不同工况下双涡卷径向涡轮性能的数值模拟

摘要

双涡旋径向涡轮越来越多地用于涡轮增压应用，以利用脉动废气。尽管CFD与涡轮增压技术相关，但应用于双涡旋涡轮的科学文献有限，特别是在部分进气的情况下。摘要双滚动径向涡轮的CFD模型完成了为了给贡献文献理解当前CFD方法的功能应用到这些困难的情况下,开发性能指标,可用于涡轮优化设计的目的。通过ANSYS CFX®在全、部分进气工况下的广泛工况下获得流动解。为了验证数值模型的有效性，计算了总静态效率和质量流量参数(MFP)，并与实验数据库进行了比较。开发程序的目的也是为了生成一个数据库的双涡旋涡轮机有用的未来的应用。对不同进给条件下的性能进行了比较。特别着重分析了蜗壳出口/转子进口段的流动特性。引入转子进口流动畸变指数，将涡轮性能与蜗壳产生的流动不均匀性联系起来。最后讨论了后腔对性能参数的影响。 The introduction of these new nonuniformity indices is proposed for volute design and optimization procedures.

1.导言

径向涡轮在一些工程应用中正变得越来越重要。在发电方面，它们被广泛应用于微型发电厂[1- - - - - -3.]，通常与热电并作共生目的。另一个常见和成熟的应用领域是涡轮增压:作为缩小发动机战略的一部分，以减少温室气体排放，保持较高的比功率水平。在可能的增压方案中，脉冲增压是利用小直径和长度(低阻尼体积)的排气歧管可能产生的压力周期性波动(由发动机排气阀周期性打开产生)的一种方便的解决方案。然而，这种技术引入了与来自不同圆柱体的压力波可能相互作用和风的周期有关的问题，这可能会减轻脉动流的积极影响。考虑到脉动工况下通过涡轮的质量流量比静止工况下要小，为了使涡轮供气尽可能均匀(从而优化涡轮性能)，将汽缸排气分组为不同的流形是很重要的。脉冲增压的主要问题是选择哪些气瓶必须连接在一起。众所周知，在一个四冲程发动机放电阶段持续大约240°曲柄角。为了避免在开排气门时不同气缸之间的相互作用，应将它们连接起来，使点火顺序按等于(六缸发动机)或大于240°的曲柄角进行移动[4].

脉冲涡轮增压通常导致特殊涡轮蜗壳几何形状的应用，如双涡卷或双入口类型。在双入口配置中，进气口创建两个独立的进气通道，在圆周方向为转子的不同部分供油。在双涡卷涡轮中，进气口经向分为o两个支腿（轮毂和护罩转子侧），但在这种情况下，它们都为整个转子圆周馈电[5].

由于复杂的流体动力学现象和强烈的三维流动结构，此类解的流动研究日益重要。更好地了解涡轮在不同进气条件下的流场，有助于与内燃机的匹配。例如，戴尔和沃森[6实验表明，即使双涡旋涡轮的两翼是对称的，进口的质量流量几乎一致，当叶冠翼流量大于通过轮毂分支的流量时，效率达到最高。一些工作也研究了涡轮机在稳定和非稳定流动条件下的性能[5，7- - - - - -9].

转子盘后腔会影响转子进口处的流动，进而影响涡轮性能。Raetz等人研究了空腔内的流动特征[10来计算涡轮增压器的空气动力。结果表明，离心力在径向产生高总压梯度的流动结构。

双进气和双进气径向涡轮在多种工况下的增压性能预测需要采用三维CFD模型。牛顿等[11]模拟了一个双进气涡轮，目的是研究全进气和部分进气时的损失来源。他们将计算分析分为两部分:在稳态条件下采用单通道模拟全进气条件，在部分非定常条件下采用全转子模拟。Shahhosseini等人[12]提出了一种基于Favre平均Navier-Stokes方程（FANS）的三维CFD模型该模型为可压缩流动提供了更有用的方程形式，并用于分析完全和部分进气时的性能；结果还与Shahhosseini等人获得的实验数据进行了比较。

