渦輪增壓器進(jìn)/排氣蝸殼結(jié)構(gòu)優(yōu)化與性能分析

張立楠，李宏磊，岳國(guó)強(qiáng)，張路陽(yáng)，鄭 群

(1.沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng) 110015；2.哈爾濱工程大學(xué)，哈爾濱 150001)

0 概述

隨著船用渦輪增壓器的不斷發(fā)展，渦輪部件朝著大膨脹比、跨音速渦輪的方向發(fā)展，與其匹配的進(jìn)/排氣蝸殼和其相互間的作用也逐步受到關(guān)注[1]。盡管相比于渦輪，進(jìn)/排氣蝸殼不會(huì)直接影響渦輪增壓器的性能，但其結(jié)構(gòu)會(huì)間接影響渦輪的運(yùn)行狀態(tài)，從而對(duì)整體性能造成影響[2-3]。減小進(jìn)/排氣蝸殼內(nèi)部的流動(dòng)損失，優(yōu)化進(jìn)/排氣蝸殼與渦輪間的流動(dòng)，是提高渦輪性能的重要手段[4]。

文獻(xiàn)[5]中針對(duì)進(jìn)氣蝸殼進(jìn)行改進(jìn)，使等熵效率提高2.36%。文獻(xiàn)[6]中采用蜂窩整流罩來(lái)改善進(jìn)氣蝸殼流動(dòng)，使各項(xiàng)參數(shù)均優(yōu)于傳統(tǒng)方案。文獻(xiàn)[7]中分析了兩種幾何形狀的蝸殼在3種工況下的內(nèi)部流場(chǎng)，表明相比于蝸殼截面形狀，整流罩設(shè)計(jì)與其周向變化對(duì)于其性能影響更為明顯。文獻(xiàn)[8]中基于三維N-S方程對(duì)軸向?qū)ΨQ和非對(duì)稱蝸殼內(nèi)氣體流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬分析，結(jié)果表明在出口氣流流速等特征上對(duì)稱與非對(duì)稱蝸殼基本一致，非對(duì)稱蝸殼在出口氣流周向均勻性方面要明顯好于對(duì)稱蝸殼。

而在排氣蝸殼方面，文獻(xiàn)[9-10]中對(duì)蝸殼內(nèi)部的分離與渦流進(jìn)行了分類。排氣蝸殼處于軸向進(jìn)氣的狀態(tài)時(shí)，其內(nèi)部在環(huán)形擴(kuò)壓器部分形成的漩渦隨著蝸殼內(nèi)部氣流的流向逐步向蝸殼內(nèi)穩(wěn)壓段發(fā)展并相遇，由于排氣蝸殼為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，其內(nèi)部漩渦關(guān)于蝸殼子午面對(duì)稱，即在蝸殼穩(wěn)壓段部分存在一個(gè)旋向相反的渦對(duì)。文獻(xiàn)[11-12]中研究發(fā)現(xiàn)，在排氣蝸殼入口處的總壓分布對(duì)環(huán)型擴(kuò)壓器內(nèi)部的流動(dòng)結(jié)構(gòu)與渦流的形成有顯著影響。文獻(xiàn)[13]中對(duì)煙斗式、蝸殼式、箱型式3種排氣蝸殼進(jìn)行性能研究，重點(diǎn)分析改變幾何參數(shù)時(shí)蝸殼內(nèi)部總壓損失及蝸殼出口位置氣流速度均勻性的改變。文獻(xiàn)[14]中研究發(fā)現(xiàn)強(qiáng)度較大的渦流都產(chǎn)生于排氣蝸殼的上半部分，基于此設(shè)計(jì)了一種內(nèi)部加導(dǎo)流葉片的排氣蝸殼，可有效降低內(nèi)部的渦流強(qiáng)度。文獻(xiàn)[15]中對(duì)擴(kuò)壓器的幾何參數(shù)進(jìn)行了研究并對(duì)比分析了兩種不同軸向長(zhǎng)度的擴(kuò)壓器性能，結(jié)果發(fā)現(xiàn)較大的軸向長(zhǎng)度使內(nèi)廓角在軸向上變化較為平緩，促使氣流在軸向膨脹也較為平緩，從而降低了軸向的逆向壓力梯度，使得具有較大軸向長(zhǎng)度的擴(kuò)壓器有更高的靜壓恢復(fù)系數(shù)。

