可调向心涡轮增压器调节机构优化设计

邢世凯 李聚霞 马朝臣 陈立辉 李 晴

1.河北师范大学职业技术学院，石家庄，0500242.石家庄信息工程职业学院，石家庄，0500353.北京理工大学机械与车辆学院，北京，100081

可调向心涡轮增压器调节机构优化设计

邢世凯1李聚霞2马朝臣3陈立辉1李 晴1

1.河北师范大学职业技术学院，石家庄，0500242.石家庄信息工程职业学院，石家庄，0500353.北京理工大学机械与车辆学院，北京，100081

提出了一种新型的增压器调节机构设计方案，该设计方案取消了传统增压器调节机构中的喷嘴座或定距套结构，利用3个固定导叶来控制喷嘴环的宽度。该设计方案力图减小蜗壳或导叶流道中由于特定结构所导致的局部扰动，减小其流动损失，提高涡轮效率。对该设计方案与喷嘴座结构方案、定距套结构方案进行了相同工况的数值计算，通过计算结果的对比，从理论上验证了设计方案的可行性。

可变几何截面涡轮增压器；调节机构；优化设计；涡轮效率；数值计算

0 引言

可调向心涡轮增压能在较宽广范围内适应车用发动机的工作要求，具有广阔的应用前景[1-3]。近年来，不少学者对可调向心涡轮增压器调节机构进行了优化和改进[4-5]。目前，市场上的可调向心涡轮增压器调节机构主要采用在蜗壳中设置喷嘴座或在喷嘴环流场中设置定距套的结构方式，来控制喷嘴环的宽度，保证可调导叶的灵活运转。

定距套结构的应用，会带来导叶间的局部流动干扰，加大喷嘴环流场的流动阻力，降低涡轮效率；喷嘴座结构的采用虽能降低喷嘴环流场流动损失，但蜗壳流场内的流动损失会有所增加。现有的可调向心涡轮增压器调节机构的以上缺点制约了可调向心涡轮增压器的推广应用，应采取针对性的措施予以解决。

此前，针对可调向心涡轮性能的研究主要集中在导叶形状、导叶开度变化、导叶叶端间隙等对涡轮性能的影响方面[6-9]。研究过程中，一般不考虑喷嘴座或定距套结构的局部流动干扰，导致计算结果与真实值产生偏差[10-11]。因此，在数值计算中应该充分考虑定距套或喷嘴座等特殊结构对涡轮流场产生的影响，使数值计算更有指导意义，为涡轮的优化设计提供参考[12]。

针对目前可调向心涡轮增压器调节机构存在的上述问题，笔者提出一种新型的增压器调节机构设计方案，并对该设计方案与喷嘴座结构方案、定距套结构方案进行相同工况的数值计算，通过计算结果对比，从理论上验证了设计方案的可行性。

1 改型设计方案

改型设计方案如图1所示，3个固定导叶通过安装轴以相同的开度α均匀或非均匀地固定在叶片座一侧的同一圆周上，用固定导叶来控制喷嘴环的宽度。固定导叶采用钝头气动叶型，以减小对来流方向的敏感性，使导叶安装角与增压器设计工况点相适应。

1.固定导叶 2.可调导叶 3.叶片座图1 增压器调节装置结构示意图Fig.1 Structure diagram of turbocharger regulating mechanism

n个可调导叶通过安装轴活动地安装在叶片座上并分布在3个固定导叶之间，固定导叶和可调导叶将此圆周等分。可调导叶的初始安装角度大小互不相等，即α1≠α2≠…≠αn，以使导叶入口与蜗壳出口的气流角相适应，减小蜗壳出口气流对导叶的冲击，减小由于导叶开度不合适而产生的流动损失。

2 计算模型的建立与验证

2.1 几何模型的建立

以某可调向心涡轮增压器径流式涡轮为研究对象。该增压器采用单通道无叶蜗壳，包含11个导流叶片和9个径流式涡轮转子叶片，转子叶片入口气流角为0°(直叶片)。增压器涡轮级实体模型如图2所示。

图2 涡轮级实体模型Fig.2 Turbine stage model

2.2 计算区域的离散

2.2.1 蜗壳流道网格划分

将蜗壳三维模型的iges文件导入FINE/Turbo软件包中的IGG模块并进行蜗壳流道的网格划分，生成蜗壳中设置喷嘴座和蜗壳中不设置喷嘴座两种结构的蜗壳流道网格。可调向心涡轮中的喷嘴座结构如图3所示。采用分块(block)划分蜗壳流道网格，各块划分网格时使用蝶形(butterfly)网格技术提高网格质量和网格正交性。得到蜗壳流道各块的模型网格后，利用FINE/IGG连接功能中的完全非匹配连接方法，进行网格块之间拓扑网格结构的计算和联通。