薛等[13]使用Ansys CFX®商业代码开发了一个程序，用于研究双入口涡轮机损失。他们用四面体单元将蜗壳啮合，而转子则用结构化网格离散。他们使用稳态RANS方程和SST模型进行湍流闭合。以总压和总温度作为入口边界条件；平均静压固定在出口处。薛等人获得了实验数据和数值数据之间的良好匹配。他们比较了各种不同的进气条件，以调查每个涡轮部件的损失贡献。

作者建立了双涡旋径向涡轮的CFD模型[14主要研究蜗壳的性能。采用单转子通道构型对上述模型进行了简化。包括转子来确定工作点和对蜗壳性能的研究。

已发表的论文可在对双涡卷和双入口涡轮进行详细CFD研究的文献中找到。但是，除了Xue等人描述和评论了带叶片涡轮转子进口处的流动畸变外，其他作者均未研究叶轮进口处的流场并提出蜗壳性能指标冰。

本文考虑了一个完整的双涡卷径向涡轮的CFD模型（蜗壳和全转子）。在全进气和部分进气的大范围工作点上，进行了带和不带背面空腔的模拟。CFD模型通过实验数据进行了验证。性能参数的比较借助于流动不均匀性指数，讨论了不同进气情况下的（总静态效率和MFP）。这些参数是用于比较蜗壳设计或自动设计优化程序的蜗壳性能参数。

2.参考几何

试验用例涡轮是一种用于涡轮增压的双涡旋径向流入涡轮。几何数据是保密的;然后所有的数量都以无量纲或简化形式报告。在以前的工作中使用了相同的几何形状[14].

2.1.蜗壳

蜗壳的几何参数如表所示1：(我)无叶分布器径向延伸，无量纲化 ；(2)蜗壳面积比比较出口蜗壳面积(A₂)和总入口面积( ）;(3)面积半径比(A/r)。

由于检查的涡轮是双涡旋，蜗壳有两个进口部分连接到排气歧管(图2)．它们是根据它们相对于转子的位置定义的:轮毂侧进口(i)和叶冠侧进口(ii)。

2．2.转子

几何数据汇总在表中2．

数字1(一)在通用涡轮截面的参考图上显示了主要参数的位置。

叶轮(图1 (b))由= 9个叶片具有径向前缘(= 0°)和出口金属角度随半径增大，以匹配后缘的圆周速度变化。

径向电机的一个特点是后腔;它由背面(叶轮后面旋转的圆形表面)与固定壳体之间的体积组成。这个几何细节的子午截面如图所示1 (b)．

在本文的第一部分，几何模型不包括空腔。在第二部分(从Section7)该特性包含在模型中。

3.CFD模型

采用ANSYS®CFX数值计算平台。双涡旋蜗壳采用非结构化网格(添加粘性网格层)离散，如图所示3.，为转子生成结构网格(图4)．采用十棱柱层对壁面呈指数聚类的方法，对壁面边界层的精确分辨进行了研究。为了避免使用墙体函数，计算了第一层的高度，得到y+接近1。

该模型分为三个领域（图1）2)：(我)蜗壳(2)转子(3)出来

在稳态流动条件下进行了数值模拟。上述选择是由于将稳态CFD性能与相应的实验数据进行比较，而涡轮与内燃机并没有匹配，而是在气体试验台进行实验。表中报告了为不同域设置的边界条件3.；这些是有效的完全录取条件。

在部分入腔时，两肢体之一是闭合的;通过引入入口(零质量流)的壁面边界来模拟这种情况。

入口总条件、出口静压和转速的实验数据用作边界条件。

可压缩流动模型为Reynolds -平均Navier - Stokes (RANS)方程;湍流闭合的剪应力传输(SST)模型由于其较高的精度和校准在叶轮机械应用程序中被采用。用具有二阶精度的高分辨率格式求解了方程组。

海温考虑了湍流切向应力的输送，提供了非常准确的预测触发器和逆流梯度下的流动分离程度。

流体是具有比热的理想气体= 1.15[焦每千克和根据萨瑟兰定律随温度变化的动态粘度。

4.涡轮性能参数

本段讨论用于设置涡轮机工作点的性能参数和参考无量纲或减少量的定义:(我)压力比流量(PRF)是蜗壳进口总压力( ）及静出口压力( )．在完全进气时，入口总压力对应于入口总压力的算术平均值( ， )．在部分进气时，PRF被认为是美联储分支的总压力与出口静压的比值; (2)降转速为涡轮转速与进气总温度平方根的比值( ）; (3)采用质量流量参数(MFP)来估计涡轮的流量，其方程在下面的修正版本中没有参考几何面积(见[7): 式中，MFR是通过所考虑翼的质量流量与涡轮机处理的总质量流量之间的比率； (四)总-静态效率是“实际的”总焓降与涡轮在等熵过程中可获得的能量之间的比率:

