進口邊界條件對兩級增壓級間管路內部旋流畸變的影響

程江華，羅藝偉，張煒，錢煜平，王憲磊，王澤興

(1.中國北方發(fā)動機研究所柴油機增壓技術重點實驗室，天津 300400；2.清華大學車輛與運載學院，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.國家新能源汽車技術創(chuàng)新中心，北京 100176)

多級增壓技術是柴油機提高功率密度、實現(xiàn)節(jié)能減排、改善工況性能的有效手段。國際知名公司均將兩級渦輪增壓系統(tǒng)視為具有發(fā)展?jié)摿Φ脑鰤杭夹g，并推出自己的研發(fā)成果和產品。各公司研究對象、研究角度及研究水平不同，開發(fā)的兩級增壓系統(tǒng)也各具特色。博格華納[1]為重型柴油車開發(fā)了可調兩級渦輪增壓系統(tǒng)，設計方案結構緊湊，各級增壓器負荷降低，保證了系統(tǒng)的可靠性和耐久性。FEV[2]開發(fā)了GT2兩級渦輪增壓系統(tǒng)，配備于1.8 L缸內直噴汽油機。與單級增壓相比，CO2排放降低17%，加速性與3.5 L 6V發(fā)動機相當，升功率達到120 kW/L。ABB、VOITH 等公司研發(fā)的兩級渦輪增壓系統(tǒng)都已投入市場，并在提升發(fā)動機功率、降低 CO2排放、提高燃油經濟性等方面取得很好效果[3-5]。

與單級渦輪增壓系統(tǒng)相比，兩級增壓系統(tǒng)內部流動復雜，尤其是在高、低壓壓氣機級間復雜連接管路彎曲導致高壓壓氣機進口發(fā)生流場畸變，從而影響高壓壓氣機性能。Kim[6]研究了進口管路彎曲變化引起的進口流場畸變變化及其對壓氣機性能的影響，發(fā)現(xiàn)通過合理的管路布置可以降低級間管路引起的壓氣機進口畸變程度。鄭新前[7]研究了不同彎管形式對壓氣機性能的影響，并探索了最佳的進口彎管布置角度以實現(xiàn)管路最優(yōu)化布置。在工程實際中，兩級增壓器級間連接管路更為復雜，目前還缺乏針對復雜管路特征與管路出口旋流畸變的關聯(lián)性研究，工程設計人員在級間管路設計時缺少必要的設計依據。

本研究主要針對兩級增壓器高、低壓壓氣機級間管路開展研究，參考SAE AEROSPACE的相關研究[8]，對級間管路內部流動畸變進行量化定義，將級間管路出口旋流主要分為整體旋渦與成對旋渦兩類，并引入扇區(qū)旋流強度Sector Swirl (SS)、旋流強度Swirl Intensity (SI)、旋流方向Swirl Directivity (SD)與旋流對Swirl Pairs (SP)4組參數(shù)對旋流畸變進行量化處理，進而通過數(shù)值仿真揭示級間管路內部畸變流動變化規(guī)律及對高壓壓氣機性能的影響。

1 旋流畸變定義

高、低壓壓氣機級間管路內旋流畸變定義具體參考文獻[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流場沿一個方向圍繞壓氣機旋轉軸旋轉時的整體旋渦，如圖1所示。如果流體旋轉方向與壓氣機旋轉方向相同，則稱為同向旋轉整體旋流；如果流體旋轉方向與壓氣機旋轉方向相反，則稱為反向旋轉整體旋渦。

圖1 整體旋流形式示意[8]

2) 成對旋流(Paired Swirl)

成對旋流是最為常見的旋流類型，該種旋流形式是指流動具有一對或多對旋轉方向相反的旋渦，如圖2所示。

圖2 成對旋流形式示意[8]

彎曲管路中經常會形成成對旋流，如圖3所示。流動中具有兩個大小相等且旋轉方向相反的旋渦時，稱為雙旋流；而兩個旋轉方向相反但幅度不同的旋渦，則稱為偏移旋流對。

進一步對于整體旋流與成對旋流進行量化，具體如下。

流場中任意位置的旋流角α：

(1)

