對渦輪流動特性的影響,以期為脈沖來流下的蝸殼細節(jié)氣動設(shè)計提供參考。

1 數(shù)值仿真模型

1.1 數(shù)值模擬方法

本研究的渦輪應(yīng)用于某柴油機的電動渦輪復(fù)合系統(tǒng),該渦輪包含蝸殼和葉輪兩個主要部件?；贏NSYS CFX平臺開展渦輪內(nèi)部流動的數(shù)值模擬研究,渦輪級的網(wǎng)格劃分如圖1 所示,蝸殼內(nèi)流道采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,葉輪通道內(nèi)的網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,兩個部件的網(wǎng)格離散分別在ANSYS ICEM和TurboGrid中完成。蝸殼中約包含86萬網(wǎng)格單元,渦輪轉(zhuǎn)子通道約含307萬網(wǎng)格單元(全通道),總網(wǎng)格數(shù)量約為393萬,蝸殼與轉(zhuǎn)子交界處的流動信息交換采用凍結(jié)轉(zhuǎn)子法處理。采用SST湍流模型進行求解,壁面設(shè)置為無滑移絕熱邊界條件。

根據(jù)發(fā)動機標(biāo)定工況點下的渦輪進口參數(shù)給定計算邊界條件,進口邊界條件給定為周期性變化的總壓和總溫(見圖2),脈沖周期內(nèi)的進口平均總壓為285 kPa,平均總溫為930 K,出口邊界設(shè)置為恒定靜壓。

圖2 進口壓力邊界條件

對數(shù)值模型開展網(wǎng)格無關(guān)性驗證,采用不同網(wǎng)格數(shù)量對蝸殼進行離散,觀察網(wǎng)格單元數(shù)量對計算結(jié)果的影響,預(yù)測得到的瞬態(tài)扭矩如圖3所示。對渦輪軸峰值扭矩進行歸一化(見表1),當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量大于53萬后,網(wǎng)格數(shù)量對瞬態(tài)扭矩的預(yù)測結(jié)果影響較小,渦輪軸峰值扭矩的變化不超過0.3%,在兼顧計算效率和精度的前提下,后續(xù)研究中蝸殼網(wǎng)格數(shù)量控制在100萬以內(nèi)。

表1 渦輪軸峰值扭矩

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性分析

為驗證本數(shù)值模擬方法的可靠性與精確度,以參考文獻[15]中的高壓級渦輪為研究對象,將數(shù)值模擬計算結(jié)果與試驗結(jié)果進行比較,脈沖周期內(nèi)的渦輪瞬態(tài)扭矩對比如圖4所示,渦輪瞬態(tài)峰值扭矩預(yù)測值與試驗值偏差為4.25%,因此本研究建立的數(shù)值模擬方法是可靠的。

圖4 脈沖來流下渦輪性能試驗值與數(shù)值模擬結(jié)果比較

1.2 蝸殼設(shè)計方案

針對蝸殼出口半徑、截面形狀和進口導(dǎo)管角開展設(shè)計研究,研究方案如圖5所示。R1和R2分別為蝸殼出口半徑和葉輪進口半徑,R1/R2分別取1.062,1.108和1.154三個方案,在三種方案中,R2保持不變,只調(diào)整R1。蝸殼出口半徑影響了蝸殼出口與葉輪進口之間過渡段的長度,蝸殼出口半徑越大過渡段越長。由于蝸殼幾何的非軸對稱性,轉(zhuǎn)子進口流動在周向方向上是不均勻的,通過增加過渡段長度可減弱轉(zhuǎn)子進口的周向非均勻性,因此開展了不同蝸殼進口半徑的影響研究。蝸殼截面形狀包含了近圓形方案、梨形1.3和梨形2.0三個方案。在梨形方案中,側(cè)面型線為直線段,長度記為a,與豎直方向的夾角為25°,頂部為貝塞爾曲線,貝塞爾曲線控制點與直線段下端點的距離為b,在梨形1.3和2.0方案中,b/a分別取1.3和2.0。在理想情況下,蝸殼進口導(dǎo)管引導(dǎo)氣流切向進入,其角度應(yīng)為0°,在實際設(shè)計中,蝸殼末端與進口導(dǎo)管可能會出現(xiàn)干涉現(xiàn)象,為了避免干涉,進口導(dǎo)管向外傾斜一定角度γ,本研究進行了外傾角分別為5°,10°和15°時渦輪的氣動特性研究。在以上方案中,蝸殼喉口處的截面積保持一致。