总入口条件是质量流量在参考截面上的平均值。静压是参考截面上的面积平均值。

5.实验验证

桌子4给出了不同转速和进气条件下所考虑的压力比集。

双涡旋涡轮可以在不同的条件下运行:(我)部分进气→某一分支的质量流量为零。只在叶冠侧支路有质量流的情况称为“部分叶冠”，相反的情况称为“部分轮毂”;(2)全部入场→ 两个蜗壳分支由大致相同的废气质量流量供给（由于两个扇形部分的不对称性和应用的不同边界条件而产生的差异）。

在这项工作中，模拟了部分和全部录取。

为了适当覆盖涡轮的工作范围，在三种不同的等速下选择了九个工作点。

将CFD模拟计算得到的质量流量参数(MFP)和总静态效率值与实验数据进行了比较。在下面的段落中，将分别讨论不同的入院情况。

5．1.完整的入学验证

全录取结果的比较见图5-6与实验数据。从MFP和PRF的趋势对比中可以看出，实验数据和数值数据吻合得很好(数值非常接近)，而CFD倾向于略微低估质量流量。MFP的百分比差异(见(7)的CFD值与实验值之间的差值一般小于3.5%(见表5)．

数字6显示了从整体到静态的效率趋势。由于保密原因，没有报告效率值。可以注意到(我)CFD往往高估效率值;(2)CFD和实验数据趋势不同：数值结果显示，随着PRF的增加，趋势呈单调下降趋势，而实验数据有一个峰值。

这种趋势上的差异主要可以从机械效率的角度来解释。

必须注意的是，虽然CFD效率是通过(6)，实验数据为“涡轮有效效率”(热力性能)，其中包括机械损失，导致性能指标较低。

此外，涡轮机械效率取决于工作点[15，16，其行为可以解释CFD与实验数据的趋势不匹配。然而，平均百分比差异低于4%。

5.2。部分护罩进入验证

如果部分叶冠进入，则轮毂翼完全关闭。性能比较如图7表明，在这种情况下，CFD模型略微高估了实验MFP值(图中则相反)5完全承认)。

对表中工作点的数值误差进行量化6．

CFD模型倾向于过高估计总体到静态涡轮效率的实验数据，就像在完全进入。在这种情况下，平均误差更高，约为15%(图8)．

5.3。部分集线器接纳验证

在这种情况下，叶冠翼是关闭的，只有轮毂分支由废气供应。数值结果与实验结果比较，结果与部分叶冠条件相似。MFP(图9),(图10)都被CFD模型高估了。

质量流量参数估计的误差报告在表中7，计算结果与实验数据相差约20%。

数字11表明，在部分叶冠进气量MFP低于相反情况(部分轮毂)。

尽管在部分情况下给定的边界条件非常相似，但由于径向涡轮两涡轴的强烈几何不对称，叶冠和轮毂蜗壳分支之间的质量流分布是不同的。

6.性能分析

CFD仿真数据库还可以用来比较双涡旋涡轮在不同进气条件下的性能。正如作者在之前的论文中所述[14]，完全和部分入院的情况不能相互比较，因为完全入院的质量流量大约是部分入院的两倍。

为了识别不同工况下蜗壳的性能，有一个性能指标[14的定义，以突出转子入口的流动不均匀性。它被称为并计算如下。

上述指标是在考虑绝对流角的情况下得出的α从轮毂到护罩沿跨度分布。静止架在转子进口处气流角的平均值是对应于跨距第n个百分比处的流量角（从轮毂到围板）。该指数定义为局部流量的跨距位置加权平均值α偏离平均值。随着进气条件的变化，转子进口截面的气流角展向趋势发生显著变化:在全进气情况下(图12）α几乎是不变的大部分跨度(高达80%)，但在裹尸布附近有一个显著的下降。