图3 可调向心涡轮喷嘴座结构Fig.3 Nozzle seat structure of variable radial inflow turbine

2.2.2 改型设计方案导叶流道的网格划分

图4所示为改型设计方案固定导叶与可调导叶的周向分布情况，将导叶4、导叶7、导叶11作为改型设计方案中的固定导叶(3个固定导叶周向非均匀布置)，其他导叶为可调导叶。导叶流道网格划分过程中，固定导叶的开度为增压器设计工况所对应的导叶开度，在任何工况下都保持在最初的安装位置，始终保持不变。改型设计方案的导叶流道网格共分成55块，总网格数为2 613 611。

图4 固定导叶与可调导叶的周向分布Fig.4 Circumferential distribution of fixed guide vanes and adjustable guide vanes

2.2.3 定距套结构方案导叶流道网格划分

图5所示为定距套与可调导叶的周向分布情况。定距套的位置和尺寸参照GARRETT公司生产的某可调向心涡轮增压器定距套相关参数进行确定。由于导叶流道网格一般直接利用FINE/AutoGrid模块自动生成，故在导叶流道中增加定距套结构后，导叶流道网格的生成难度增加。经过多次探索和尝试，定距套采用分流叶片的方式进行网格划分，最终生成的导叶流道网格如图6所示。定距套结构方案的导叶流道网格共分成70块，总网格数为3 458 322。

图5 定距套与可调导叶的周向分布Fig.5 Circumferential distribution of spacer sleeves and adjustable guide vanes

图6 定距套结构方案的导叶流道网格Fig.6 Spacer sleeve structure scheme flow field mesh

2.2.4 叶轮流道的网格生成

叶轮流道部分的计算网格，可以直接利用FINE/AutoGrid模块来自动生成。将叶片压力面、吸力面、轮缘线和轮毂线的dat几何数据文件导入AutoGrid中，通过设定叶片数目，叶轮流道展向、流向、周向网格节点数等控制参数，生成完整的叶轮流道网格。

2.2.5 涡轮级的网格生成

生成蜗壳、可调导叶及叶轮流道的计算网格后，在IGG中进行组合，将可调导叶出口和叶轮进口处设置为转静子交界面。蜗壳出口和可调导叶进口采用完全非匹配连接条件。蜗壳入口设为整级数值计算入口(INL)，叶轮延长段出口设为计算出口(OUT)，得到涡轮级全周计算模型流道网格，如图7所示。

图7 涡轮级流道网格Fig.7 Turbine stage flow field mesh

2.3 计算参数设定

选取理想空气作为流体模型，选择湍流N-S流动控制方程、S-A湍流模型。对旋转部分给定转速，设定转静子交界面的上下游，选择转子冻结法完成上下游的连接。进口边界给定蜗壳进口总温、总压及气流方向；出口边界给定平均静压；固体壁面取不渗透、无滑移、绝热的边界条件。选择中心差分并结合四阶耗散项对空间进行离散，采用四阶Runge-Kutta格式进行时间推进求解；全多重网格数设为3；CFL数设为3；采用当地时间步长法、隐式残差光顺法来加速收敛。采用均匀初场条件，初始湍流黏度取 0.0001 m2/s。

2.4 计算模型验证

图8为75%导叶开度，相似转速5730 r/(min·K1/2)时数值计算和性能试验的涡轮特性对比图。涡轮特性测试原理及试验方法已在文献[13]中进行了详细论述。

(a)涡轮流量特性

(b)涡轮效率特性图8 计算模型验证Fig.8 Numerical simulation model validation

由于模型忽略了导叶间隙的影响，故流量的试验值大于计算值，效率的试验值小于计算值。由图8可知，涡轮特性曲线中计算值和试验值较接近，且与涡轮特性趋势一致，误差均在允许范围之内。考虑到建模误差、数值误差及试验系统误差的影响，可认为本文计算所采用的数值方法和计算网格是有效的，证明采用同样的数值方法和模型网格可用于后续的研究。

3 改型设计方案效果分析

为了验证设计的新型可调向心涡轮增压器调节机构(以下简称改型设计方案)的使用效果，进行了改型设计方案与喷嘴座结构方案、定距套结构方案对应工况的数值计算。通过3种方案计算结果中相关参数的对比，验证改型设计方案的有效性。

3.1 改型设计方案对可调向心涡轮效率的影响

对改型设计方案、喷嘴座结构方案、定距套结构方案进行了相同工况的数值计算，通过效率对比，从理论上验证设计方案的可行性。计算中，改变各可调导叶的开度，保证3种方案在同一边界条件下涡轮的流量相同，来研究改型设计方案的可行性。3种方案在额定功率工况和最大转矩工况对应导叶开度下不同相似转速时的效率对比如图9、图10所示。

(a)相似转速5722 r/(min·K1/2)

