不同粒径的颗粒，对涡轮增压器喷嘴环叶片冲蚀磨损，有怎样的区别

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文 |夙夜玖歌

编辑 |夙夜玖歌

前言

涡轮增压器因能够增加发动机进气密度、提高发动机功率等优点，被广泛应用于汽车、船舶和航空等领域，对于固定几何形状的涡轮增压器，存在涡轮响应迟缓和在发动机整个运行工况范围内不能实现良好匹配的问题，但可变几何涡轮增压器（VGT）在一定程度上可以解决这些问题。

混流VGT通过电机驱动的推杆来调节喷嘴环的旋转角度，改变喷嘴环之间的喉口面积，匹配不同运行工况下的柴油机，但是船用柴油机运行时，燃料燃烧产生的颗粒会随尾气一同进入涡轮。

颗粒进入涡轮后，会在涡轮中加速并撞击喷嘴环叶片，对叶片表面造成冲蚀磨损，导致叶片表面材质剥落，表面粗糙度增加，不仅缩短了叶片的使用寿命，同时还导致VGT运行效率下降。

在旋转机械领域中，固体颗粒对叶片表面的冲蚀磨损一直是比较严重的问题，相关的研究也较为深入，基于欧拉-拉格朗日法和Finnie磨损模型，数值研究了阀门调节方式对汽轮机调节级叶片的冲蚀磨损，以及叶片磨损类型对调节级效率的影响。

通过高温加速冲蚀试验得到叶片材料冲蚀速率和颗粒回弹模型，结合数值模拟，揭示了超临界汽轮机控制阶段叶片，表面硬质涂层的冲蚀机理以及大的氧化铁颗粒所造成的影响。

再通过冲蚀磨损试验对航空压气机叶片材料的Finnie磨损模型进行参数化，结合气固两相流分析发现，动静叶的压力面和吸力面都有集中的磨损区域。

为此，研究人员研究了燃烧产生的颗粒对径向涡轮的磨损，分析了转子转速、输入质量流量和颗粒粒径等因素的影响，发现动叶压力面的磨损最严重。

对动叶可调轴流风机进行全三维数值模拟，分析了不同动叶安装角、颗粒径和颗粒质量浓度对叶片磨损特征和风机效率的影响。

本实验基于欧拉-拉格朗日法和Finnie侵蚀模型，分析涡轮内部的气固两相流动，得出不同粒径颗粒对喷嘴环叶片冲蚀磨损的规律及开度变化对冲蚀磨损分布的影响。

数值计算

本次计算采用商业软件ANSYSCFX，对某型号的可变混流涡轮增压器的涡轮端进行数值模拟分析，其几何模型如图1所示，该涡轮包括进气道、涡壳、叶轮、喷嘴环叶片（按顺时针方向命名为b1~b24）。

图1中只标注了喷嘴环（b1，b7，b13和b19），其主要几何参数如表1所示，可变涡轮的开度范围依次为0，25%，50%，75%和100%。

图1

其中，0代表喷嘴环喉口面积最小的情况，即喉口之间的距离最短；100%代表喷嘴环喉口面积最大时的情况。

喷嘴环开度随着柴油机运行负荷增加而增大，匹配不同运行工况下的发动机，即喉口之间的距离最短；100%代表喷嘴环喉口面积最大时的情况，喷嘴环开度随着柴油机运行负荷增加而增大，匹配不同运行工况下的发动机。

表1

接着对喷嘴环叶片和叶轮叶片进行结构化网格划分，并对叶片表面和叶顶间隙进行局部加密处理，对进气管道和涡壳进行非结构网格划分。

为了排除网格数对计算结果的影响，进行了网格的无关性验证，以25%开度为例，计算结果如表2所示，由表2可知，当网格数达到240万以上时，计算结果趋于稳定。

表2

因此选择240万左右的网格数进行计算，喷嘴环和叶轮的网格划分如图2所示，由于涡轮涡壳周向结构的不对称性，导致涡轮内部流场沿周向分布也不均匀，故模拟计算采用全流道模型计算。

