黃磊, 趙榮超,諸葛偉林,丁占銘,張揚軍

(1.華南理工大學機械與汽車工程學院,廣東 廣州 510641;2.清華大學汽車安全與節(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)燃機排氣導向轉(zhuǎn)子,其設計對渦輪效率具有重要影響[1-5]。在蝸殼設計中,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)注蝸殼主要設計參數(shù),較少考慮蝸殼細節(jié)設計參數(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計值,導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,當脈沖頻率較低時,轉(zhuǎn)子進口攻角周向分布較為均勻,當脈沖頻率提高后,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

本研究的渦輪應用于某柴油機的電動渦輪復合系統(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,壁面設置為無滑移絕熱邊界條件。

根據(jù)發(fā)動機標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 蝸殼設計方案

針對蝸殼出口半徑、截面形狀和進口導管角開展設計研究,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,蝸殼進口導管引導氣流切向進入,其角度應為0°,在實際設計中,蝸殼末端與進口導管可能會出現(xiàn)干涉現(xiàn)象,為了避免干涉,進口導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?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管截面形狀從進口截面的圓形過渡到喉口處的梨形,導管下半部分流體經(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 蝸殼進口導管角的影響

進口導管角對轉(zhuǎn)子進口氣流角分布的影響見圖14。在遠離蝸舌的位置,不同導管角下的氣流角幾乎一致,幾乎不受導管角影響。不同方案之間的差異主要體現(xiàn)在蝸舌附近,當進口導管角為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 蝸殼進口導管角對轉(zhuǎn)子50%葉高熵產(chǎn)率的影響

進口導管角對渦輪平均效率和MFP的影響如圖16所示。隨進口導管角增加,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%。可以推測,進口導管角增加后,進口氣流切線與轉(zhuǎn)子中心的距離減小,導致喉口處實際半徑減小,即蝸殼A/R值增大,因此MFP隨蝸殼進口導管角的增大而小幅度增加。

圖16 蝸殼進口導管角度對平均效率和MFP的影響

3 結(jié)論

a) 當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) 渦輪效率隨進口導管角的增大而下降,進口導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%。