式中：Uθ為圓周方向速度分量(與壓氣機旋轉方向相同為正)；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

將進口面沿徑向按照不同的半徑位置取多個圓周線，按照壓氣機旋轉方向定義為0°～360°，并計算圓周線上各個位置的旋流角數(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)值為負的區(qū)域覆蓋角度為θi-。對于一個典型的旋流形式，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)間內為正，在180°～360°區(qū)間內為負，故θi+=180°，θi-=180°。而扇區(qū)旋流強度則是指定徑向位置圓周上平均正旋渦強度SSi+和平均負漩渦強度SSi-，計算公式如下：

(2)

(3)

(2) SI

旋流強度是指每個環(huán)中所有扇區(qū)絕對旋渦角的平均值，計算方法如下：

(4)

(3) SD

旋流方向參數(shù)用來評估旋流的整體方向性，計算方法如下：

(5)

對于同向旋轉的整體旋流，SDi值將為+1；對于反向旋轉的整體旋流，SDi值將為-1；而對于具有一對方向相反，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

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

(6)

當旋流形式為整體旋流時，該數(shù)值為0.5，而為一對雙旋流時，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 研究對象

主要針對某型柴油機兩級高增壓系統(tǒng)中高、低壓壓氣機之間的級間管路開展研究，如圖7a所示。兩級增壓器高、低壓壓氣機共同工作點匹配參數(shù)如表1所示。本研究針對管路研究，并未考慮級間管路中冷器結構對流動的影響，但是保留中冷器進出口位置對管路的幾何約束，提取如圖7b所示的管路模型進行流動分析研究。

表1 兩級增壓器工作點匹配參數(shù)

圖7 柴油機兩級增壓系統(tǒng)與級間連接管路

3 數(shù)值仿真

采用ANSYS-CFX軟件對級間管路進行流動仿真分析。級間管路及高壓壓氣機蝸殼采用ANSYS-ICEM軟件進行四面體非結構化網格劃分，高壓壓氣機葉輪采用ANSYS-Turbogrid軟件進行六面體結構化網格劃分；級間管路模型網格數(shù)約33萬，蝸殼模型網格數(shù)56萬，葉輪單通道模型網格數(shù)約119萬；網格劃分如圖8所示。湍流模型主要采用SST模型。

圖8 網格劃分

3.1 進口邊界條件

在實際工程設計中，主要考慮級間管路造成的流動損失，在對流動損失進行量化時主要是采用基于均勻法向進氣的管路損失系數(shù)進行損失計算。而在真實條件下，兩級增壓器高、低壓壓氣機級間管路進口流場特征由低壓壓氣機蝸殼出口流場決定。因此，考慮到級間管路工程設計與實際運行時的進口邊界條件差異，首先研究進口邊界條件對級間管路內部流動的影響規(guī)律。

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

在級間管路進口分別給定均勻流場以及低壓壓氣機出口流場兩類不同邊界條件，研究進口條件對管路損失、高壓壓氣機進口畸變及性能的影響。對于相同級間管路及高壓壓氣機模型，高壓壓氣機進口兩類邊界條件設置見表2。其中：進口邊界條件1為級間管路進口采用低壓壓氣機轉速43 000 r/min、總壓比2.3工況的蝸殼出口平均總壓、平均總溫及法向進氣作為均勻進口邊界條件；進口邊界條件2為級間管路進口采用低壓壓氣機轉速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；高壓壓氣機出口均采用平均靜壓作為邊界條件。低壓壓氣機蝸殼出口總壓、總溫及速度矢量分布見圖9。

表2 高壓壓氣機進口兩類邊界條件設置

圖9 低壓壓氣機蝸殼出口總壓、總溫及速度矢量分布

針對上述兩種級間管路進口邊界條件進行了包含級間管路的高壓壓氣機三維定常仿真計算，級間管路出口總壓及速度矢量分布見圖10和圖11。

圖10 級間管路出口總壓分布

圖11 級間管路出口速度矢量分布

級間管路采用進口邊界條件1(均勻法向進氣)時，級間管路出口平面具有不同的旋流方向，表現(xiàn)為成對旋流形式。級間管路采用進口邊界條件2(低壓壓氣機蝸殼出口流動參數(shù)分布)時，級間管路出口平面的旋流方向均朝向一個方向，表現(xiàn)為整體旋流形式。