在部分叶冠条件下，趋势与全情况相似，叶冠侧有较大的减小(图)13)．与此相反，部分枢纽案例则呈现出不同的情况α通过跨度变化(图14)由于阿尔法指数是为了评估涡轮蜗壳性能而制定的，因此本分析所采用的模型不包括转子背面，因此也不包括叶轮和固定壳体之间的空腔。

正如作者在之前的工作中所报告的[14]，不均匀度指标与机器在不同工况下的性能有一定的相关性。较高的α指标值对应较低的效率，反之亦然，当比较部分叶冠和部分轮毂准入条件。

如图所示15（a）-15 (b)，部分围板情况下的指数值始终高于部分轮毂：这导致只有在围板翼馈电时，总静态效率较低。这种行为可以用未馈电翼中存在较大再循环区来解释，以便部分围板进入。

在数据(16日)和16 (b)比较了两种局部情况下蜗壳截面上的速度矢量:两种情况都出现再循环;然而，当只有叶冠支管时，这种现象更强烈，导致更高的流体动力损失和性能恶化。

7.背面空腔对性能的影响

7.1。介绍

已将转子背面及其空腔引入3D CFD模型，以了解该细节对涡轮性能的影响。操作点集（表4)的数值模拟方法与前面描述的相同。在三种不同的进气条件下，通过改变转速和压比来测试其性能:全罩、部分罩和部分轮毂。在前面的分析中，总静态效率和MFP被考虑进行比较。

空腔的存在改变了转子进口处的流动结构，因此引入了一种基于总压分布的附加性能指标，将转子进口处的蜗壳流动结构与涡轮性能联系起来。

7.2。总压强指数

考虑了转子进口沿轮毂到叶冠的总压力分布。由于总压力与可从流管获得的能量量有关，这个量的大跨度变化影响蜗壳性能和转子效率。对于绝对气流角α，与平均值相关的偏差已在总压指数公式中计算（参见(9))。

为跨度上的平均值;是对应第n个量程百分比位置处的总压力值。与由于后腔对流场的影响集中在轮毂侧，因此公式类似于(8)会降低该特定区域的总压不均匀性影响。这个新指数的定义没有被取代 ，这对于蜗壳的性能评价是有效的，但改善了在后腔情况下转子进口流动不均匀性的描述。

7.3。有或没有转子后腔的情况比较

模拟集（表1）4)，并将转子后腔包含在三维模型中。由于压力边界条件保持不变，相对于没有空腔的情况，整体质量流量没有明显变化，即使在部分进汽条件下。

在比较有无后腔的情况时，选择的性能参数是总静效率。首先考虑部分护罩进汽的工作点。

如图所示17，当只给叶冠翼供油时，后腔的存在似乎对涡轮效率有积极的影响:在有空腔的涡轮模型中，有增大的趋势。这种特性可以用蜗壳内的流动结构来解释。

图中显示了蜗壳横截面(带有后腔)(18日)-18 (b)速度矢量投影在上面。

通过对流场的定性评估得出结论，该空腔减少了进入未供气翼的强回流，这是部分叶冠进气的典型特征。

已绘制了空腔和无空腔情况下转子进口段从轮毂到护罩的总压力分布图。数值以无量纲形式报告（图(19日)-19 (b))作为所有考虑转速的局部和平均展向值之间的比率。可以看到，在CFD模型中不考虑后腔时，轮毂区域(接近零跨度)的总压力值通常低于有腔记录的总压力值;这种差异在高转速时更为明显。

在图20.总压力指数与PRF进行了对比。可以注意到趋势与相应的总-静态效率曲线相关。指数越高，效率越低，反之亦然(对比图)17- - - - - -20.)．

本文讨论了部分轮毂进气的运行条件集。

如图所示，如果仅给轮毂支腿馈电，则背面空腔的影响比没有空腔时给出的总静态效率值更低21．

在这些情况下，空腔的存在倾向于稍微增加流入没有供气的蜗壳分支的回流。在图22蜗壳横截面上的投影速度矢量显示了上述效应（考虑未通电翼、围带侧的矢量大小）。

图中报告了所有转速下轮毂到叶冠的总压力分布23日(一)-23日(b)分别有腔和无腔。局部总压力值指相应的展向平均值( ）所示。可以注意到，不像部分覆盖条件(图21)，无腔区轮毂区总压较高;在空腔情况下损失更大。

