柴油机螺旋气道结构对气道性能的影响研究

唐勇冠，曾阳素

(邵阳学院 机械与能源工程学院,湖南 邵阳,422000)

柴油机缸内的气体流动对柴油机性能有很大的影响[1],不同的气道结构对缸内进气流动状态和充量系数以及混合气的形成、缸内燃烧有重要影响,研究柴油机气道结构对气道性能的影响及柴油机的改善有重要意义。目前,通常以流量系数和涡流比来反映气道的性能[2],国内外围绕气道方面开展了大量的研究,SELVARAJ等[3]对现有的单缸四冲程和风冷汽油发动机进气口进行了实验和数值研究,并通过改变进气道几何形状提高容积效率,在不同的气门升程位置进行了稳态流量分析,得出气道流量系数,确定了最佳气道设计。吴浩和黄荣华[4]以柴油机螺旋气道为研究对象,用AVL-FIRE软件对其进行三维模拟仿真计算,对柴油机螺旋气道在各个气门升程下,分析气道内流量系数、涡流比和速度场的变化,并对原有螺旋气道模型结构进行修改,计算出的流量系数与涡流比均有所提高。王勇等[5]用Converge流体仿真软件对四气门增压中冷高速柴油机进行仿真计算,选择经仿真分析对进气道性能数据可能产生影响的结构参数进行修改,再对修改后的结构参数进行单独仿真计算,得出了涡流比与结构参数的关系式,为螺旋气道的数值模拟与设计提供了有效思路。黄灿[6]用AVL-FIRE三维模拟仿真软件对四气门螺旋柴油机进行模拟仿真计算,在建模过程中对进气道复杂部分进行网格加密处理,在流场分析过程中进行了压力分析,发现在进气门附近压力变化较大,对进气门附近结构参数进行修改,找到3个关键因素并分别进行流场速度分析,最后选出最优方案。杨志锋等[7]用FLUNT三维模拟仿真软件对RD190柴油机螺旋气道进行仿真试验,在仿真计算中对气门杆形状进行修改,将计算得到的流量系数和涡流比进行对比,实现了对气道性能的改进。综上分析可以发现,选择合适的气道结构参数值一直是对气道性能改进的关键环节[8],然而，以上研究均通过流量系数和涡流比来分析气道性能,而对气道内微观上湍动能值的特性研究较少。理论上，气道内的湍动能越小,气道内气体流动的能量损耗和气体摩擦力就越小[9],在一定程度上对缸内进气充量的提高等有促进作用。

因此,本文以186FA柴油机螺旋气道为研究对象,选取气道螺旋室高度和螺旋坡角这2个结构参数,考察其在不同的气门升程下气道流量系数和涡流比的变化以及湍动能特性,研究螺旋气道性能影响规律。

1 仿真模型的建立

1.1 三维模型建立

186FA柴油机主要参数如表1所示。本文采用PROE软件建立其螺旋气道模型,为确保气道性能模拟过程中与气道稳流试验前提条件一致[10],特在进气口处设置1个稳压箱,其长度设定为气缸直径的2倍,并对气门座进行补充；在气门座处建1个2.5倍缸径的气缸,防止出口处气体回流。建立稳压箱-气道-气缸模型,并转成STL格式,模型如图1所示。

表1 186FA柴油机主要参数
Table 1 Specifications of 186FA diesel engine

参数数值气缸直径/mm86活塞行程/mm72连杆长度/mm117.5摇臂比1.714排量/L0.418标定转速/(r·min-1)3 000

图1 稳压箱-气道-气缸模型图Fig.1 Model diagram of the pressure stabilizer box-port-cylinder

其中,螺旋气道结构涉及的螺旋室高度H和螺旋坡角β的定义如图2所示。

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

1.2 网格划分

合理的网格划分对模拟仿真的效率和精准性都具有很大的影响[11],因此,需要正确地对气道内气体流动比较强烈的部位进行细化。当网格数目达到一定临界值后,仿真值的结果将不会有较大改变。考虑到气体主要是流经气道并在气门座附近产生较大的流动强度,因此，对气道表面、气门和气门座流体进行网格细化,并对不同网格细化值进行调整,最终网格细化值如表2所示。