圖5 蝸殼幾何參數(shù)示意

脈沖來流下渦輪的瞬時效率和時均效率分別如式(1)和式(2)所示,渦輪流量特性參數(shù)MFP的瞬態(tài)值和平均值的計算分別如式(3)和式(4)所示。

(1)

(2)

(3)

(4)

在脈沖來流中,由于進口參數(shù)的時變特征,采用熵參數(shù)描述渦輪內(nèi)部流動損失將與實際情況產(chǎn)生較大偏差。在本研究中,采用熵產(chǎn)率[16]描述由于黏性力引起的當(dāng)?shù)亓鲃訐p失,其定義如式(5)所示。熵產(chǎn)率表征了單位體積內(nèi)由于黏性流動所產(chǎn)生的流動損失,與局部速度梯度相關(guān),局部速度梯度越大,由于黏性力引起的流動損失越大。

(5)

2 結(jié)果分析

2.1 蝸殼出口半徑的影響

轉(zhuǎn)子進口絕對氣流角的分布如圖6所示,在周向和葉高方向上均表現(xiàn)出較強的不均勻性,而不同脈沖時刻下絕對氣流角的變化不大。

圖6 蝸殼出口半徑對轉(zhuǎn)子進口氣流角時空變化的影響

在蝸舌位置(0°或360°)前后,氣流角發(fā)生較大變化。經(jīng)過蝸殼喉口前氣流角急劇增加,最高約達85°,經(jīng)過喉口后,流動角則迅速減小,由此可見,蝸殼喉口的存在導(dǎo)致較強的流動周向畸變。從圖中還可以看出,蝸殼出口半徑對周向畸變具有顯著影響,蝸殼出口半徑減小,周向畸變顯著增強。在R1/R2=1.062方案中,0°附近的最小氣流角僅約為52°(50%葉高),而在R1/R2=1.154方案中,0°附近的氣流角并未出現(xiàn)大幅度下降,氣流角在周向上的分布較為均勻。

此外,當(dāng)出口半徑過小時,葉高方向的不均勻性也大幅度增強,在R1/R2=1.062方案中,10%和90%葉高處的氣流角顯著低于50%葉高處的氣流角。其原因主要是當(dāng)流體從面積較大的蝸殼截面進入轉(zhuǎn)子時,兩側(cè)流體向中心聚攏,造成葉高方向的流動不均勻,當(dāng)蝸殼出口半徑增加后,蝸殼與轉(zhuǎn)子間過渡長度增加,流體經(jīng)較長距離混合后再進入轉(zhuǎn)子,流動均勻性提高。

圖7示出了蝸殼對稱面上的馬赫數(shù)分布。在R1/R2=1.062方案中,第1個葉片通道(0°～30°)進口馬赫數(shù)較低,主要原因在于從蝸殼進口導(dǎo)管流出的流體經(jīng)過喉口截面后面積發(fā)生突擴,致使該位置流動速度下降;在第12個葉片通道(330°～360°)進口,馬赫數(shù)則顯著增加,主要原因在于該處為蝸殼末端,由于蝸舌的存在,該處面積收縮較為突然,致使速度顯著增加。與之對比,在R1/R2=1.154方案中,馬赫數(shù)的周向分布較為均勻,第1個葉片通道與第12個葉片通道進口的馬赫數(shù)差異不大,主要原因在于蝸殼末端的流體經(jīng)過蝸舌后重新補充到第1個轉(zhuǎn)子通道中,避免了第1個轉(zhuǎn)子通道中流體速度過低。