图2

一般情况下，船舶柴油机排放的颗粒物是不同种类颗粒的混合物，大小从5nm～10μm，粒径分布一般为对数正态分布，包括成核、堆积和粗粒3种模式。

其中，成核和堆积模式下颗粒粒径一般小于1μm，因此研究的颗粒主要为粗粒模式(1~10μm)，由碳质颗粒和矿物灰组成。

而对于气固两相流的研究一般有两种模拟方法，分别是欧拉-欧拉法和欧拉-拉格朗日法，由于船用柴油机运行过程中产生的尾气中所含颗粒较少，且颗粒体积分数远低于10%，属于稀相流，故采用欧拉-拉格朗日法来模拟颗粒的运行情况。

为了简化计算，假设如下：

（1）采用单相耦合，由于固体颗粒质量浓度较小，属于稀相流，故颗粒对流场的作用可以忽略不计；（2）忽略颗粒的旋转、团聚和破裂以及颗粒间的相互碰撞；（3）模拟为稳态模拟，将颗粒视作球形颗粒，并且不考虑壁面因颗粒撞击造成的几何形状的变化。

而颗粒的运动方程为：

公式1

式中：vp-颗粒速度，m/s；μ-动力粘度，Pa.s；CD-粘性阻力系数；vf-气体速度，m/s；Pp-颗粒密度，kg/m。

Pf-气体密度，kg/m；g-重力加速度，m/s；Fx-颗粒所受其他力之和，包括Saffman升力、布朗力及其他附加力。

由于本实验气流所含颗粒较少，且气流与颗粒的密度相差较大，气流中这些力对颗粒相的影响很小，可以忽略不计。

式（1）等号右边的第1项表示单位质量颗粒所受到的阻力，第2项表示单位质量颗粒所受重力与浮力之差。

涡轮的工作介质为连续高速的可压缩空气，其中包含燃油燃烧产生的废气和颗粒物，其内部的流场为典型的湍流流动。

采用雷诺时均N-S方程和SST湍流模型作为求解的湍流模型，因为SST模型考虑了湍流切应力，适用于含有逆压梯度的流动，根据涡轮增压器实际工作情况，设置如下边界条件。

连续相：涡轮入口设为总温、总压，出口为1.01×10Pa；气流入口方向垂直于涡轮入口界面；湍流强度定义为湍流脉动速度与平均速度的比值，设为5%。

所有固体壁面均为无滑移速度边界且光滑绝热；涡轮内部静止和转动区域交界面处，采用冻结转子边界条件，其他交界面采用混合交界面。

颗粒相：在涡轮入口处，颗粒的滑移速度为0，即颗粒的入射速度与气流的入口速度一致，颗粒垂直于涡轮入口进入，位置随机。

颗粒为船用柴油机燃烧产生的烟灰颗粒，密度为2000kg/m，直径分布范围为1～10μm，入口颗粒质量浓度为1×10-3g/kg，指定颗粒的数量为5000（5000并不是颗粒的实际数量，而是在空间分布的细化程度）。

固体颗粒对壁面的冲蚀磨损机理非常复杂。一方面，冲蚀率与颗粒的撞击速度、角度及物理性质有关；另一方面，冲蚀率与壁面材料的刚度、延性和粗糙度有关。

因此选用Finnie模型研究颗粒对叶片的冲蚀磨损，该模型反映了颗粒的撞击速度和角度与叶片表面冲蚀率的关系，其表达式为：

公式2

式中：E-无量纲质量；k-常数；v-颗粒撞击速度，m/s；γ-颗粒撞击角度，f（γ）为撞击角的无量纲函数：

公式3

壁面磨损量为：

公式4

式中：mp-颗粒质量流量，kg/s；Np-撞击壁面的颗粒数，接着研究人员又对模型进了分析。

计算结果与分析

在进行涡轮气固两相流模拟之前，需要对所建模型的准确性和所选湍流模型的合理性进行验证。结合可变涡轮的台架试验数据，以25%开度时的情况为例，对所建模型进行验证。

图3为喷嘴环开度为25%时，涡轮等熵效率和相似流量的模拟和试验结果对比。由图可知，模拟与试验的整体吻合度较好，等熵效率的最大相对误差为3.93%，相似流量的最大相对误差为4.63%。