兩類進口邊界條件下級間管路出口平面上20%R，50%R及80%R(R為管路半徑)三個徑向位置的旋流角分布情況如圖12和圖13所示。采用進口邊界條件1時，級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相對應。采用進口邊界條件2時，級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)波動狀態(tài)，且波動相位并不完全一致。

圖12 邊界條件1條件下級間管路出口旋流角分布

圖13 邊界條件2條件下級間管路出口旋流角分布

兩類進口邊界條件對級間管路出口流動畸變指標影響如表3所示。采用進口邊界條件2時，級間管路出口平面的旋流強度SI大幅高于邊界條件1的情況，在50%R處，兩類進口邊界條件下的旋流強度SI比值達到7.37。

表3 不同進口條件下的級間管路出口平面旋流指標

3.2 進口邊界條件對級間管路下游高壓壓氣機性能的影響

兩類進口邊界條件對級間管路下游高壓壓氣機性能的影響如表4所示，高壓壓氣機運行轉速如表1所示。如上一節(jié)所述，不同進口邊界條件導致級間管路出口流動畸變指數(shù)存在明顯差異，并導致管路出口流動損失相差16%，高壓壓氣機流量相對變化2.3%，功率相對變化1.9%，效率絕對值相差2個百分點。

表4 邊界條件類型對高壓壓氣機性能的影響

為分析高壓壓氣機性能差異，進一步對比分析了級間管路進口邊界條件對級間管路下游高壓壓氣機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，采用進口邊界條件1時高壓壓氣機主葉片吸力面尾緣處的流動分離區(qū)域要顯著大于采用進口邊界條件2時的流動分離區(qū)域，這是導致表4中高壓壓氣機性能降低的主要原因。

圖14 不同葉高B2B截面馬赫數(shù)云圖對比

3.3 級間管路內部畸變流動沿程發(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

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

旋流強度在級間管路內部呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢，氣流由S3流至S4時，旋流強度減小，主要是因為S3至S4是一段較長的平直段，氣流在平直段內由于摻混會降低旋流強度；每次管路折轉會造成旋流強度產生10%～20%的相對變化。級間管路內的旋流方向與高壓壓氣機旋轉方向相同，旋流對指標顯示級間管路基本為整體單旋流。

綜上分析，管路折轉主要導致級間管路內部旋流強度的沿程變化，對總壓損失系數(shù)變化影響較小。因此，管路折轉涉及的折彎位置、折轉半徑等參數(shù)需要在工程設計中結合低壓壓氣機蝸殼出口氣流特征進行專門考慮與設計優(yōu)化，避免級間管路引發(fā)高壓壓氣機性能衰減。

4 結論

a) 級間管路進口邊界條件特征決定了級間管路出口流動畸變指標，采用低壓壓氣機蝸殼出口流動特征作為進口邊界條件，級間管路出口平面的旋流強度SI大幅高于均勻法向進氣情況，兩類進口邊界條件下的50%管路半徑位置旋流強度SI比值可達到7.37；

b) 兩類進口邊界條件的級間管路出口流動損失相差16%，下游高壓壓氣機流量相對變化2.3%，功率相對變化1.9%，效率絕對值相差2個百分點；高壓壓氣機主葉片吸力面尾緣處的流動分離區(qū)域的不同是造成壓氣機性能變化的主要原因；

c) 高、低壓壓氣機級間管路出口旋流特征主要是整體單向旋流；級間管路進、出口旋流方向基本一致，旋流旋向與高壓壓氣機旋轉方向相同，即管路折轉并不會引起旋流方向的改變；級間管路沿程折轉主要影響管路內部旋流強度的沿程變化，對總壓損失系數(shù)變化影響較小；在工程方案設計中需要結合低壓壓氣機蝸殼出口氣流特征考慮級間管路折彎位置、折轉半徑等參數(shù)的設計與優(yōu)化。