可調向心渦輪增壓器調節(jié)機構優(yōu)化設計

邢世凱 李聚霞 馬朝臣 陳立輝 李 晴

1.河北師范大學職業(yè)技術學院，石家莊，0500242.石家莊信息工程職業(yè)學院，石家莊，0500353.北京理工大學機械與車輛學院，北京，100081

可調向心渦輪增壓器調節(jié)機構優(yōu)化設計

邢世凱1李聚霞2馬朝臣3陳立輝1李 晴1

1.河北師范大學職業(yè)技術學院，石家莊，0500242.石家莊信息工程職業(yè)學院，石家莊，0500353.北京理工大學機械與車輛學院，北京，100081

提出了一種新型的增壓器調節(jié)機構設計方案，該設計方案取消了傳統(tǒng)增壓器調節(jié)機構中的噴嘴座或定距套結構，利用3個固定導葉來控制噴嘴環(huán)的寬度。該設計方案力圖減小蝸殼或導葉流道中由于特定結構所導致的局部擾動，減小其流動損失，提高渦輪效率。對該設計方案與噴嘴座結構方案、定距套結構方案進行了相同工況的數值計算，通過計算結果的對比，從理論上驗證了設計方案的可行性。

可變幾何截面渦輪增壓器；調節(jié)機構；優(yōu)化設計；渦輪效率；數值計算

0 引言

可調向心渦輪增壓能在較寬廣范圍內適應車用發(fā)動機的工作要求，具有廣闊的應用前景[1-3]。近年來，不少學者對可調向心渦輪增壓器調節(jié)機構進行了優(yōu)化和改進[4-5]。目前，市場上的可調向心渦輪增壓器調節(jié)機構主要采用在蝸殼中設置噴嘴座或在噴嘴環(huán)流場中設置定距套的結構方式，來控制噴嘴環(huán)的寬度，保證可調導葉的靈活運轉。

定距套結構的應用，會帶來導葉間的局部流動干擾，加大噴嘴環(huán)流場的流動阻力，降低渦輪效率；噴嘴座結構的采用雖能降低噴嘴環(huán)流場流動損失，但蝸殼流場內的流動損失會有所增加。現(xiàn)有的可調向心渦輪增壓器調節(jié)機構的以上缺點制約了可調向心渦輪增壓器的推廣應用，應采取針對性的措施予以解決。

此前，針對可調向心渦輪性能的研究主要集中在導葉形狀、導葉開度變化、導葉葉端間隙等對渦輪性能的影響方面[6-9]。研究過程中，一般不考慮噴嘴座或定距套結構的局部流動干擾，導致計算結果與真實值產生偏差[10-11]。因此，在數值計算中應該充分考慮定距套或噴嘴座等特殊結構對渦輪流場產生的影響，使數值計算更有指導意義，為渦輪的優(yōu)化設計提供參考[12]。

針對目前可調向心渦輪增壓器調節(jié)機構存在的上述問題，筆者提出一種新型的增壓器調節(jié)機構設計方案，并對該設計方案與噴嘴座結構方案、定距套結構方案進行相同工況的數值計算，通過計算結果對比，從理論上驗證了設計方案的可行性。

1 改型設計方案

改型設計方案如圖1所示，3個固定導葉通過安裝軸以相同的開度α均勻或非均勻地固定在葉片座一側的同一圓周上，用固定導葉來控制噴嘴環(huán)的寬度。固定導葉采用鈍頭氣動葉型，以減小對來流方向的敏感性，使導葉安裝角與增壓器設計工況點相適應。

1.固定導葉 2.可調導葉 3.葉片座圖1 增壓器調節(jié)裝置結構示意圖Fig.1 Structure diagram of turbocharger regulating mechanism

n個可調導葉通過安裝軸活動地安裝在葉片座上并分布在3個固定導葉之間，固定導葉和可調導葉將此圓周等分?？烧{導葉的初始安裝角度大小互不相等，即α1≠α2≠…≠αn，以使導葉入口與蝸殼出口的氣流角相適應，減小蝸殼出口氣流對導葉的沖擊，減小由于導葉開度不合適而產生的流動損失。