总压指标分布如图所示24．

两者之间的良好联系并确定了总-静态效率值。较高的指数值(在本例中为空腔)与较低的效率值相关(对比图)23-24)．

比较了涡轮在部分“叶冠”和“轮毂”进气中的性能，建议使用总压力指数。因此，有或没有后腔的情况分别考虑。

下面可以看到，上述指标与效率趋势一致(见图)(25日)-25（b）):部分叶冠进气量导致性能比部分轮毂外壳更差。

空腔的引入极大地影响了涡轮在部分进气时的性能，直至达到效率趋势相反的程度(对比图)25（b）-26（b）):带空腔的径向涡轮模型在部分叶冠进气量上优于部分轮毂进气量。

上述变化趋势与总压指数变化有较好的相关性。

8.结论

本文建立了一种双涡旋径向涡轮性能分析的CFD方法。考虑三种不同的转速和三种不同的压力比，在全进气和部分进气条件下进行了模拟。然后将模拟的性能与可用的实验数据进行比较，以验证模型。结果表明，计算得到的MFP值与参考实验数据吻合较好，且采用数值模型计算的总-静态等熵效率未考虑力学损失，导致实验热力学效率过高。系统地应用这种方法可以生成对研究涡轮性能或运行参数有用的性能数据库[17].

CFD分析中的数据库用于研究蜗壳性能，并确定可用于设计目的的参数，特别是用于自动设计优化。为了提高模型的保真度，数值模型和CFD数据库e中包括了转子背面空腔xtended.相反部分进气条件下的汽轮机性能（“轮毂”或“护罩”）与背面空腔进行了比较：检测到了不同的趋势，突出了空腔在这种特定蜗壳配置中的重要性。基于转子进口总压展向分布的拟定性能指标与总静效率直接相关。独特的配置由于其强烈的几何不对称性，所研究的离子有助于详细研究部分进气时的流动结构，并引入流动畸变参数，这将对蜗壳的设计优化有效。

命名法

答:	区(米2）
Cp:	恒压比热(J/kg K)
h:	比焓（J/kg）
m:	质量流量(kg/s)
护士:	涡轮转速(rpm)
：	降低涡轮转速(rpm/0.5)
病人:	压力(Pa)
：	总压强指数
接待员:	半径(米)
苏:	萨瑟兰常数
师:	温度(K)
：	叶片数量
α：	静止框架流动角(deg)
：	流动角不均匀指数
β：	相对框架流动角(deg)
η：	效率
μ：	动态粘度(kg/m s)。

下标

b:	金属角
例:	涡轮出口
中心:	中心蜗壳入口
是:	等熵
m:	平均值
红色:	减少
裁判:	参考价值
承宪:	裹尸布蜗壳入口
师:	总条件
TM:	热力机械
合计:	整体
ts:	Total-to-static
1：	涡轮入口
2：	蜗壳出口/转子进口
3：	转子出口。

