唐勇冠，曾陽素

(邵陽學(xué)院 機(jī)械與能源工程學(xué)院,湖南 邵陽,422000)

柴油機(jī)缸內(nèi)的氣體流動(dòng)對柴油機(jī)性能有很大的影響[1],不同的氣道結(jié)構(gòu)對缸內(nèi)進(jìn)氣流動(dòng)狀態(tài)和充量系數(shù)以及混合氣的形成、缸內(nèi)燃燒有重要影響,研究柴油機(jī)氣道結(jié)構(gòu)對氣道性能的影響及柴油機(jī)的改善有重要意義。目前,通常以流量系數(shù)和渦流比來反映氣道的性能[2],國內(nèi)外圍繞氣道方面開展了大量的研究,SELVARAJ等[3]對現(xiàn)有的單缸四沖程和風(fēng)冷汽油發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣口進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究,并通過改變進(jìn)氣道幾何形狀提高容積效率,在不同的氣門升程位置進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)流量分析,得出氣道流量系數(shù),確定了最佳氣道設(shè)計(jì)。吳浩和黃榮華[4]以柴油機(jī)螺旋氣道為研究對象,用AVL-FIRE軟件對其進(jìn)行三維模擬仿真計(jì)算,對柴油機(jī)螺旋氣道在各個(gè)氣門升程下,分析氣道內(nèi)流量系數(shù)、渦流比和速度場的變化,并對原有螺旋氣道模型結(jié)構(gòu)進(jìn)行修改,計(jì)算出的流量系數(shù)與渦流比均有所提高。王勇等[5]用Converge流體仿真軟件對四氣門增壓中冷高速柴油機(jī)進(jìn)行仿真計(jì)算,選擇經(jīng)仿真分析對進(jìn)氣道性能數(shù)據(jù)可能產(chǎn)生影響的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行修改,再對修改后的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行單獨(dú)仿真計(jì)算,得出了渦流比與結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)系式,為螺旋氣道的數(shù)值模擬與設(shè)計(jì)提供了有效思路。黃燦[6]用AVL-FIRE三維模擬仿真軟件對四氣門螺旋柴油機(jī)進(jìn)行模擬仿真計(jì)算,在建模過程中對進(jìn)氣道復(fù)雜部分進(jìn)行網(wǎng)格加密處理,在流場分析過程中進(jìn)行了壓力分析,發(fā)現(xiàn)在進(jìn)氣門附近壓力變化較大,對進(jìn)氣門附近結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行修改,找到3個(gè)關(guān)鍵因素并分別進(jìn)行流場速度分析,最后選出最優(yōu)方案。楊志鋒等[7]用FLUNT三維模擬仿真軟件對RD190柴油機(jī)螺旋氣道進(jìn)行仿真試驗(yàn),在仿真計(jì)算中對氣門桿形狀進(jìn)行修改,將計(jì)算得到的流量系數(shù)和渦流比進(jìn)行對比,實(shí)現(xiàn)了對氣道性能的改進(jìn)。綜上分析可以發(fā)現(xiàn),選擇合適的氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)值一直是對氣道性能改進(jìn)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)[8],然而，以上研究均通過流量系數(shù)和渦流比來分析氣道性能,而對氣道內(nèi)微觀上湍動(dòng)能值的特性研究較少。理論上，氣道內(nèi)的湍動(dòng)能越小,氣道內(nèi)氣體流動(dòng)的能量損耗和氣體摩擦力就越小[9],在一定程度上對缸內(nèi)進(jìn)氣充量的提高等有促進(jìn)作用。

因此,本文以186FA柴油機(jī)螺旋氣道為研究對象,選取氣道螺旋室高度和螺旋坡角這2個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù),考察其在不同的氣門升程下氣道流量系數(shù)和渦流比的變化以及湍動(dòng)能特性,研究螺旋氣道性能影響規(guī)律。

1 仿真模型的建立

1.1 三維模型建立

186FA柴油機(jī)主要參數(shù)如表1所示。本文采用PROE軟件建立其螺旋氣道模型,為確保氣道性能模擬過程中與氣道穩(wěn)流試驗(yàn)前提條件一致[10],特在進(jìn)氣口處設(shè)置1個(gè)穩(wěn)壓箱,其長度設(shè)定為氣缸直徑的2倍,并對氣門座進(jìn)行補(bǔ)充；在氣門座處建1個(gè)2.5倍缸徑的氣缸,防止出口處氣體回流。建立穩(wěn)壓箱-氣道-氣缸模型,并轉(zhuǎn)成STL格式,模型如圖1所示。