綜上所述，渦輪增壓器進(jìn)/排氣蝸殼的損失將直接影響渦輪的氣動(dòng)性能，進(jìn)/排氣蝸殼的優(yōu)化對(duì)增壓器性能的提升有重要影響。而今對(duì)于渦輪增壓器進(jìn)氣蝸殼的研究主要集中在殼體及整流罩結(jié)構(gòu)優(yōu)化，排氣蝸殼則對(duì)內(nèi)部流動(dòng)機(jī)理進(jìn)行探究，并對(duì)環(huán)形擴(kuò)壓器部分進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，然而進(jìn)/排氣蝸殼是渦輪的配套部件，對(duì)其進(jìn)行單獨(dú)三維CFD模擬并不能體現(xiàn)其真實(shí)流場(chǎng)。因此本文中針對(duì)某型渦輪增壓器展開(kāi)研究，以其內(nèi)部流動(dòng)機(jī)理為基礎(chǔ)，探究進(jìn)/排氣蝸殼的優(yōu)化方案，并對(duì)渦輪級(jí)進(jìn)行整體數(shù)值計(jì)算，探究渦輪與進(jìn)/排氣蝸殼的相互作用機(jī)理，以期提高渦輪增壓器的整機(jī)效率，為渦輪增壓器的工程應(yīng)用提供一定參考。

1 計(jì)算模型與方法

1.1 研究對(duì)象

渦輪增壓器分為機(jī)械增壓器與廢氣渦輪增壓器，以廢氣渦輪增壓器中的渦輪部件及與其配套的進(jìn)/排氣蝸殼為研究對(duì)象，渦輪增壓器的整體結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖1 渦輪增壓器模型

表1 蝸殼主要參數(shù)

進(jìn)氣蝸殼和排氣蝸殼的幾何模型如圖2和圖3所示。為便于描述，圖2和圖3中的參數(shù)均采用無(wú)量綱參數(shù)，具體數(shù)值如表2所示。相對(duì)長(zhǎng)度LRx、相對(duì)高度HRx、相對(duì)寬度BRx、進(jìn)氣蝸殼相對(duì)進(jìn)口直徑DRin、進(jìn)氣蝸殼相對(duì)出口直徑DRout、排氣蝸殼相對(duì)進(jìn)口直徑DR分別表示如下：

表2 進(jìn)/排氣蝸殼參數(shù)

圖2 進(jìn)氣蝸殼模型與參數(shù)

圖3 排氣蝸殼模型與參數(shù)

LRx=Lx/Din1

(1)

HRx=Hx/Din1

(2)

BRx=Bx/Din1

(3)

DRin=Din1/Din1

(4)

DRout=(Dout1-d1)/Din1

(5)

DR=(Din2-d2)/Din1

(6)

式中，下標(biāo)x取1和2，x取1時(shí)表示進(jìn)氣蝸殼參數(shù)，x取2時(shí)表示排氣蝸殼參數(shù)；Lx為進(jìn)/排氣蝸殼的長(zhǎng)度；Hx為進(jìn)/排氣蝸殼的高度；Bx為進(jìn)/排氣蝸殼的寬度；Din1為進(jìn)氣蝸殼進(jìn)口直徑；Dout1為進(jìn)氣蝸殼出口外徑；d1為進(jìn)氣蝸殼出口內(nèi)徑；Din2為排氣蝸殼進(jìn)口外徑；d2為排氣殼進(jìn)口內(nèi)徑。

