小型风冷柴油机镶块双通道倾角对涡流特性的影响

马 仪，袁文华，伏 军，陈 伟，汤 远

(邵阳学院机械与能源工程系，湖南邵阳422000)

小型涡流式风冷柴油机具有性能好、排放低、噪声小、成本低、轻量化及工作可靠、适应性强、制造维修方便等优势，广泛应用于农用机械、小型船舶、小型工程机械等方面，为我国国民经济特别是农业经济的快速发展作出了很大的贡献.但较水冷柴油机而言，仍存在热负荷高、充量系数低及平均有效压力低 (5% 左右)等缺陷［1-2］，因此在现有产品的基础上对涡流室式风冷柴油机的燃烧系统作进一步的改进研究有重大的现实意义，其中，镶块连接通道的形状、尺寸、倾角和位置等因素对涡流室中气流运动形态和强度都有很大的影响［3］，国内外已对此作了较多的研究，如廖世勇等人［4］提出新型连接通道，通过改变连接通道的截面积来改善燃烧效率的研究，Tadao Okazaki等人对不同连接通道形状的研究，朱广圣等人［5］利用高速摄影的方法，进一步计算了连接通道结构(角度及位置)对涡流室内空气流动特性的影响的研究，唐智等人［6］对连接通道与气缸的不同夹角的研究，还有小松源一通过对涡流室内空气运动的三维数值模拟［7］连接通道对涡流室内空气流场影响的研究.但目前在镶块双连接通道结构上的研究较少.

为此，以BH175F小型风冷柴油机为研究对象，将原镶块单通道改为双通道，针对不同的安装倾角方案，基于FLUENT模拟仿真，研究其涡流室内空气流动特性变化情况.

1 双通道涡流室模型的建立

1.1 物理模型

柴油机基本技术参数如表1所示.

表1 BH175F风冷柴油机基本技术参数Tab.1 Parameters of BH175F air-cooled diesel engine

原镶块长圆形连接通道长与宽尺寸分别为12 mm、4mm，新设计的两通道结构长、宽分别为9 mm、3mm，如图1所示.

图1 双通道涡流室镶块几何尺寸Fig.1 Geometry dimension of two connected channel of swirl chamber

1.2 仿真计算

针对上述镶块双通道(安装倾角30°)的涡流室式燃耗系统，为减少网格数量、改善网格划分质量并节省计算时间，适当简化了模型:

(1)不涉及启动孔;

(2)不考虑压缩末期燃油喷射，仅考虑活塞从曲轴转角210°CA运动至上止点(TDC)时涡流室及通道流场情况;

(3)考虑到进、排气门均处于关闭，模型中进、排气门均作壁面处理;

(4)视压缩空气为理想气体.

网格划分时，在气缸、连接通道部分采用cooper六面体类型，涡流室内采用四面体与部分楔形网格混合网格，生成的网格总数约30万，网格划分效果如图2所示.

图2 网格划分Fig.2 Gridding for swirl chamber

求解过程中，采用活塞动网格技术和非稳态压力基求解器，求解控制使用压力的隐式算子分割算法PISO.

在FLUENT求解器中设置湍流模型时，由于标准k-ε仅适应于完全湍流过程，对大倾斜角等流动则不适宜，不能够对流线的弯曲做出很好的反应，因此采用重整化群 k-ε 湍流模型(RNG k-ε)，即

湍动能方程:

耗散率方程:

式中，Gk—平均速度梯度引起的湍动能产生;Gb—浮力影响引起的湍动能产生;YM—可压缩湍流脉动膨胀对总的耗散率的影响;αk、αε—分别为湍动能 k和耗散率 ε的有效湍流普朗特数的倒数，对应的有效湍流普朗特数分别为 1.0、1.3;C1ε、C2ε、C3ε 分别取值为 1.44、1.92、0.09;pA、pB分别为连接通道进出口出的气体压强，kPa;R为通用气体常数，KJ/(mol.K);T为热力学温度，K.

湍流粘性系数:

上述积分求解可精确到有效Reynolds数(涡旋尺度)对湍流输运的影响，有助于处理低Reynolds数和近壁流动问题.而对于高Reynolds数，式(3)可给出默认常数:

2 模拟计算结果和分析

图3中aa线为通过涡流室上半圆圆心O点的水平径线;bb线通过圆心O点，其方向近似代表实际涡流式发动机的喷油方向，图中镶块双通道安装倾角4种方案A～D 分别为 30°、40°、45°、50°，针对这 4 种方案进行仿真计算.

