范厚傳，劉云崗，王 航，朱智富，劉 臻

（1.山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250061；2.康躍科技股份有限公司，山東 壽光 262718）

渦輪增壓技術(shù)作為一項(xiàng)提高發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性和燃油經(jīng)濟(jì)性的有效措施，正越來越受到重視，盡可能地利用發(fā)動(dòng)機(jī)廢氣能量對進(jìn)氣道新鮮空氣做功，是渦輪增壓技術(shù)發(fā)展的動(dòng)力。從發(fā)動(dòng)機(jī)的工作原理可知，發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣過程是一個(gè)周期性的非穩(wěn)態(tài)過程，安裝在排氣歧管后的渦輪增壓器的進(jìn)氣也是非穩(wěn)態(tài)過程［1］，所以，目前普遍采用的穩(wěn)態(tài)研究方法不能更好地反映增壓器渦輪的實(shí)際工作過程。

渦輪的非穩(wěn)態(tài)研究開始于20世紀(jì)60年代，早期的研究主要專注于試驗(yàn)［2－4］，隨著科學(xué)技術(shù)的發(fā)展，渦輪非穩(wěn)態(tài)研究手段不斷豐富，PIV（粒子圖像測速儀）、LDV（激光多普勒測速儀）等新技術(shù)的應(yīng)用［5－6］使渦輪非穩(wěn)態(tài)參數(shù)的測量更為精確，而計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展使采用模擬計(jì)算方法研究渦輪非穩(wěn)態(tài)成為可能，渦輪的研發(fā)成本因此大幅降低。

本研究在文獻(xiàn)［7］的基礎(chǔ)上，采用模擬方法對180°分隔式雙流道渦輪進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)特性研究，探索在不同發(fā)動(dòng)機(jī)工況下渦輪的實(shí)際工作過程，希望找出渦輪非穩(wěn)態(tài)特性規(guī)律及原因，以較為全面地評估渦輪工作性能。

1 研究對象和研究方法

研究對象是匹配某6缸柴油機(jī)的JP80S增壓器雙流道渦輪，其搭配的蝸殼為帶雙旁通放氣閥的180°分隔式進(jìn)氣雙流道蝸殼，渦輪葉輪進(jìn)口直徑為80mm，渦輪流道分為內(nèi)流道和外流道，渦輪流道的整體布置見圖1。研究狀態(tài)為雙旁通放氣閥全關(guān)時(shí)的狀態(tài)。增壓器布置在柴油機(jī)的中間位置，柴油機(jī)自由端為第1缸，第1，2，3缸的排氣歧管連接渦輪內(nèi)流道，第4，5，6缸的排氣歧管連接渦輪外流道。

研究方法為數(shù)值模擬方法，計(jì)算平臺為Ansys CFX軟件。首先從試驗(yàn)數(shù)據(jù)出發(fā)，建立計(jì)算模型，利用AVL Boost軟件得到渦輪輸入的非穩(wěn)態(tài)邊界條件；然后進(jìn)行不同發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的外特性工況下的渦輪非穩(wěn)態(tài)計(jì)算，得到渦輪非穩(wěn)態(tài)結(jié)果，并進(jìn)行分析；最后，從微觀流場的角度去探索渦輪非穩(wěn)態(tài)特性的形成機(jī)理。

2 計(jì)算模型的建立與非穩(wěn)態(tài)邊界條件

2.1 計(jì)算模型的建立與驗(yàn)證

在劃分好模擬計(jì)算所需的渦輪網(wǎng)格之后［8］，根據(jù)渦輪的穩(wěn)態(tài)臺架試驗(yàn)數(shù)據(jù)，確定相關(guān)的物性參數(shù)［9］及模型進(jìn)出口位置。計(jì)算的湍流模型選用SST模型，數(shù)學(xué)模型選用雷諾平均 N－S方程組［10－11］；渦輪流道的各壁面均視為絕熱、光滑、無滑移的理想壁面，流體選用理想氣體。

圖2示出穩(wěn)態(tài)條件下轉(zhuǎn)速為80 000r/min時(shí)渦輪流量與輸出功率的試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果，驗(yàn)證方法參照文獻(xiàn)［7－8，12］。從圖2可以看出，渦輪的流量參數(shù)和輸出功率的模擬值和試驗(yàn)值的走向基本一致。其中，渦輪流量參數(shù)模擬值和試驗(yàn)值的最大相對誤差為2.1%，渦輪輸出功率模擬值和試驗(yàn)值的最大相對誤差為2.8%，誤差值在允許的范圍內(nèi)，所以，認(rèn)為本研究所建立的計(jì)算模型是有效的。