渦輪級(jí)以某型船用渦輪增壓器中渦輪部件葉型為原型。

1.2 計(jì)算網(wǎng)格與邊界條件

分別對(duì)進(jìn)氣蝸殼、排氣蝸殼及進(jìn)/排氣蝸殼和渦輪組合進(jìn)行三維CFD模擬。

進(jìn)氣蝸殼網(wǎng)格如圖4(a)所示，分為穩(wěn)壓段、整流罩、過(guò)渡段三部分；圖4(b)則為排氣蝸殼網(wǎng)格，也分為穩(wěn)壓段、環(huán)形擴(kuò)壓器、過(guò)渡段三段；圖4(c)為渦輪級(jí)網(wǎng)格；圖4(d)為進(jìn)/排氣蝸殼與渦輪的組合網(wǎng)格。

圖4 模型網(wǎng)格圖

進(jìn)/排氣蝸殼及整機(jī)的邊界條件如表3所示。

表3 邊界條件

1.3 數(shù)值模擬驗(yàn)證

為保證計(jì)算網(wǎng)格的無(wú)關(guān)性，進(jìn)行網(wǎng)格敏感性驗(yàn)證，如圖5所示。從圖中可以看出進(jìn)氣蝸殼、排氣蝸殼與渦輪級(jí)的網(wǎng)格數(shù)分別在220萬(wàn)個(gè)、420萬(wàn)個(gè)與300萬(wàn)個(gè)時(shí)其質(zhì)量流量與總-靜效率基本處于水平，因此進(jìn)氣蝸殼、排氣蝸殼與渦輪級(jí)的網(wǎng)格數(shù)分別取220萬(wàn)個(gè)、420萬(wàn)個(gè)與300萬(wàn)個(gè)。

圖5 進(jìn)氣蝸殼、排氣蝸殼及渦輪級(jí)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模擬的可靠性與準(zhǔn)確度，以文獻(xiàn)[16]中的VTR400改型Ⅱ排氣蝸殼為研究對(duì)象，將本文中的數(shù)值模擬計(jì)算方法與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，其總壓損失系數(shù)及靜壓恢復(fù)系數(shù)的對(duì)比如表4所示。

由表4可知，試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果基本吻合，總壓損失系數(shù)誤差為2.34%，靜壓恢復(fù)系數(shù)為3.15%。由此可以說(shuō)明本文中的數(shù)值模擬方法是可靠的。

表4 排氣蝸殼參數(shù)試驗(yàn)值與數(shù)值模擬結(jié)果比較

2 進(jìn)/排氣蝸殼優(yōu)化方案

2.1 進(jìn)氣蝸殼優(yōu)化

進(jìn)氣蝸殼優(yōu)化主要集中在整流罩部分，主要是為減少進(jìn)氣蝸殼內(nèi)部的總壓損失，并在此基礎(chǔ)上提高進(jìn)氣蝸殼出口的均勻系數(shù)，為渦輪提供更為均勻的來(lái)流。在此對(duì)進(jìn)氣蝸殼提出兩種優(yōu)化方案，如圖6所示。具體是將整流罩型線由半圓改為雙扭線，然后在雙扭線的基礎(chǔ)上，以中心高度為半徑采用圓弧線，各方案參數(shù)如表5所示。

圖6 整流罩型線

表5 進(jìn)氣蝸殼優(yōu)化方案

2.2 排氣蝸殼優(yōu)化

排氣蝸殼的優(yōu)化主要集中在環(huán)形擴(kuò)壓器部分，其中內(nèi)廓角、外廓角、擴(kuò)壓比與最大軸向長(zhǎng)度均會(huì)影響排氣蝸殼的性能。由于項(xiàng)目尺寸要求，該排氣蝸殼的最大軸向長(zhǎng)度固定，這種情況下只能對(duì)其內(nèi)廓角、外廓角與擴(kuò)壓比進(jìn)行改動(dòng)。而本文中采用的排氣蝸殼氣體產(chǎn)生的流動(dòng)分離主要發(fā)生在外廓線部分，因此對(duì)其外廓角進(jìn)行改動(dòng)。不均勻改動(dòng)排氣蝸殼的外廓角，從而改變其環(huán)形擴(kuò)壓器的擴(kuò)壓比，將擴(kuò)壓器下半部分外廓角減小1.5°，上部減小0.9°，中間部分則根據(jù)上下改動(dòng)進(jìn)行掃掠得出。改動(dòng)如圖7所示，具體參數(shù)如表6所示。