2 計算模型的建立與驗證

2.1 幾何模型的建立

以某可調向心渦輪增壓器徑流式渦輪為研究對象。該增壓器采用單通道無葉蝸殼，包含11個導流葉片和9個徑流式渦輪轉子葉片，轉子葉片入口氣流角為0°(直葉片)。增壓器渦輪級實體模型如圖2所示。

圖2 渦輪級實體模型Fig.2 Turbine stage model

2.2 計算區(qū)域的離散

2.2.1 蝸殼流道網格劃分

將蝸殼三維模型的iges文件導入FINE/Turbo軟件包中的IGG模塊并進行蝸殼流道的網格劃分，生成蝸殼中設置噴嘴座和蝸殼中不設置噴嘴座兩種結構的蝸殼流道網格?？烧{向心渦輪中的噴嘴座結構如圖3所示。采用分塊(block)劃分蝸殼流道網格，各塊劃分網格時使用蝶形(butterfly)網格技術提高網格質量和網格正交性。得到蝸殼流道各塊的模型網格后，利用FINE/IGG連接功能中的完全非匹配連接方法，進行網格塊之間拓撲網格結構的計算和聯(lián)通。

圖3 可調向心渦輪噴嘴座結構Fig.3 Nozzle seat structure of variable radial inflow turbine

2.2.2 改型設計方案導葉流道的網格劃分

圖4所示為改型設計方案固定導葉與可調導葉的周向分布情況，將導葉4、導葉7、導葉11作為改型設計方案中的固定導葉(3個固定導葉周向非均勻布置)，其他導葉為可調導葉。導葉流道網格劃分過程中，固定導葉的開度為增壓器設計工況所對應的導葉開度，在任何工況下都保持在最初的安裝位置，始終保持不變。改型設計方案的導葉流道網格共分成55塊，總網格數為2 613 611。

圖4 固定導葉與可調導葉的周向分布Fig.4 Circumferential distribution of fixed guide vanes and adjustable guide vanes

2.2.3 定距套結構方案導葉流道網格劃分

圖5所示為定距套與可調導葉的周向分布情況。定距套的位置和尺寸參照GARRETT公司生產的某可調向心渦輪增壓器定距套相關參數進行確定。由于導葉流道網格一般直接利用FINE/AutoGrid模塊自動生成，故在導葉流道中增加定距套結構后，導葉流道網格的生成難度增加。經過多次探索和嘗試，定距套采用分流葉片的方式進行網格劃分，最終生成的導葉流道網格如圖6所示。定距套結構方案的導葉流道網格共分成70塊，總網格數為3 458 322。

圖5 定距套與可調導葉的周向分布Fig.5 Circumferential distribution of spacer sleeves and adjustable guide vanes

圖6 定距套結構方案的導葉流道網格Fig.6 Spacer sleeve structure scheme flow field mesh

2.2.4 葉輪流道的網格生成

葉輪流道部分的計算網格，可以直接利用FINE/AutoGrid模塊來自動生成。將葉片壓力面、吸力面、輪緣線和輪轂線的dat幾何數據文件導入AutoGrid中，通過設定葉片數目，葉輪流道展向、流向、周向網格節(jié)點數等控制參數，生成完整的葉輪流道網格。

2.2.5 渦輪級的網格生成

生成蝸殼、可調導葉及葉輪流道的計算網格后，在IGG中進行組合，將可調導葉出口和葉輪進口處設置為轉靜子交界面。蝸殼出口和可調導葉進口采用完全非匹配連接條件。蝸殼入口設為整級數值計算入口(INL)，葉輪延長段出口設為計算出口(OUT)，得到渦輪級全周計算模型流道網格，如圖7所示。

圖7 渦輪級流道網格Fig.7 Turbine stage flow field mesh

2.3 計算參數設定

選取理想空氣作為流體模型，選擇湍流N-S流動控制方程、S-A湍流模型。對旋轉部分給定轉速，設定轉靜子交界面的上下游，選擇轉子凍結法完成上下游的連接。進口邊界給定蝸殼進口總溫、總壓及氣流方向；出口邊界給定平均靜壓；固體壁面取不滲透、無滑移、絕熱的邊界條件。選擇中心差分并結合四階耗散項對空間進行離散，采用四階Runge-Kutta格式進行時間推進求解；全多重網格數設為3；CFL數設為3；采用當地時間步長法、隱式殘差光順法來加速收斂。采用均勻初場條件，初始湍流黏度取 0.0001 m2/s。