2.2 渦輪輸入的非穩(wěn)態(tài)邊界條件

由于所研究蝸殼帶雙旁通放氣閥，根據(jù)試驗(yàn)，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速高于1 600r/min時(shí)，雙旁通放氣閥將處于開啟狀態(tài)，計(jì)算條件應(yīng)設(shè)置在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速等于或小于1 500r/min的工況下。所以，計(jì)算工況分別選擇 發(fā) 動(dòng) 機(jī) 處 于 800r/min，1 200r/min 及1 500r/min時(shí) 的 外 特 性 工 況 （見 圖 3），其 中1 500r/min為發(fā)動(dòng)機(jī)最大扭矩轉(zhuǎn)速，各工況和增壓器的對應(yīng)情況見表1。

表1 柴油機(jī)工況和增壓器工況的對應(yīng)表

渦輪所匹配的主機(jī)為6缸柴油機(jī)，其發(fā)火順序?yàn)?—5—3—6—2—4，排氣歧管輸出6個(gè)具有相似形狀的排氣脈沖波，渦輪非穩(wěn)態(tài)結(jié)果呈現(xiàn)6個(gè)重復(fù)的相似圈，因此只取各工況下第1缸的排氣脈沖波進(jìn)行研究。渦輪模型進(jìn)口的非穩(wěn)態(tài)邊界條件由AVL Boost軟件模擬該6缸柴油機(jī)的實(shí)際工作過程而得，渦輪蝸殼內(nèi)外流道的非穩(wěn)態(tài)進(jìn)口邊界條件的波形見圖4。每個(gè)渦輪進(jìn)口分別與3個(gè)氣缸的排氣道相連，因此，在1個(gè)柴油機(jī)工作循環(huán)內(nèi)，當(dāng)柴油機(jī)第1缸的排氣脈沖波波峰進(jìn)入渦輪外流道進(jìn)口處時(shí)，渦輪內(nèi)流道進(jìn)口處的脈沖波基本處于波谷平緩區(qū)，所以圖4中各工況外流道輸入的總壓和總溫要高于內(nèi)流道輸入的對應(yīng)值。

3 結(jié)果分析

圖5至圖7分別示出渦輪非穩(wěn)態(tài)效率對比、渦輪輸出功率對比及流量參數(shù)對比，其中，渦輪非穩(wěn)態(tài)效率參考文獻(xiàn)［7］。從3個(gè)圖可以看出，每個(gè)工況點(diǎn)的各種渦輪非穩(wěn)態(tài)特性曲線基本呈不規(guī)則的、完整“圈”的形狀，而且這些非穩(wěn)態(tài)特性圈對準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)曲線形成封裝效果［13］。這些非穩(wěn)態(tài)效率特性圈總體上分為上半部分和下半部分，分別對應(yīng)輸入脈沖波的波前或波后，而上下兩部分曲線所反映出的渦輪性能差異即為渦輪非穩(wěn)態(tài)的充盈和排空效應(yīng)［13］。

由圖5可以看出：A工況的渦輪效率圈的充盈段和排空段相差最大，效率波動(dòng)很大；隨著轉(zhuǎn)速的升高，這種差異不斷減小，波動(dòng)也減??；到C工況時(shí)渦輪非穩(wěn)態(tài)效率圈已較為規(guī)則了，與準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)曲線的差異相對減小，充盈段和排空段曲線變化平緩。

表2列出A，B，C 3個(gè)工況性能的脈沖循環(huán)均值。從表2得知：C工況時(shí)的渦輪非穩(wěn)態(tài)脈沖循環(huán)平均效率為0.767 8，高于其他兩個(gè)工況，A工況的整體效率最小；渦輪脈沖平均效率出現(xiàn)隨柴油機(jī)轉(zhuǎn)速升高而逐步升高的趨勢。

由圖6和圖7可見，隨著脈沖頻率和脈沖峰值的上升，渦輪特性圈整體不斷上升，也就是渦輪的輸出功和流通能力不斷提高，表2的相關(guān)數(shù)值也說明這點(diǎn)，這主要與渦輪進(jìn)口的脈沖波密度和脈沖波能量有關(guān)。A工況的渦輪非穩(wěn)態(tài)流量參數(shù)曲線和渦輪非穩(wěn)態(tài)輸出功率曲線的充盈段與排空段的差異最小，即充盈和排空效應(yīng)最弱，與對應(yīng)的渦輪準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)曲線最接近；隨著轉(zhuǎn)速上升，非穩(wěn)態(tài)曲線與準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)曲線的差異不斷增大，即充盈和排空效應(yīng)也越加明顯，這和文獻(xiàn)［13］所闡述的結(jié)論是吻合的。