圖7 外廓線優(yōu)化示意圖

表6 排氣蝸殼優(yōu)化方案

2.3 評(píng)價(jià)指標(biāo)

進(jìn)氣蝸殼的評(píng)價(jià)指標(biāo)采用總壓損失系數(shù)與出口均勻系數(shù)，排氣蝸殼采用總壓損失系數(shù)與靜壓恢復(fù)系數(shù)，而對(duì)于整機(jī)聯(lián)合模擬則采用總靜效率進(jìn)行評(píng)價(jià)?？倝簱p失系數(shù)ηT-S、靜壓恢復(fù)系數(shù)Cpr、均勻系數(shù)χ、總靜效率Cpl分別如式(7)～式(10)所示。

(7)

(8)

(9)

(10)

3 結(jié)果分析

3.1 進(jìn)氣蝸殼流場(chǎng)分析

圖8為進(jìn)氣蝸殼子午面的總壓系數(shù)云圖與整流罩的局部流線圖。從圖中可以看出，原型中整流罩下部有明顯的低壓區(qū)，而在雙扭線與圓弧線整流罩下部區(qū)域流動(dòng)有明顯改善，消除了低壓區(qū)的存在，除整流罩附近的損失外，其壓力損失主要由蝸殼穩(wěn)壓段與出口過(guò)渡段部分的壁面沿程損失組成。

圖8 進(jìn)氣蝸殼子午面總壓系數(shù)云圖與局部流線圖

圖8整流罩下部流線圖中可以看出整流罩附近的流動(dòng)。氣流擊打整流罩的位置都在一點(diǎn)，原型氣流分離后向下流動(dòng)了較長(zhǎng)的距離，造成了較大的壓力損失；而兩種優(yōu)化方案在下部的流動(dòng)都較為平緩，但雙扭線方案中氣流在下部流出蝸殼時(shí)產(chǎn)生了較大的轉(zhuǎn)折，會(huì)對(duì)蝸殼出口的均勻系數(shù)造成較大的影響，圓弧線則流動(dòng)良好。

圖9為進(jìn)氣蝸殼出口的總壓系數(shù)云圖。從圖中可以看出，與原型相比，雙扭線在出口下半部分出現(xiàn)了明顯的高壓區(qū)域，而圓弧線則相比于其他兩種更為均勻。下面定量地對(duì)原型及兩種優(yōu)化方案進(jìn)行說(shuō)明。

圖9 出口總壓系數(shù)云圖

為更好地對(duì)進(jìn)氣蝸殼分析，將進(jìn)氣蝸殼分成10個(gè)截面，其中截面2為進(jìn)氣蝸殼外殼型線由直線轉(zhuǎn)為圓弧線的過(guò)渡截面，截面10為去掉過(guò)渡段的出口截面，截面2至截面10為等角度劃分，如圖10所示。進(jìn)氣蝸殼總壓損失系數(shù)隨截面位置變化的曲線，如圖11所示。從圖中可以看出，兩種方案均可很好地降低蝸殼內(nèi)部的總壓損失。其中在出口截面10處，雙扭線方案的總壓損失系數(shù)較原型降低了7%左右，圓弧線方案降低了8%左右。

圖10 進(jìn)氣蝸殼截面圖

圖11 總壓損失系數(shù)隨截面變化曲線圖

對(duì)比蝸殼出口的均勻系數(shù)與蝸殼出口總壓系數(shù)，如表7所示。蝸殼出口總壓系數(shù)對(duì)渦輪性能也會(huì)產(chǎn)生影響，出口總壓系數(shù)更高則可以為渦輪提供品質(zhì)更高的進(jìn)口來(lái)流。