表1 186FA柴油機(jī)主要參數(shù)
Table 1 Specifications of 186FA diesel engine

參數(shù)數(shù)值氣缸直徑/mm86活塞行程/mm72連桿長度/mm117.5搖臂比1.714排量/L0.418標(biāo)定轉(zhuǎn)速/(r·min-1)3 000

圖1 穩(wěn)壓箱-氣道-氣缸模型圖Fig.1 Model diagram of the pressure stabilizer box-port-cylinder

其中,螺旋氣道結(jié)構(gòu)涉及的螺旋室高度H和螺旋坡角β的定義如圖2所示。

圖2 螺旋室高度H和螺旋坡角βFig.2 Spiral chamber height H and spiral slope angleβ

1.2 網(wǎng)格劃分

合理的網(wǎng)格劃分對模擬仿真的效率和精準(zhǔn)性都具有很大的影響[11],因此,需要正確地對氣道內(nèi)氣體流動(dòng)比較強(qiáng)烈的部位進(jìn)行細(xì)化。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)目達(dá)到一定臨界值后,仿真值的結(jié)果將不會(huì)有較大改變?？紤]到氣體主要是流經(jīng)氣道并在氣門座附近產(chǎn)生較大的流動(dòng)強(qiáng)度,因此，對氣道表面、氣門和氣門座流體進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化,并對不同網(wǎng)格細(xì)化值進(jìn)行調(diào)整,最終網(wǎng)格細(xì)化值如表2所示。

表2 氣道內(nèi)流體網(wǎng)格細(xì)化區(qū)域及尺寸
Table 2 Refinement area and size of fluid mesh in the port

流體區(qū)域氣道表面氣門座氣門網(wǎng)格細(xì)化值/mm0.000 50.000 250.000 25

氣道表面、氣門和氣門座處流體模型網(wǎng)格細(xì)化情況如圖3所示。

(a)氣道

(b)氣門

(c)氣門座

其他區(qū)域網(wǎng)格尺寸的設(shè)置可偏大一些,這樣既可整體減少網(wǎng)格數(shù)量,也可加快計(jì)算收斂速度,降低計(jì)算內(nèi)存資源的消耗,這部分區(qū)域網(wǎng)格尺寸設(shè)為4 mm。

其次,考慮到氣道結(jié)構(gòu)模型較為復(fù)雜,在網(wǎng)格劃分過程中,部分曲面變化較大的的區(qū)域會(huì)存在質(zhì)量較差的網(wǎng)格,需對這類區(qū)域重新建立線網(wǎng)格連接進(jìn)行修復(fù)和過渡處理。整體模型網(wǎng)格總數(shù)為70萬左右。

1.3 初始條件和邊界條件的設(shè)置

根據(jù)流體力學(xué)相關(guān)經(jīng)驗(yàn)[12],依據(jù)穩(wěn)流試驗(yàn)所需實(shí)際環(huán)境與條件,在初始化條件中設(shè)置總壓力為98 kPa,湍動(dòng)能尺度為1 mm,溫度為293.15 K。在邊界條件設(shè)置中,對氣道的入口部分設(shè)置為總壓,壓力為100 kPa,而氣道的出口處設(shè)置為靜壓,壓力為96.5 kPa,保證壓差穩(wěn)定在3.5 kPa附近,與氣道試驗(yàn)臺(tái)的壓差保持一致。面壁溫度采用絕熱的邊界條件,面壁速度采用絕對無滑移的邊界條件。

1.4 求解方程的設(shè)置

湍動(dòng)能模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。

k方程:

(1)

ε方程:

(2)

(3)

式中:Dt是擴(kuò)散系數(shù)；vt是黏性系數(shù)；K是湍動(dòng)能；l是成長度尺度。

式(1)～(3)中的系數(shù)如表3所示。

表3 標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型常數(shù)[13]
Table 3 Standardk-εmodel constant

常數(shù)CuCε1Cε2Cε3σKσεCD值0.091.441.920.81.01.30.8

為了保證計(jì)算精度,采用SIMPLE算法[14],迭代的次數(shù)設(shè)置最大值為3 000,設(shè)置迭代收斂殘差值為0.000 1,流量系數(shù)和渦流比采用AVL評價(jià)方法[15]進(jìn)行計(jì)算。