图3 计算采用的涡流室模型Fig.3 Swirl chamber model

当连接通道倾角为30°即方案A时，如图4所示，240°CA时在通道的右端边缘开始形成微弱的自由涡，在270°CA较为显著，此时，涡流室内流场速度达到33m/s，连接通道内的最大速度为50.8m/s.活塞运行至330°CA时(喷油始点附近)，涡流更加明显，此时左侧的涡核随着入流强度的增加不断地向上和向中心移动，并升至O点位置附近，因其角度过小导致连接通道总长增大、通道总面积较大热量损失较多，其贴近涡流室壁面的空气流速约为93.2m/s.在上止点(TDC)附近，连接通道内流速下降至32.0m/s，同时连接通道的左右两侧有两个附涡，最大涡流速度分别为27.4m/s和22.9m/s.由于较小的倾角，涡流室内滞留的低速气流比较少，但是，过小的倾角不利于混合气燃烧后膨胀压缩返回主燃烧室的回流过程，此时，气流沿逆时针方向与喷油嘴喷油方向一致，但通道内混合气流向切向沿顺时针方向，气流速度方向改变较大，不利于气流顺利进入主燃烧室膨胀做功.

图4 方案A涡流室内涡流发展形态Fig.4 Vortex evolution in swirl chamber of scheme A

在方案 B中，对应连接通道倾角为40°，如图 5所示，在 270°CA 位置，涡流室内靠近连接通道的右端部分形成了涡流，但不明显.活塞运行至330°CA时，才形成较明显的涡流，O点偏下方位置形成涡核，此时最大涡流速度为44.8m/s，涡流形态与方案A相似.活塞运行至上止点后，涡核平均矢量速度为19.0m/s.在整个压缩过程中，B方案涡流形成的速度较慢，且涡流室内涡流运动速度相对较弱.

图5 方案B涡流室内涡流发展形态Fig.5 Vortex evolution in swirl chamber of scheme B

采用C方案(双通道倾角为45°)，如图6所示，活塞运行至240°CA时，在连接通道与主燃烧室连接端边缘附近开始形成涡流，随着活塞进一步压缩，涡流速度增大.在250°CA位置，右端涡流的位置开始发生变化，同时涡核开始向涡流室的中心移动并且涡核逐渐变大.当活塞运行至270°CA时，涡核的位置已基本不再变化，涡流速度不断增大，最大可达 47.7m/s.在 330°CA时，此时的涡流速度较方案A中高，且涡流尺度大，连接通道入口处涡流速度达到了峰值，涡核升至O点位置，此时O点附近速度达到了68.7m/s，但在此过程涡流运动形态受双通道入流限制，此后连接通道的流速开始下降，但涡流室内涡核位置基本不变，直至上止点TDC附近，连接通道入流限制基本消失，此时涡流形态转变为整个流场的涡流运动，在上止点位置，O点位置最大线速度下降到50.1m/s，并且连接通道左右两端的附涡的最大速度分别为30.8m/s和27.0m/s，相对 A、B 方案而言，涡流室内附涡强度相应状况明显加大.

图6 方案C涡流室内涡流发展形态Fig.6 Vortex evolution in swirl chamber of scheme C

在D型涡流室中，如图7所示，在270°CA时，连接通道的右端边缘附近形成自由涡，随着活塞的继续向上移动至300°CA时，左端涡流的位置开始发生变化，同时涡核开始向O点位置附近移动并且涡核逐渐变大.在330°CA后涡流有所加强，最大涡流线速度达到峰值58.2m/s，O点位置最大达到25.1m/s，相比相应状况下的A型、B型和C型涡流效果较差.

图7 方案D涡流室内涡流发展形态Fig.7Vortex evolution in swirl chamber of scheme D

3 结论

(1)连接通道倾角对涡流室内涡流发展形态具有重要影响.4种涡流室的涡流发展形态及过程相似，都是一开始在连接通道的左侧形成自由涡，随着压缩的继续，涡流逐渐形成，涡核开始向上运动，并最终稳定在接近O点位置的高度.

(2)对于30°、45°安装通道倾角的涡流室，300°CA之后涡核基本达到O点位置的高度，在330°CA附近开始连接通道的左右两边出现了两个附涡，涡流室内涡流速度达到峰值.相同状况下，40°、50°通道倾角时涡流运动形态的发展较30°、45°慢，涡核在330°CA才开始接近O点位置的高度.

(3)对比4种镶块通道安装倾角方案，镶块双通道倾角为45°时涡流室在330°CA(喷油始点附近)对应的涡流形态更稳定，涡核更接近O点位置，且涡流矢量速度和涡流尺度更大，这提高喷射的燃油雾化混合效果是有利的.

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