表7 進(jìn)氣蝸殼參數(shù)對(duì)比

從表7中可以看出，雙扭線方案的均勻系數(shù)較原型有所降低，而圓弧線方案則有所提升，并且出口總壓系數(shù)也是圓弧線方案較高。

綜上所述，不論是總壓損失系數(shù)、均勻系數(shù)和出口總壓系數(shù)，圓弧線均比原型和雙扭線兩種方案更好，并且在結(jié)構(gòu)方面圓弧線也較為簡(jiǎn)單，因此在后續(xù)整機(jī)數(shù)值模擬計(jì)算中，進(jìn)氣蝸殼采用圓弧線進(jìn)氣蝸殼。

3.2 排氣蝸殼流場(chǎng)分析

為便于后續(xù)描述與展示其內(nèi)部三維流動(dòng)，將排氣蝸殼進(jìn)口分為4個(gè)區(qū)域，分別為A1、A2、B1、B2，并展示了排氣蝸殼內(nèi)部的三維流線圖，如圖12所示。從圖中可以看出，蝸殼內(nèi)部流動(dòng)較為復(fù)雜。

圖12 排氣蝸殼進(jìn)口分區(qū)和排氣蝸殼三維流線圖

圖13展示了4個(gè)進(jìn)口區(qū)域的流線。從圖中可以看出，遠(yuǎn)離排氣蝸殼出口的A1與A2區(qū)域，氣流在排氣蝸殼環(huán)形擴(kuò)壓器中與蝸殼下半部分壁面的作用形成強(qiáng)烈的旋流，并向上游發(fā)展流向蝸殼出口，且有少部分氣流在蝸殼下部互相摻混干擾。其中在A1與A2區(qū)域中可以明顯地觀測(cè)到紅色流線，此部分流線為蝸殼漩渦運(yùn)動(dòng)的渦核。靠近出口的B1與B2區(qū)域內(nèi)，遠(yuǎn)離子午面的氣流經(jīng)擴(kuò)壓器直接進(jìn)入蝸殼，并與上半部分左右壁面接觸形成旋流，且此部分氣流還會(huì)受A1與A2區(qū)域氣流帶來(lái)的干擾。B1與B2區(qū)域中，靠近子午面的區(qū)域氣流并未與壁面發(fā)生接觸，經(jīng)蝸殼直接向出口排出，可以在流線圖中觀測(cè)到這部分氣流并未產(chǎn)生漩渦運(yùn)動(dòng)。從圖中還可看出兩側(cè)氣流基本上按照相似的曲線在排氣蝸殼流動(dòng)并匯聚，在出口形成大致軸對(duì)稱的漩渦結(jié)構(gòu)。與原型相比，優(yōu)化后兩側(cè)漩渦大致沿著蝸殼子午面對(duì)稱，并且流線較原型更為規(guī)律。

圖13 不同分區(qū)速度流線圖

圖14為排氣蝸殼子午面環(huán)形擴(kuò)壓器部分局部流線圖。從圖中可以看出，在原型蝸殼中環(huán)形擴(kuò)壓器上下兩部分都出現(xiàn)漩渦結(jié)構(gòu)，尤其是蝸殼底部形成了大量的漩渦結(jié)構(gòu)，而優(yōu)化后漩渦逐步變小，并由原型產(chǎn)生4個(gè)渦系結(jié)構(gòu)變?yōu)榱?個(gè)，擴(kuò)壓器外廓線部分的漩渦運(yùn)動(dòng)明顯削弱，環(huán)形擴(kuò)壓器上半部分的漩渦結(jié)構(gòu)也明顯削弱，由此可以說(shuō)明優(yōu)化方案是有效的。