首字母缩略词

MFP:	质量流量参数
生产商:	质量流率
脉冲重复频率:	压力比流
：	范围采样点的数量。

数据可用性

由于保密问题，用于支持这项研究结果的数据尚未公布。这是因为这些数据受到工业知识产权的保护，只有在签订了适当的保密协议后，研究工作才可能进行。

利益冲突

作者声明他们没有利益冲突。

工具书类

1. C. Cravero，“径向涡轮机械的设计方法:在涡轮和压缩机上的应用”美国机械工程师学会2002联合美欧流体工程部会议论文集，第323-330页，蒙特利尔，魁北克，加拿大，2002年7月，论文FEDSM2002-31335。视图:出版商的网站|谷歌学术搜索
2. C. Cravero, M. Marini，和a . Satta，“微型燃机应用的径向涡轮的设计”，在ASME/JSME 2003第四届联合流体夏季工程会议论文集，第1323-1328页，美国夏威夷火奴鲁鲁，2003年7月，FEDS2003-45417。视图:出版商的网站|谷歌学术搜索
3. C. Cravero和M. Marini，“支持径向流入涡轮设计教学的集成软件程序”，在2007年美国机械工程师学会涡轮增压器展览会论文集：陆、海、空动力，第503-511页，蒙特利尔，加拿大，2007年5月，ASME文件GT2007-27778。视图:出版商的网站|谷歌学术搜索
4. M.S.Chiong、S.Rajoo、R.F.Martinez Botas和A.W.Costall，“发动机涡轮增压器性能预测：双入口涡轮的一维建模，”能源转换与管理， 2012年，第57卷，第68-78页。视图:出版商的网站|谷歌学术搜索
5. A. Romagnoli, C. D. Copeland, R. Martinez-Botas, M. Seiler, S. Rajoo, and A. Costall，“复式和复式涡轮增压器涡轮稳定性能的比较”，涡轮机械杂志，第135卷，第2期1,2013。视图:谷歌学术搜索
6. A.戴尔和N.沃森，“无叶片径向涡轮增压器涡轮性能”，机械工程师学会(机械工程师学会)，第C110/86卷，第65-76页，1986年。视图:谷歌学术搜索
7. V.De Bellis、S.Marelli、F.Bozza和M.Capobianco，“稳态和非稳态流动条件下汽车发动机涡轮增压器涡轮的一维模拟和实验分析，”能源百科全书， vol. 45, pp. 909-918, 2014。视图:谷歌学术搜索
8. A. Romagnoli, R. F. Martinez-Botas和S. Rajoo，“变几何双入口涡轮的稳态性能评估”，国际热和流体流动杂志，第32卷，第2期，第477-489页，2011年。视图:出版商的网站|谷歌学术搜索
9. M. Cerdoun和a . Ghenaiet，“脉动流动条件下双入口径向涡轮的特性”，国际旋转机械学报，2016年第卷，文章编号4618298，共15页，2016年。视图:出版商的网站|谷歌学术搜索
10. H.Raetz，J.Kammeyer，C.K.Natkaniec和J.R.Seume，“涡轮增压器中气动径向和轴向叶轮力的数值研究”，年ASME 2011 Turbo Expo: Turbine Technical Conference and Exposition, GT2011-46360，第919-928页，加拿大，2011年6月。视图:谷歌学术搜索
11. P.牛顿，C.科普兰，R.马丁内斯-博塔斯，M.塞勒，《全进气和部分进气条件下双进气涡轮气动损失的审计》，国际热和流体流动杂志第33卷第3期1, pp. 70-80, 2012。视图:出版商的网站|谷歌学术搜索
12. M. R. Shahhosseini, A. Hajilouy-Benisi, M. Rajabian，“流动比对双入口径向涡轮流动和性能特性影响的数值和实验研究”，在ASME 2011涡轮博览会论文集:涡轮技术会议和博览会，GT2011，第2139-2153页，加拿大，2011年6月，ASME Paper GT2011-46308。视图:谷歌学术搜索
13. 薛Y.杨M.杨R.F.Martinez Botas，A.Romagnoli和K.邓，“带喷嘴双入口蜗壳的混流式水轮机在不同入口的损失分析，”能源，第166卷，第775-788页，2019。视图:出版商的网站|谷歌学术搜索
14. C. Cravero, M. La Rocca，和a . Ottonello，“用于涡轮增压的双涡旋蜗壳的性能表征”，在2018年ASME涡轮博览会论文集:涡轮机械技术会议和博览会， p. V02BT44A010, Oslo, Norway, ASME Paper GT2018-75522。视图:出版商的网站|谷歌学术搜索
15. a . Ottonello涡轮增压双入口径向涡轮性能CFD分析[硕士学位论文]，热那亚大学机械工程学院，2017。
16. “汽车涡轮增压器机械损失的理论与实验研究”，北京大学学报(自然科学版)，能源， vol. 55, pp. 888-898, 2013。视图:出版商的网站|谷歌学术搜索
17. C.Cravero、D.De Domenico和A.Ottonello，“涡轮增压应用中双涡旋径向涡轮在不同运行条件下的反应程度研究，”ASME文件GT2019-90285, ASME涡轮增压展，菲尼克斯，亚利桑那州，美国，2019。视图:谷歌学术搜索

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