圖7 蝸殼對稱截面的馬赫數(shù)云圖

蝸舌附近的流動和熵產(chǎn)率如圖8所示。在R1/R2=1.062方案中,蝸殼末端的少量氣流經(jīng)過0°位置后進入轉(zhuǎn)子,該部分氣流與進口導(dǎo)管氣流在該處附近交匯,在15°位置,蝸殼出口處可見較強的熵產(chǎn)損失。在R1/R2=1.154方案中,蝸殼末端仍有較多氣體流經(jīng)0°位置,在30°位置前全部進入轉(zhuǎn)子,即第一個葉片通道的氣流主要由蝸殼末端氣流提供,減弱了蝸舌對該位置的流動不均勻性的影響。

圖8 蝸殼出口半徑對蝸舌附近熵產(chǎn)率的影響(時刻B)

以下分析脈沖時刻A和時刻B下轉(zhuǎn)子內(nèi)部流動損失,時刻A和時刻B標(biāo)注見圖2。轉(zhuǎn)子通道中的熵產(chǎn)損失如圖9所示,在脈沖時刻A,由于進口負攻角導(dǎo)致葉片壓力面產(chǎn)生較為顯著的熵產(chǎn)損失,在蝸舌的影響下,R1/R2=1.062方案中0°對應(yīng)的葉片兩側(cè)均產(chǎn)生顯著損失;在脈沖時刻B,由于進口攻角較大,在葉片吸力面產(chǎn)生較大的熵產(chǎn)損失,由蝸舌導(dǎo)致的周向進口氣流角和速度的畸變,致使0°附近損失顯著大于其他葉片通道。通過增大蝸殼出口半徑,周向和葉高方向的流動畸變得到有效抑制,脈沖時刻A和時刻B時,R1/R2=1.154方案中葉片壓力面和吸力面產(chǎn)生的熵產(chǎn)損失均顯著減小,同時周向熵產(chǎn)率分布更加均勻。

圖9 蝸殼出口半徑對轉(zhuǎn)子50%葉高熵產(chǎn)率的影響

蝸殼出口半徑對脈沖周期內(nèi)渦輪平均效率和MFP的影響如圖10所示,R1/R2=1.154時獲得最高效率,與R1/R2=1.062方案相比,效率提高約4.1%,MFP降低約5.6%。

圖10 蝸殼出口半徑對平均效率和MFP的影響

2.2 蝸殼截面形狀的影響

在本節(jié)的三個研究方案中,蝸殼出口尺寸采用R1/R2=1.154,喉口面積保持一致。計算結(jié)果表明,截面設(shè)計對速度分布影響較小(見圖11)。三種方案的進口氣流角在蝸舌位置均發(fā)生一定程度的降低,但并不顯著。此外,圓形方案中轉(zhuǎn)子進口氣流角要小于梨形方案,主要原因在于圓形截面的形心更靠近轉(zhuǎn)子中心,因此其等效A/R值比梨形方案要大,導(dǎo)致其氣流角略小于其他兩種方案。

圖11 蝸殼截面形狀對轉(zhuǎn)子進口氣流角時空變化的影響

三種設(shè)計方案下蝸舌附近的流動和熵產(chǎn)率如圖12所示。喉口截面(0°)底部產(chǎn)生的較強的熵產(chǎn)損失在梨形2.0方案中最為顯著,主要原因在于進口導(dǎo)管截面形狀從進口截面的圓形過渡到喉口處的梨形,導(dǎo)管下半部分流體經(jīng)歷收縮加速過程,流體速度梯度的增大引起熵產(chǎn)率增加。而在15°截面上,圓形方案中的熵產(chǎn)率則要顯著大于另外兩種方案,其原因在于來自導(dǎo)管的流體速度較低,而從蝸殼末端重新流入的流體速度較高,兩股流體在摻混過程中產(chǎn)生較顯著的熵產(chǎn)損失;此外,流體從圓形截面進入到轉(zhuǎn)子通道的過程中,流通面積變化率大也導(dǎo)致熵產(chǎn)率的增加。

圖12 蝸殼截面形狀對蝸舌附近熵產(chǎn)率的影響(時刻B)

蝸殼截面對脈沖來流下的渦輪平均效率和MFP的影響如圖13所示。梨形1.3方案的效率最高,與圓形方案相比約高1.3%,梨形1.3和梨形2.0方案之間的差異較小;梨形方案的MFP略小于圓形方案,梨形1.3的MFP比圓形方案低約3.0%。