圖14 子午面局部速度流線圖

為詳細(xì)展示蝸殼上半部分流動(dòng)情況，對(duì)蝸殼進(jìn)行了截面處理，圖15展示了3個(gè)截面的流線圖。從圖中可以看出，與原型不同，優(yōu)化后排氣蝸殼內(nèi)流動(dòng)是以子午面對(duì)稱的渦對(duì)形式向蝸殼出口處發(fā)展的。原型截面3處渦還并沒(méi)有完全形成，而截面2與截面1漩渦逐漸呈現(xiàn)從形成到穩(wěn)定的過(guò)程。渦的產(chǎn)生和氣流間的相互摻混為排氣蝸殼帶來(lái)了較大的流動(dòng)損失。與原型不同的是，優(yōu)化后在截面2處渦對(duì)已經(jīng)基本成型，并且渦對(duì)基本相對(duì)于蝸殼的子午面對(duì)稱，由此說(shuō)明優(yōu)化后的蝸殼內(nèi)部氣流間相互摻混的程度比原型低。

圖15 蝸殼截面流線圖

圖16為排氣蝸殼子午面的局部總壓系數(shù)云圖。從圖中可以看出，與原型相比，優(yōu)化方案子午面總壓系數(shù)云圖中低壓區(qū)明顯減少，特別是蝸殼上半部分，說(shuō)明優(yōu)化對(duì)于氣流在蝸殼上半部分產(chǎn)生的相互摻混具有明顯的抑制作用，而在蝸殼下半部分，由于漩渦運(yùn)動(dòng)的削弱，消除了低壓區(qū)的產(chǎn)生。

圖16 排氣蝸殼截面總壓系數(shù)云圖

表8展示了排氣蝸殼總壓損失系數(shù)、靜壓恢復(fù)系數(shù)與進(jìn)口靜壓系數(shù)。從表中可以看出優(yōu)化方案的各性能參數(shù)均要優(yōu)于原型，其中總壓損失系數(shù)降低了約17%，靜壓恢復(fù)系數(shù)提高了約19%。蝸殼進(jìn)口靜壓的大小將決定渦輪做功能力的強(qiáng)弱，進(jìn)口靜壓越小，渦輪做功能力越強(qiáng)[17]，優(yōu)化的進(jìn)口靜壓系數(shù)比原型小約0.041 89。

表8 排氣蝸殼參數(shù)對(duì)比

綜上所述，對(duì)排氣蝸殼環(huán)型擴(kuò)壓器外廓線進(jìn)行不均勻改動(dòng)對(duì)蝸殼氣動(dòng)性能的提升非常有效，且對(duì)上游渦輪的工作情況產(chǎn)生影響。

3.3 整體流場(chǎng)分析

根據(jù)前文所述，選取圓弧型進(jìn)氣蝸殼、不均勻優(yōu)化排氣蝸殼和渦輪組合并與原型進(jìn)行對(duì)比。為了便于后續(xù)描述，定義4個(gè)方案分別為原方案、方案1、方案2與方案3，如表9所示。

表9 不同方案對(duì)比

在此對(duì)不同方案內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行分析比較。由于原方案與方案2采用原型進(jìn)氣蝸殼，方案1與方案3采用圓弧型進(jìn)氣蝸殼，在此僅對(duì)原方案與方案1進(jìn)氣蝸殼出口總壓系數(shù)云圖進(jìn)行對(duì)比，如圖17所示。從圖中可以看出，與原型蝸殼相比，圓弧型蝸殼在出口面上部出現(xiàn)局部高壓區(qū)，而出口面中下部的總壓分布更為均勻，從而可以為渦輪提供更為均勻的進(jìn)口條件，故使方案1中渦輪的氣動(dòng)性能較原方案有所提升。

圖17 不同方案進(jìn)氣蝸殼出口總壓系數(shù)云圖

由于原方案與方案1采用原型排氣蝸殼，方案2與方案3采用優(yōu)化排氣蝸殼，在此僅對(duì)原方案與方案2排氣蝸殼進(jìn)口靜壓系數(shù)云圖進(jìn)行對(duì)比，如圖18所示。從圖中可以看出，相較于原型，優(yōu)化方案在中下部可以為動(dòng)葉出口提供更為均勻、更低的出口背壓，從而使渦輪具有更強(qiáng)的做功能力。