2 螺旋氣道結(jié)構(gòu)對氣道性能的影響分析

2.1 螺旋室高度H的影響

在螺旋氣道中,氣流繞螺旋室做渦流運(yùn)動(dòng),根據(jù)螺旋氣道的相關(guān)研究成果[16-17],渦流運(yùn)動(dòng)又分為螺旋運(yùn)動(dòng)和切向運(yùn)動(dòng)這2種流動(dòng)方式。在氣體流入至氣缸內(nèi),螺旋室高度的變化會(huì)影響氣流螺旋運(yùn)動(dòng)的能量,但主要影響氣流切向方向的運(yùn)動(dòng),切向氣流加強(qiáng)隨之流入氣缸內(nèi)的氣體流量就會(huì)增加[18]。為考察螺旋室高度H的變化對螺旋氣道性能的影響,分別選取H為24 mm和30 mm時(shí)與原氣道螺旋室高度27 mm進(jìn)行對比,如圖4和圖5所示。

圖4 不同螺旋室高度流量系數(shù)曲線Fig.4 Curve of flow coefficient under different spiral chamber height

圖5 不同螺旋室高度渦流比曲線Fig.5 Curve of swirl ratio under different spiral chamber height

從圖4中可以發(fā)現(xiàn)各螺旋室高度H下流量系數(shù)基本不變,而從圖5所示的渦流比曲線變化中,當(dāng)氣門升程大于3.5 mm時(shí),螺旋室高度H為30 mm對應(yīng)的渦流比始終保持最大,而H為24 mm時(shí)為最小,因此螺旋室高度H變化對渦流比有一定的影響。

此外,上述3種螺旋室高度H下平均流量系數(shù)和平均渦流比的影響如表4所示。從表4可見：各螺旋室高度對應(yīng)的平均流量系數(shù)基本不變；H為24 mm對應(yīng)的平均渦流比較原氣道螺旋室高度27 mm減少了3.8%；當(dāng)H為30 mm時(shí),其平均渦流比相對于原螺旋室高度對應(yīng)的平均渦流比增加了2.2%；在流量系數(shù)基本不變的情況下,當(dāng)螺旋室高度H為30 mm時(shí)，螺旋氣道具有較好的性能。

表4 不同螺旋室高度H的平均流量系數(shù)和平均渦流比
Table 4 Average flow coefficient and average swirl ratio under different spiral chamber heightH

螺旋室高度H/mm平均流量系數(shù)平均渦流比240.2801.78270.2811.85300.2821.89

為更直觀地觀察氣流在流經(jīng)螺旋室后湍動(dòng)能的變化,選擇螺旋室底部Z軸方向截面處湍動(dòng)能分布圖進(jìn)行分析,針對螺旋室高度H為24，27和30 mm，氣門升程分別為1.9，5.3和9.3 mm時(shí)湍動(dòng)能分布進(jìn)行對比,結(jié)果如圖6～8所示。

(a)H為24 mm

(b)H為27 mm

(c)H為30 mm

(a)H為24 mm

(b)H為27 mm

(c)H為30 mm

(a)H為24 mm

(b)H為27 mm

(c)H為30 mm

從圖6～8可看出：當(dāng)氣門升程為1.9 mm時(shí),各螺旋室高度下的湍動(dòng)能沒有明顯差異；而在氣門升程為5.3和9.3 mm時(shí),螺旋室高度H為24 mm的湍動(dòng)能相對原螺旋室高度27 mm而言整體增加；且螺旋室高度H為30 mm的湍動(dòng)能相對原螺旋室高度整體減??；在氣道內(nèi)湍動(dòng)能越大；能量損耗越大,此處的氣流摩擦力也越大,因此，當(dāng)螺旋室高度H為30 mm時(shí)，對應(yīng)的螺旋氣道有較好的性能。

2.2 螺旋坡角β的影響

螺旋坡角β影響氣流切入氣缸的方向,從而對氣缸內(nèi)的氣體運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生影響。為考察螺旋坡角β的變化對氣道性能的影響,分別選取β為75°和85°時(shí)與原氣道螺旋坡角80°進(jìn)行對比,如圖9和圖10所示。