表2 3個(gè)工況性能的脈沖循環(huán)均值比較

4 流場分析

由于所研究的3個(gè)工況渦輪輸入的脈沖頻率、脈沖峰值及渦輪轉(zhuǎn)速均不一樣，所以在進(jìn)行流場分析時(shí)分別取脈沖波平均值附近的點(diǎn)為研究對象，這樣A，B，C工況的分析對象分別取膨脹比為1.24，1.66及2.25附近的點(diǎn)，按充盈段和排空段各取1個(gè)點(diǎn)的原則，共有6個(gè)點(diǎn)。

圖8示出3個(gè)工況的蝸殼流道的流線分布。由圖8可以看出，各工況排空段的蝸殼出口速度均大于充盈段，在壓力能相同情況下，排空段的蝸殼出口處有更大的動(dòng)能，使得更多的能量轉(zhuǎn)化為渦輪轉(zhuǎn)子的扭矩，從而排空段的效率大于充盈段。而隨著轉(zhuǎn)速的升高，蝸殼內(nèi)流速也隨之升高，C工況的流速最高。

圖9示出3個(gè)工況的蝸殼熵增分布。從圖9得知，各工況排空段的熵增均大于充盈段，主要原因是排空段的速度較大，流動(dòng)摩擦損失大；隨著轉(zhuǎn)速的升高，蝸殼的熵增反而下降，C工況的整體熵增最小，表明隨著轉(zhuǎn)速的升高，蝸殼流道內(nèi)氣流流動(dòng)更順暢，流動(dòng)損失減小。

圖10示出3個(gè)工況的渦輪葉輪流道截面速度矢量。由圖10可知，速度矢量分布規(guī)律與蝸殼流線速度分布規(guī)律相似：排空段的葉輪進(jìn)口速度大于充盈段；隨著轉(zhuǎn)速的升高，葉輪進(jìn)口速度上升。關(guān)于這3個(gè)工況的葉輪進(jìn)口速度，本研究列出1個(gè)脈沖循環(huán)內(nèi)的變化趨勢（見圖11）：在所有膨脹比下，排空段的葉輪進(jìn)口速度都明顯大于充盈段；隨著轉(zhuǎn)速的升高，葉輪進(jìn)口的整體速度不斷上升。圖10還顯示，A工況時(shí)在葉片吸力面附近出現(xiàn)了氣流與葉片分離現(xiàn)象，隨著轉(zhuǎn)速的升高，分離區(qū)域逐漸減小。

圖12示出各工況下80%葉輪流道高度截面上的熵增分布。從圖12可以看出，葉輪流道內(nèi)排空段的熵增大于充盈段，隨著轉(zhuǎn)速的升高，熵值不斷減小，C工況的熵值最小，這與圖10所示的氣流分離程度及影響區(qū)域有關(guān)。

圖13示出脈沖循環(huán)蝸殼平均熵增，圖14示出脈沖循環(huán)葉輪流道平均熵增。從這兩個(gè)圖可以看出，排空段熵增大于充盈段熵增，葉輪流道內(nèi)熵增大于蝸殼流道內(nèi)的熵增，葉輪流道內(nèi)的充盈段與排空段的熵增差值明顯大于蝸殼流道內(nèi)的相應(yīng)差值。從圖中還可以看出，隨著轉(zhuǎn)速的升高，蝸殼和葉輪流道的整體熵值不斷減小，C工況熵值最小，與表2一致；并且充盈段和排空段的差值也不斷減小，使得熵增的充盈與排空效應(yīng)減弱，而這是脈沖頻率、脈沖峰值和渦輪轉(zhuǎn)速共同作用的結(jié)果。

5 結(jié)論

a）在所研究范圍內(nèi)，各工況下的渦輪非穩(wěn)態(tài)特性均呈現(xiàn)出充盈和排空效應(yīng)，隨著柴油機(jī)轉(zhuǎn)速的升高，渦輪脈沖循環(huán)的平均效率、平均輸出功率和平均流量參數(shù)不斷上升，對廢氣能量的利用率逐漸升高；

b）隨著柴油機(jī)轉(zhuǎn)速的升高，渦輪效率的充盈和排空效應(yīng)逐漸減弱，與準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)值越接近，對廢氣能量的利用率也越穩(wěn)定；而渦輪的非穩(wěn)態(tài)流量參數(shù)和輸出功率的充盈和排空效應(yīng)逐漸加強(qiáng)，逐漸偏離準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)值；

c）隨著柴油機(jī)轉(zhuǎn)速的升高，渦輪的整體熵增呈減小趨勢，而且熵增的充盈和排空效應(yīng)逐漸減弱，低轉(zhuǎn)速渦輪熵增大的主要原因是葉片吸力面附近的氣流分離程度強(qiáng)及影響區(qū)域大。

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