2.4 計算模型驗證

圖8為75%導葉開度，相似轉速5730 r/(min·K1/2)時數值計算和性能試驗的渦輪特性對比圖。渦輪特性測試原理及試驗方法已在文獻[13]中進行了詳細論述。

(a)渦輪流量特性

(b)渦輪效率特性圖8 計算模型驗證Fig.8 Numerical simulation model validation

由于模型忽略了導葉間隙的影響，故流量的試驗值大于計算值，效率的試驗值小于計算值。由圖8可知，渦輪特性曲線中計算值和試驗值較接近，且與渦輪特性趨勢一致，誤差均在允許范圍之內。考慮到建模誤差、數值誤差及試驗系統(tǒng)誤差的影響，可認為本文計算所采用的數值方法和計算網格是有效的，證明采用同樣的數值方法和模型網格可用于后續(xù)的研究。

3 改型設計方案效果分析

為了驗證設計的新型可調向心渦輪增壓器調節(jié)機構(以下簡稱改型設計方案)的使用效果，進行了改型設計方案與噴嘴座結構方案、定距套結構方案對應工況的數值計算。通過3種方案計算結果中相關參數的對比，驗證改型設計方案的有效性。

3.1 改型設計方案對可調向心渦輪效率的影響

對改型設計方案、噴嘴座結構方案、定距套結構方案進行了相同工況的數值計算，通過效率對比，從理論上驗證設計方案的可行性。計算中，改變各可調導葉的開度，保證3種方案在同一邊界條件下渦輪的流量相同，來研究改型設計方案的可行性。3種方案在額定功率工況和最大轉矩工況對應導葉開度下不同相似轉速時的效率對比如圖9、圖10所示。

(a)相似轉速5722 r/(min·K1/2)

(b)相似轉速5816 r/(min·K1/2)圖9 額定功率工況對應導葉開度效率對比Fig.9 Efficiency comparison at the guide vane opening corresponding to the rated power condition

(a)相似轉速5722 r/(min·K1/2)

(b)相似轉速5816 r/(min·K1/2)圖10 最大轉矩工況對應導葉開度效率對比Fig.10 Efficiency comparison at the guide vane opening corresponding to the maximum torque condition

由圖9、圖10可知，改型設計方案與噴嘴座結構方案、定距套結構方案相比，導葉不同開度、不同相似轉速條件對應的各工況點渦輪效率均有所升高。這主要是因為改型設計方案取消了噴嘴座結構方案蝸殼流場中的3個矩形截面連接臂或定距套結構方案噴嘴環(huán)流場中的3個圓柱形定距套，減小了蝸殼流場或噴嘴環(huán)流場中局部流動的干擾，流動損失下降。進一步分析可知，導葉開度相同時，大速比時的效率提高幅度比小速比時更為明顯。通過渦輪級采用噴嘴座結構方案、定距套結構方案和改型設計方案各對應工況點的效率對比，從理論上驗證了改型設計方案的可行性。

3.2 改型設計方案對蝸殼出口氣流角的影響

3.2.1 蝸殼流場周向角定義

圖11為蝸殼結構及其坐標示意圖，葉輪旋轉軸為 z 軸，坐標系滿足右手定則，定義周向角θ從0-0截面(y軸正方向所通過的蝸殼截面，即蝸殼流道中流量開始減小的截面)開始沿逆時針方向旋轉。

圖11 蝸殼流場周向角定義Fig.11 Definition of volute flow field circumferential angle

3.2.2 改型設計方案對蝸殼出口氣流角的影響

圖12所示為不同工況噴嘴座結構方案、定距套結構方案與改型設計方案對應導葉50%葉高位置蝸殼出口氣流角周向分布對比情況。

由圖12可知，噴嘴座結構方案對應的蝸殼出口氣流角周向范圍內出現(xiàn)了3個氣流角明顯增大的區(qū)域。該方案在蝸殼流場中設置了3個非均勻布置的矩形截面噴嘴座連接臂，由于連接臂后方區(qū)域的徑向速度較大，切向速度較小，故圖12中3個連接臂后方區(qū)域蝸殼出口氣流角明顯增大，導致蝸殼出口氣流直接撞擊導葉，流動損失變大。