(b)相似转速5816 r/(min·K1/2)图9 额定功率工况对应导叶开度效率对比Fig.9 Efficiency comparison at the guide vane opening corresponding to the rated power condition

(a)相似转速5722 r/(min·K1/2)

(b)相似转速5816 r/(min·K1/2)图10 最大转矩工况对应导叶开度效率对比Fig.10 Efficiency comparison at the guide vane opening corresponding to the maximum torque condition

由图9、图10可知，改型设计方案与喷嘴座结构方案、定距套结构方案相比，导叶不同开度、不同相似转速条件对应的各工况点涡轮效率均有所升高。这主要是因为改型设计方案取消了喷嘴座结构方案蜗壳流场中的3个矩形截面连接臂或定距套结构方案喷嘴环流场中的3个圆柱形定距套，减小了蜗壳流场或喷嘴环流场中局部流动的干扰，流动损失下降。进一步分析可知，导叶开度相同时，大速比时的效率提高幅度比小速比时更为明显。通过涡轮级采用喷嘴座结构方案、定距套结构方案和改型设计方案各对应工况点的效率对比，从理论上验证了改型设计方案的可行性。

3.2 改型设计方案对蜗壳出口气流角的影响

3.2.1 蜗壳流场周向角定义

图11为蜗壳结构及其坐标示意图，叶轮旋转轴为 z 轴，坐标系满足右手定则，定义周向角θ从0-0截面(y轴正方向所通过的蜗壳截面，即蜗壳流道中流量开始减小的截面)开始沿逆时针方向旋转。

图11 蜗壳流场周向角定义Fig.11 Definition of volute flow field circumferential angle

3.2.2 改型设计方案对蜗壳出口气流角的影响

图12所示为不同工况喷嘴座结构方案、定距套结构方案与改型设计方案对应导叶50%叶高位置蜗壳出口气流角周向分布对比情况。

由图12可知，喷嘴座结构方案对应的蜗壳出口气流角周向范围内出现了3个气流角明显增大的区域。该方案在蜗壳流场中设置了3个非均匀布置的矩形截面喷嘴座连接臂，由于连接臂后方区域的径向速度较大，切向速度较小，故图12中3个连接臂后方区域蜗壳出口气流角明显增大，导致蜗壳出口气流直接撞击导叶，流动损失变大。

(a) 额定功率工况

(b) 最大转矩工况图12 蜗壳出口气流角周向分布对比Fig.12 Circumferential distribution comparison of volute outlet flow angle

由图12可知，定距套结构方案对应的蜗壳出口气流角周向范围内出现了3处气流角明显减小的区域。该方案在喷嘴环流场中设置了3个非均匀布置的圆柱形定距套，定距套结构会对上游蜗壳流场内的流动产生影响，使定距套前方区域径向速度明显降低，切向速度变化不大，导致蜗壳出口气流角明显减小。

改型设计方案取消了喷嘴座或定距套等结构，蜗壳出口气流角周向分布更为均匀，蜗壳流动的周向不均匀性明显减弱。90°～350°(蜗舌对应位置)周向角范围内的蜗壳出口气流角较为稳定，蜗壳出口气流角与此时的导叶开度角相接近，蜗壳出口气流能够平顺地进入导叶流道，解释了涡轮效率提高的原因。从图12中还可看出，在蜗壳出口整周范围内，出现了与导叶数11相同的气流角波动，进一步说明蜗壳下游喷嘴环流场会对上游蜗壳流场产生影响，加剧了蜗壳流动周向的不均匀性。

4 结论

(1)针对可调向心涡轮增压器调节机构存在的主要缺陷，提出了一种用固定导叶代替喷嘴座或定距套结构的可调向心涡轮增压器调节机构设计方案。

(2)通过涡轮级采用喷嘴座结构方案、定距套结构方案和改型设计方案各对应工况点的效率对比，从理论上验证了改型设计方案的可行性。

(3)改型设计方案与喷嘴座结构方案、定距套结构方案相比，减少了涡轮级的局部流动干扰，有效地解决了目前可调向心涡轮增压器调节机构存在的主要问题。

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(编辑 张 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

河北省科技支撑计划资助项目(15273703D)；河北省高等学校自然科学研究青年基金资助项目(QN20131017,QN2014164)；河北师范大学博士基金、应用开发基金资助项目(L2016B15，L2015K08)

TK421.8

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

邢世凯，男，1974年生。河北师范大学职业技术学院教授。主要研究方向为车用发动机增压与排放控制技术。发表论文70余篇。E-mail:hbsdxsk@163.com。李聚霞，女，1973 年生。石家庄信息工程职业学院副教授。马朝臣，男，1959年生。北京理工大学机械与车辆学院教授、博士研究生导师。陈立辉，男，1977年生。河北师范大学职业技术学院副教授。李 晴，女，1968年生。河北师范大学职业技术学院讲师。