表2 气道内流体网格细化区域及尺寸
Table 2 Refinement area and size of fluid mesh in the port

流体区域气道表面气门座气门网格细化值/mm0.000 50.000 250.000 25

气道表面、气门和气门座处流体模型网格细化情况如图3所示。

(a)气道

(b)气门

(c)气门座

其他区域网格尺寸的设置可偏大一些,这样既可整体减少网格数量,也可加快计算收敛速度,降低计算内存资源的消耗,这部分区域网格尺寸设为4 mm。

其次,考虑到气道结构模型较为复杂,在网格划分过程中,部分曲面变化较大的的区域会存在质量较差的网格,需对这类区域重新建立线网格连接进行修复和过渡处理。整体模型网格总数为70万左右。

1.3 初始条件和边界条件的设置

根据流体力学相关经验[12],依据稳流试验所需实际环境与条件,在初始化条件中设置总压力为98 kPa,湍动能尺度为1 mm,温度为293.15 K。在边界条件设置中,对气道的入口部分设置为总压,压力为100 kPa,而气道的出口处设置为静压,压力为96.5 kPa,保证压差稳定在3.5 kPa附近,与气道试验台的压差保持一致。面壁温度采用绝热的边界条件,面壁速度采用绝对无滑移的边界条件。

1.4 求解方程的设置

湍动能模型采用标准k-ε模型。

k方程:

(1)

ε方程:

(2)

(3)

式中:Dt是扩散系数；vt是黏性系数；K是湍动能；l是成长度尺度。

式(1)～(3)中的系数如表3所示。

表3 标准k-ε模型常数[13]
Table 3 Standardk-εmodel constant

常数CuCε1Cε2Cε3σKσεCD值0.091.441.920.81.01.30.8

为了保证计算精度,采用SIMPLE算法[14],迭代的次数设置最大值为3 000,设置迭代收敛残差值为0.000 1,流量系数和涡流比采用AVL评价方法[15]进行计算。

2 螺旋气道结构对气道性能的影响分析

2.1 螺旋室高度H的影响

在螺旋气道中,气流绕螺旋室做涡流运动,根据螺旋气道的相关研究成果[16-17],涡流运动又分为螺旋运动和切向运动这2种流动方式。在气体流入至气缸内,螺旋室高度的变化会影响气流螺旋运动的能量,但主要影响气流切向方向的运动,切向气流加强随之流入气缸内的气体流量就会增加[18]。为考察螺旋室高度H的变化对螺旋气道性能的影响,分别选取H为24 mm和30 mm时与原气道螺旋室高度27 mm进行对比,如图4和图5所示。

图4 不同螺旋室高度流量系数曲线Fig.4 Curve of flow coefficient under different spiral chamber height

图5 不同螺旋室高度涡流比曲线Fig.5 Curve of swirl ratio under different spiral chamber height

从图4中可以发现各螺旋室高度H下流量系数基本不变,而从图5所示的涡流比曲线变化中,当气门升程大于3.5 mm时,螺旋室高度H为30 mm对应的涡流比始终保持最大,而H为24 mm时为最小,因此螺旋室高度H变化对涡流比有一定的影响。

此外,上述3种螺旋室高度H下平均流量系数和平均涡流比的影响如表4所示。从表4可见：各螺旋室高度对应的平均流量系数基本不变；H为24 mm对应的平均涡流比较原气道螺旋室高度27 mm减少了3.8%；当H为30 mm时,其平均涡流比相对于原螺旋室高度对应的平均涡流比增加了2.2%；在流量系数基本不变的情况下,当螺旋室高度H为30 mm时，螺旋气道具有较好的性能。

表4 不同螺旋室高度H的平均流量系数和平均涡流比
Table 4 Average flow coefficient and average swirl ratio under different spiral chamber heightH

螺旋室高度H/mm平均流量系数平均涡流比240.2801.78270.2811.85300.2821.89

为更直观地观察气流在流经螺旋室后湍动能的变化,选择螺旋室底部Z轴方向截面处湍动能分布图进行分析,针对螺旋室高度H为24，27和30 mm，气门升程分别为1.9，5.3和9.3 mm时湍动能分布进行对比,结果如图6～8所示。