(a) 額定功率工況

(b) 最大轉矩工況圖12 蝸殼出口氣流角周向分布對比Fig.12 Circumferential distribution comparison of volute outlet flow angle

由圖12可知，定距套結構方案對應的蝸殼出口氣流角周向范圍內出現(xiàn)了3處氣流角明顯減小的區(qū)域。該方案在噴嘴環(huán)流場中設置了3個非均勻布置的圓柱形定距套，定距套結構會對上游蝸殼流場內的流動產生影響，使定距套前方區(qū)域徑向速度明顯降低，切向速度變化不大，導致蝸殼出口氣流角明顯減小。

改型設計方案取消了噴嘴座或定距套等結構，蝸殼出口氣流角周向分布更為均勻，蝸殼流動的周向不均勻性明顯減弱。90°～350°(蝸舌對應位置)周向角范圍內的蝸殼出口氣流角較為穩(wěn)定，蝸殼出口氣流角與此時的導葉開度角相接近，蝸殼出口氣流能夠平順地進入導葉流道，解釋了渦輪效率提高的原因。從圖12中還可看出，在蝸殼出口整周范圍內，出現(xiàn)了與導葉數11相同的氣流角波動，進一步說明蝸殼下游噴嘴環(huán)流場會對上游蝸殼流場產生影響，加劇了蝸殼流動周向的不均勻性。

4 結論

(1)針對可調向心渦輪增壓器調節(jié)機構存在的主要缺陷，提出了一種用固定導葉代替噴嘴座或定距套結構的可調向心渦輪增壓器調節(jié)機構設計方案。

(2)通過渦輪級采用噴嘴座結構方案、定距套結構方案和改型設計方案各對應工況點的效率對比，從理論上驗證了改型設計方案的可行性。

(3)改型設計方案與噴嘴座結構方案、定距套結構方案相比，減少了渦輪級的局部流動干擾，有效地解決了目前可調向心渦輪增壓器調節(jié)機構存在的主要問題。

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(編輯 張 洋)

Optimal Design for Regulating Mechanisms of Variable Radial Turbocharger

XING Shikai1LI Juxia2MA Chaochen3CHEN Lihui1LI Qing1

1.School of Vocational and Technical，Hebei Normal University,Shijiazhuang，050024 2.Shijiazhuang Information Engineering Vocational College，Shijiazhuang，050035 3.School of Mechanical Engineering，Beijing Institute of Technology，Beijing，100081

A design scheme of turbocharger regulating mechanisms was proposed. In the design scheme, nozzle seat or spacer sleeve structure in traditional turbocharger was replaced by three fixed guide vanes to control the width of the nozzle ring. The design scheme was expected to realize the decrease of the local disturbance in the volute or in the nozzle ring field caused by the special structure, the decrease of the flow loss and the improvement of the turbine stage efficiency. The numerical calculations of the designed model, the nozzle seat structure model and the spacer sleeve structure model were conducted under the same operating conditions. Comparisons among the results of these three types of turbines validated the feasibility of the novel design scheme in theory.

variable geometry turbocharger; regulating mechanism; optimal design; turbine efficiency; numerical calculation

2016-03-07

河北省科技支撐計劃資助項目(15273703D)；河北省高等學校自然科學研究青年基金資助項目(QN20131017,QN2014164)；河北師范大學博士基金、應用開發(fā)基金資助項目(L2016B15，L2015K08)

TK421.8

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.02.003

邢世凱，男，1974年生。河北師范大學職業(yè)技術學院教授。主要研究方向為車用發(fā)動機增壓與排放控制技術。發(fā)表論文70余篇。E-mail:hbsdxsk@163.com。李聚霞，女，1973 年生。石家莊信息工程職業(yè)學院副教授。馬朝臣，男，1959年生。北京理工大學機械與車輛學院教授、博士研究生導師。陳立輝，男，1977年生。河北師范大學職業(yè)技術學院副教授。李 晴，女，1968年生。河北師范大學職業(yè)技術學院講師。