圖18 不同方案排氣蝸殼進(jìn)口靜壓系數(shù)云圖

圖19分別給出了不同方案下10%、50%、90%葉高的相對(duì)馬赫數(shù)云圖。從圖中可以看出，進(jìn)氣蝸殼對(duì)渦輪葉片在10%葉高的相對(duì)馬赫數(shù)影響比較大，而在50%與90%葉高其相對(duì)馬赫數(shù)并沒(méi)有發(fā)生明顯改變，圓弧型進(jìn)氣蝸殼在10%葉高時(shí)其進(jìn)口馬赫數(shù)較原型有明顯提高，這可以改善渦輪10%的流動(dòng)情況。原方案與方案2中排氣蝸殼對(duì)于渦輪馬赫數(shù)的影響主要發(fā)生在90%葉高，10%與50%葉高并沒(méi)有明顯變化，而90%葉高動(dòng)葉出口馬赫數(shù)在局部區(qū)域上較原型有所提高。

圖19 不同方案渦輪不同葉高馬赫數(shù)云圖

分析不同方案渦輪馬赫數(shù)后，對(duì)不同方案渦輪葉片進(jìn)行定量分析。進(jìn)氣蝸殼對(duì)渦輪的影響主要發(fā)生在靜葉前緣，氣流在進(jìn)氣蝸殼內(nèi)流動(dòng)后，到達(dá)渦輪靜葉時(shí)氣流與軸向發(fā)生了一定角度的偏離，從而對(duì)渦輪性能造成一定影響。圖20展示了原方案與方案1中渦輪在10%、50%、90%葉高的表面靜壓載荷分布，因?yàn)榉桨?與方案3其靜葉表面靜壓分布分別和原方案與方案1相同，故僅對(duì)原方案與方案1進(jìn)行展示，以方便對(duì)比。從圖中可以看出，在靜葉10%、50%、90%葉高，其截面靜壓系數(shù)分布在軸向相對(duì)弦長(zhǎng)0.2處到靜葉尾緣分布基本一致，進(jìn)氣蝸殼對(duì)于渦輪產(chǎn)生的影響主要發(fā)生在渦輪10%葉高靜葉前緣處，與原型相比，優(yōu)化的負(fù)攻角更大。而在50%與90%葉高處，其載荷分布基本沒(méi)有變化。

圖20 靜葉的表面靜壓分布

相較于靜葉，動(dòng)葉受上游靜葉與下游排氣蝸殼的雙重影響，4種不同方案的動(dòng)葉表面靜壓分布均會(huì)不同。排氣蝸殼對(duì)渦輪的影響主要發(fā)生在動(dòng)葉尾緣，氣流從渦輪流入排氣蝸殼，進(jìn)一步膨脹回收其余速動(dòng)能，這種改變反過(guò)來(lái)會(huì)影響渦輪出口處的壓力分布，從而影響整個(gè)渦輪的氣動(dòng)性能。

圖21展示了不同方案的動(dòng)葉表面靜壓分布。從圖中可以看出，動(dòng)葉10%、50%、90%葉高其靜壓系數(shù)在動(dòng)葉前緣到軸向相對(duì)弦長(zhǎng)0.8處分布基本一致，并且在10%與50%葉高動(dòng)葉進(jìn)口處均會(huì)產(chǎn)生一個(gè)壓升區(qū)域，這是靜葉尾緣激波造成的影響。而在90%葉高前緣處會(huì)產(chǎn)生較大的負(fù)攻角，這是由于氣流經(jīng)靜葉尾緣流出時(shí)氣流偏轉(zhuǎn)角過(guò)大。排氣蝸殼對(duì)動(dòng)葉的影響主要發(fā)生在動(dòng)葉尾緣部分，并且在10%葉高處排氣蝸殼對(duì)動(dòng)葉尾緣處的靜壓分布影響并不大，而在50%與90%葉高處可以明顯發(fā)現(xiàn)，方案2與方案3尾緣的靜壓低于其他方案，這是由于排氣蝸殼在動(dòng)葉出口處提供了更低的背壓，從而使渦輪產(chǎn)生更大的做功能力。