图3

出现误差的原因主要是几何建模时对实体模型有一定的简化，并且模拟计算时假定壁面是绝热的，而实际情况是涡轮与周围环境一直存在换热，但是误差整体小于5%，说明所建模型和所选方法可行。

为了验证所采用磨损模型的准确性，冲蚀磨损试验所用90°弯管为几何模型，采用Finnie模型对其进行气固两相流计算。

弯管几何模型如图4所示，模拟条件与实验条件一致，试验中以弯管磨损厚度与颗粒质量之比来衡量磨损率，为了更好地将模拟结果与实验结果进行对比分析，将两者分别进行归一化处理，结果如图5所示。

图4

所选取的位置为图4中XZ平面与弯管段壁面的相交线，α为弯管角度（0°~90°），可以看出，模拟结果与实验结果整体吻合度较好，说明所采用磨损模型的计算结果是准确可信的。

图5

图6是零开度下叶片50%叶高处马赫数分布云图，可以看出，当气流进入喷嘴环时，由于流道面积减小，气流膨胀，速度增大。

图6

即气流的焓转化成了动能，使得气流加速并推动叶轮旋转做功，且气流在进入叶轮后会进一步膨胀，此外，在喷嘴环尾缘处可以观察到气流的减速和轻微的分离。

图7为喷嘴环开度在0，50%和100%时，喷嘴环和叶轮在50%叶高处的气流流线图，可以看出，随着开度的增大，气流在进入喷嘴环时的进气攻角由正攻角逐渐转变成负攻角，这会导致不同开度下喷嘴环磨损情况有所不同。

图7

同时，气流在进入叶轮时，进气正攻角也有所减小，入口速度分布更加均匀，使气流在惯性作用下受到叶轮压力面的挤压，此时在吸力面形成的漩涡分离区有所减小甚至消失。

图8为零开度时，喷嘴环b1，b7，b13和b19进口相对气流角沿叶高分布的对比图。可以看出，由于混流涡轮进气涡壳结构的周向不对称性，使得涡轮内部的流场分布沿周向不同。

图8

这会导致不同周向位置喷嘴环的磨损情况存在区别。其他开度下，也存在相似的情况，即不同位置的喷嘴环磨损情况不同。

图9是各开度下喷嘴环压力面的磨损分布云图(其中放大的叶片分别为平均磨损率最大和最小的喷嘴环，其他开度下喷嘴环的轮缘侧、轮毂侧、前缘和后缘的位置均与零开度下标注的一样。

图9

因此可以看出，不同开度下，压力面的磨损率大小和磨损区域分布区别较大，当喷嘴环处于0，25%和50%的开度，磨损区域主要位于叶片压力面的中后段，且上、下两端的磨损情况比中间区域严重。

当开度再次增大时，压力面后半段的磨损区域开始减小，并逐渐向前端移动，使得喷嘴环前缘的磨损程度开始增加，但依然小于后半段区域。

当开度达到100%时，压力面的磨损区域主要集中在下端区域，且磨损面积有所减小，各开度下，不同喷嘴环的磨损情况也不同，随着开度的增大，磨损率和磨损位置的差异也增大。

图10为各开度下喷嘴环吸力面的磨损分布云图（放大的叶片分别为平均磨损率最大和最小的喷嘴环，其它开度下喷嘴环的轮缘侧、轮毂侧、前缘和后缘的位置均与零开度下标注的一样），对比图9可以看出，吸力面的磨损率和磨损区域明显小于压力面。

图10

吸力面的磨损区域主要分布在喷嘴环前缘，有小部分磨损区域位于喷嘴环后缘，且不同开度下的磨损情况区别不大，只是随着开度的增大，磨损区域的面积略有减小，随后研究人员又对颗粒粒径进行了分析。

颗粒粒径对喷嘴环磨损的影响

由于不同粒径的颗粒在流场中的受力情况有所不同，导致其运动轨迹以及对喷嘴环磨损的影响也不同。

为了分析比较不同粒径颗粒对喷嘴环磨损的影响，图13～图15分别给出了喷嘴环在0，50%和100%开度下压力面不同粒径的颗粒轨迹图，并选取1，5和10μm粒径的颗粒进行比较分析。