圖9 不同螺旋坡角流量系數(shù)曲線Fig.9 Curve of discharge coefficient under different spiral slope angle

圖10 不同螺旋坡角渦流比曲線Fig.10 Curve of swirl ratio under different spiral slope angle

從圖9可看出：螺旋坡角β為80°和85°時(shí)對應(yīng)的流量系數(shù)曲線變化基本上是一致的；當(dāng)氣門升程大于5.3 mm,螺旋坡角β為75°時(shí)的流量系數(shù)均低于80°和85°時(shí)的流量系數(shù)。從圖10可見：當(dāng)氣門升程大于5.3 mm,螺旋坡角75°時(shí)的渦流比大于原螺旋坡角時(shí)的渦流比；而當(dāng)螺旋坡角為85°時(shí)，在不同氣門升程下的渦流比均小于原螺旋坡角對應(yīng)的渦流比,并且在氣門升程為5.3～9.3 mm之間差距拉大。

表5 不同螺旋坡角β的平均流量系數(shù)和平均渦流比
Table 5 Average flow coefficient and average swirl ratio under different spiral slope angleβ

螺旋坡角/(°)平均流量系數(shù)平均渦流比750.2791.91800.2811.85850.2811.76

進(jìn)一步考察各螺旋坡角β下平均流量系數(shù)及平均渦流比變化,結(jié)果如表5所示。從表5可見：螺旋坡角β為75°對應(yīng)的平均流量系數(shù)比原氣道螺旋坡角時(shí)的平均流量系數(shù)減小0.8%,而螺旋坡角β為85°對應(yīng)的平均流量系數(shù)與原螺旋坡角的平均流量系數(shù)相同,整體而言，螺旋坡角對平均流量系數(shù)影響較?。宦菪陆铅聻?5°對應(yīng)的平均渦流比與原氣道螺旋坡角80°時(shí)相比增大了3.2%,而螺旋坡角85°時(shí)對應(yīng)的平均渦流比與原氣道螺旋坡角相比減少了4.9%。通過進(jìn)一步分析可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)螺旋坡角β為75°時(shí),在流量系數(shù)基本不變的情況下,其渦流比相對增加,對應(yīng)的氣道性能整體較好。

為便于觀察并分析湍動(dòng)能變化,選擇氣體流過螺旋坡角β后Z軸方向截面的湍動(dòng)能分布圖進(jìn)行分析。對前述3種螺旋坡角β下氣門升程分別處在1.9，5.3和9.3 mm時(shí)湍動(dòng)能分布進(jìn)行對比,如圖11～13所示。

(a)β為75°

(b)β為80°

(c)β為85°

(a)β為75°

(b)β為80°

(c)β為85°

(a)β為75°

(b)β為80°

(c)β為85°

從圖11～13可看出：當(dāng)氣門升程為1.9 mm時(shí),各螺旋坡角β對應(yīng)的湍動(dòng)能沒有明顯變化；當(dāng)氣門升程為5.3和9.3 mm時(shí),螺旋坡角β為75°對應(yīng)的湍動(dòng)能相對原氣道螺旋坡角80°而言整體湍動(dòng)能減小,而螺旋坡角β為85°對應(yīng)的湍動(dòng)能相對原氣道螺旋坡角80°而言基本沒有明顯變化。整體而言,螺旋坡角β為75°時(shí)其氣道性能較好。

3 結(jié)論

1)在模擬仿真過程中對氣道模型的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行修改,發(fā)現(xiàn)螺旋室高度H和螺旋坡角β的變化對流量系數(shù)沒有特別明顯的影響；當(dāng)H=30 mm和β=75°時(shí),與原氣道相比，平均渦流比均有提高,分別增加了2.2%和3.2%。在流量系數(shù)基本變化不大的情況下，渦流比得到增加,因此，當(dāng)H=30 mm和β=75°時(shí)，氣道性能得到了提升。

2)當(dāng)H=30 mm和β=75°時(shí),湍動(dòng)能分布值相對原氣道均有所減小,而平均渦流比得到增加。

3)利用數(shù)值模擬仿真研究了186FA螺旋氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣道性能的影響,減少了氣道在試驗(yàn)臺(tái)的操作,減小了氣道的開發(fā)周期，并為186FA螺旋氣道的改進(jìn)提供了依據(jù)。