圖21 4個(gè)方案動(dòng)葉的表面靜壓分布

圖22為4個(gè)不同方案的總靜效率柱狀圖。從圖中可以看出，原方案處于最低點(diǎn)，其總靜效率值為85.24%；方案1中其總靜效率達(dá)到85.44%，較原方案提高了0.20%；方案2中總靜效率達(dá)到86.11%，較原方案提高了0.87%，而在方案3中其總靜效率為86.43%，較原方案提高1.19%。

圖22 不同方案的總靜效率柱狀圖

為更進(jìn)一步描述進(jìn)/排氣蝸殼對(duì)渦輪部件性能的提升，列出了不同方案下渦輪進(jìn)口總壓系數(shù)與出口靜壓系數(shù)，如表10所示。原方案與方案2使用原型進(jìn)氣蝸殼，方案1與方案3使用圓弧型進(jìn)氣蝸殼。由表10可知，采用圓弧型進(jìn)氣蝸殼后總壓系數(shù)提高了0.018 8，進(jìn)口總壓的提升可以有效提高渦輪性能。同時(shí)渦輪出口靜壓越低，氣流在渦輪中膨脹做功的能力就越強(qiáng)，其中方案1與方案2中采用同樣的進(jìn)氣蝸殼和不同的排氣蝸殼，從表中可以看出，方案2的出口靜壓系數(shù)較方案1降低 0.029 6，而方案3中進(jìn)/排氣蝸殼均采用優(yōu)化方案，其出口靜壓系數(shù)得到進(jìn)一步的降低。由此可見(jiàn)，對(duì)于進(jìn)/排氣蝸殼的優(yōu)化不僅使自身的氣動(dòng)性能有所提高，還能反過(guò)來(lái)作用于渦輪，使渦輪的氣動(dòng)性能隨之提升。

表10 不同方案渦輪進(jìn)出口參數(shù)對(duì)比

4 結(jié)論

(1)雙扭線與圓弧線優(yōu)化均能降低蝸殼內(nèi)的總壓損失。與原型相比，雙扭線方案的總壓損失系數(shù)降低了7%左右，圓弧線降低了8%左右。與雙扭線方案相比，圓弧線方案可以使蝸殼出口具有更好的均勻系數(shù)，為渦輪提供更均勻的來(lái)流條件，并且圓弧型在提供更高的出口總壓的同時(shí)，結(jié)構(gòu)也更為簡(jiǎn)單。

(2)對(duì)環(huán)形擴(kuò)壓器進(jìn)行不均勻優(yōu)化，即按不同數(shù)值改變其擴(kuò)壓比，可以有效減弱蝸殼內(nèi)部漩渦運(yùn)動(dòng)，尤其是環(huán)形擴(kuò)壓器下半段。相較于原型，優(yōu)化后總壓損失系數(shù)降低了約17%，靜壓恢復(fù)系數(shù)提高了約19%，進(jìn)口靜壓系數(shù)比原型小約0.041 89，提高了渦輪的做功能力。

(3)進(jìn)氣蝸殼主要對(duì)渦輪級(jí)靜葉10%葉高與來(lái)流攻角產(chǎn)生影響，排氣蝸殼主要對(duì)渦輪動(dòng)葉尾緣靜壓載荷分布產(chǎn)生影響。與原型進(jìn)/排氣蝸殼對(duì)比，僅更換進(jìn)氣蝸殼可以使總靜效率提高0.20%；而僅更換排氣蝸殼可使總靜效率提高0.87%；進(jìn)/排氣蝸殼都更換后可使總靜效率提高1.19%。