圖13 蝸殼截面形狀對平均效率和MFP的影響

2.3 蝸殼進口導(dǎo)管角的影響

進口導(dǎo)管角對轉(zhuǎn)子進口氣流角分布的影響見圖14。在遠離蝸舌的位置,不同導(dǎo)管角下的氣流角幾乎一致,幾乎不受導(dǎo)管角影響。不同方案之間的差異主要體現(xiàn)在蝸舌附近,當(dāng)進口導(dǎo)管角為15°時,蝸舌附近的絕對氣流角顯著減小,周向畸變增強。主要原因可能在于導(dǎo)管外拐后,氣流并非切向進入蝸殼,速度的切向分量有所減小,導(dǎo)致0°～30°周向位置進口氣流角顯著減小。遠離蝸殼喉口后,氣流角主要受蝸殼截面積變化規(guī)律影響,受導(dǎo)管角影響較小,因此不同方案下的氣流角分布差異不大。

圖14 蝸殼進口導(dǎo)管角對轉(zhuǎn)子進口氣流角時空變化的影響

轉(zhuǎn)子內(nèi)部熵產(chǎn)率損失如圖15所示。在脈沖時刻A,進口氣流負攻角導(dǎo)致葉片壓力面前緣產(chǎn)生較顯著的熵產(chǎn)損失,在蝸舌位置,15°方案的氣流負攻角更大,因此產(chǎn)生了更為顯著的熵產(chǎn)損失。在脈沖時刻B,較大的氣流正攻角導(dǎo)致葉片吸力面產(chǎn)生了大范圍的熵產(chǎn)損失,在蝸舌位置,15°方案的氣流正攻角減小,因此該處的熵產(chǎn)損失減小。

圖15 蝸殼進口導(dǎo)管角對轉(zhuǎn)子50%葉高熵產(chǎn)率的影響

進口導(dǎo)管角對渦輪平均效率和MFP的影響如圖16所示。隨進口導(dǎo)管角增加,效率小幅度下降而MFP略微增加,效率下降約0.87%,MFP增加幅度約為2%?？梢酝茰y,進口導(dǎo)管角增加后,進口氣流切線與轉(zhuǎn)子中心的距離減小,導(dǎo)致喉口處實際半徑減小,即蝸殼A/R值增大,因此MFP隨蝸殼進口導(dǎo)管角的增大而小幅度增加。

圖16 蝸殼進口導(dǎo)管角度對平均效率和MFP的影響

3 結(jié)論

a) 當(dāng)R1/R2從1.062增加到1.154時,蝸殼末端氣流有效抑制蝸舌引起的周向畸變,脈沖來流下渦輪平均效率提高約4.1%;當(dāng)蝸殼出口半徑較小時(R1/R2=1.062),轉(zhuǎn)子進口馬赫數(shù)和流動角在0°位置前后先急劇增大后減小,周向方向上的速度畸變導(dǎo)致流動損失的顯著增加;在脈沖波峰時刻,0°位置葉片吸力面熵產(chǎn)率顯著增加,而在波谷時,該處壓力面熵產(chǎn)率顯著增加;

b) 蝸殼截面采用梨形1.3方案略優(yōu)于梨形2.0方案和圓形方案,梨形1.3方案的渦輪平均效率比圓形方案提高約1.4%;圓形方案中,由于末端高速氣流與進氣導(dǎo)管低速氣流混合,在蝸舌下游15°處可觀察到較顯著的熵產(chǎn)損失;

c) 渦輪效率隨進口導(dǎo)管角的增大而下降,進口導(dǎo)管角主要影響蝸舌附近的氣體流動,對其他相位角的流動幾無影響;導(dǎo)管角增大后,喉口處切向速度分量降低,引起0°位置附近氣流角的顯著下降;脈沖波峰時,0°葉片吸力面熵產(chǎn)率降低;脈沖波谷時,該處葉片壓力面熵產(chǎn)率增加;導(dǎo)管角從5°增加到15°后,渦輪平均效率下降約0.9%,MFP增加幅度約為2%。