图13

由图13～15可知，对于粒径1μm的小颗粒，由于其本身惯性较小，受气流携带作用较大，在任何开度下，其运动轨迹都与气流的运动方向基本一致。

大部分1μm的颗粒都随气流通过喷嘴环，只有小部分在喷嘴环入口处随气流撞击叶片前缘，对于粒径5μm的颗粒，当开度处于零时，主要撞击喷嘴环压力面的后半段。

图14

随着开度的增大，喉口面积增大，使得颗粒对气流的跟随性改善，颗粒逐渐倾向于在喷嘴环入口处撞击叶片前缘，而进入喷嘴环的颗粒基本不再撞击叶片。

由于粒径为10μm的颗粒惯性较大，受气流的携带作用较小，运动轨迹趋于直线，主要撞击喷嘴环压力面的后半段区域，当喷嘴环处于小开度时，受喉口面积的限制，10μm的颗粒倾向于撞击叶片压力面的上、下端区域。

图15

随着开度的增大，10μm的颗粒趋向于均匀撞击喷嘴环压力面的后半段区域。当开度处于最大时，重力对颗粒的影响作用增强，10μm的颗粒主要从喷嘴环下端流过，同时主要撞击该区域，使得100%开度下该位置的磨损最为严重。

另外，粒径大于5μm的颗粒，在所有开度下都会有小部分随气流撞击叶片前缘，此时颗粒的撞击角度较大，且这部分颗粒惯性较大，受气流携带作用较小。

反弹后会撞击相邻喷嘴环吸力面的后缘位置，如图中圆圈标注并放大的区域所示，这就是部分喷嘴环吸力面后缘会有小区域磨损的原因。

图16

图16为零开度时不同粒径颗粒在压力面沿弦向位置的撞击速度分布图(以平均磨损率最大的喷嘴环为例)，可以看到，撞击喷嘴环前缘颗粒的撞击速度小于撞击压力面中后段的颗粒，这是因为气流速度沿着压力面弦向在逐渐增大，颗粒的撞击速度也随之增大。

1μm的颗粒主要撞击压力面前缘，5和10μm的颗粒主要撞击压力面的中、后段，速度大多都在300 m/s以上。

图中也包含了部分撞击吸力面前缘的颗粒以及反弹后撞击吸力面后缘的颗粒(图中左下角的颗粒)，其撞击速度明显小于压力面的颗粒。

通过比较喷嘴环压力面和吸力面两侧颗粒的运动情况发现，撞击喷嘴环吸力面的颗粒数量远少于撞击压力面的颗粒，且颗粒撞击速度也小于压力面(如图16所示)，所以吸力面的磨损率和磨损区域面积都明显小于压力面。

结论

以船用可变混流涡轮为研究对象，应用气固两相流模型研究了船用柴油机尾气颗粒对涡轮喷嘴环的冲蚀磨损现象，得到了不同粒径颗粒对喷嘴环叶片的冲蚀磨损规律和开度变化对冲蚀磨损分布的影响，结论如下：

1）随着喷嘴环开度的增大，气流在喷嘴环进口处的进气攻角由负攻角转变为正攻角，使得涡轮内部流场的分布情况发生了变化，影响了颗粒在流场中的运动，导致不同开度下喷嘴环的磨损情况有所不同。

2）小粒径颗粒主要撞击喷嘴环的前缘区域，开度对其影响较小；较大颗粒主要撞击喷嘴环压力面的中后段，但是当开度达到最大时，颗粒的撞击区域更偏向于喷嘴环的下端和前端区域，喷嘴环压力面的磨损率和磨损区域明显大于吸力面，喷嘴环的整体磨损情况随开度的增大有所减轻。

3）由于涡轮进气涡壳结构的周向不对称性，使得内部流场沿周向分布不均匀，导致不同周向位置喷嘴环的磨损率和磨损区域均有所不同，而且随着开度的增大，各喷嘴环之间的磨损差异也增大。