(a)H为24 mm

(b)H为27 mm

(c)H为30 mm

(a)H为24 mm

(b)H为27 mm

(c)H为30 mm

(a)H为24 mm

(b)H为27 mm

(c)H为30 mm

从图6～8可看出：当气门升程为1.9 mm时,各螺旋室高度下的湍动能没有明显差异；而在气门升程为5.3和9.3 mm时,螺旋室高度H为24 mm的湍动能相对原螺旋室高度27 mm而言整体增加；且螺旋室高度H为30 mm的湍动能相对原螺旋室高度整体减小；在气道内湍动能越大；能量损耗越大,此处的气流摩擦力也越大,因此，当螺旋室高度H为30 mm时，对应的螺旋气道有较好的性能。

2.2 螺旋坡角β的影响

螺旋坡角β影响气流切入气缸的方向,从而对气缸内的气体运动产生影响。为考察螺旋坡角β的变化对气道性能的影响,分别选取β为75°和85°时与原气道螺旋坡角80°进行对比,如图9和图10所示。

图9 不同螺旋坡角流量系数曲线Fig.9 Curve of discharge coefficient under different spiral slope angle

图10 不同螺旋坡角涡流比曲线Fig.10 Curve of swirl ratio under different spiral slope angle

从图9可看出：螺旋坡角β为80°和85°时对应的流量系数曲线变化基本上是一致的；当气门升程大于5.3 mm,螺旋坡角β为75°时的流量系数均低于80°和85°时的流量系数。从图10可见：当气门升程大于5.3 mm,螺旋坡角75°时的涡流比大于原螺旋坡角时的涡流比；而当螺旋坡角为85°时，在不同气门升程下的涡流比均小于原螺旋坡角对应的涡流比,并且在气门升程为5.3～9.3 mm之间差距拉大。

表5 不同螺旋坡角β的平均流量系数和平均涡流比
Table 5 Average flow coefficient and average swirl ratio under different spiral slope angleβ

螺旋坡角/(°)平均流量系数平均涡流比750.2791.91800.2811.85850.2811.76

进一步考察各螺旋坡角β下平均流量系数及平均涡流比变化,结果如表5所示。从表5可见：螺旋坡角β为75°对应的平均流量系数比原气道螺旋坡角时的平均流量系数减小0.8%,而螺旋坡角β为85°对应的平均流量系数与原螺旋坡角的平均流量系数相同,整体而言，螺旋坡角对平均流量系数影响较小；螺旋坡角β为75°对应的平均涡流比与原气道螺旋坡角80°时相比增大了3.2%,而螺旋坡角85°时对应的平均涡流比与原气道螺旋坡角相比减少了4.9%。通过进一步分析可以发现,当螺旋坡角β为75°时,在流量系数基本不变的情况下,其涡流比相对增加,对应的气道性能整体较好。

为便于观察并分析湍动能变化,选择气体流过螺旋坡角β后Z轴方向截面的湍动能分布图进行分析。对前述3种螺旋坡角β下气门升程分别处在1.9，5.3和9.3 mm时湍动能分布进行对比,如图11～13所示。

(a)β为75°

(b)β为80°

(c)β为85°

(a)β为75°

(b)β为80°

(c)β为85°

(a)β为75°

(b)β为80°

(c)β为85°

从图11～13可看出：当气门升程为1.9 mm时,各螺旋坡角β对应的湍动能没有明显变化；当气门升程为5.3和9.3 mm时,螺旋坡角β为75°对应的湍动能相对原气道螺旋坡角80°而言整体湍动能减小,而螺旋坡角β为85°对应的湍动能相对原气道螺旋坡角80°而言基本没有明显变化。整体而言,螺旋坡角β为75°时其气道性能较好。

3 结论

1)在模拟仿真过程中对气道模型的结构参数进行修改,发现螺旋室高度H和螺旋坡角β的变化对流量系数没有特别明显的影响；当H=30 mm和β=75°时,与原气道相比，平均涡流比均有提高,分别增加了2.2%和3.2%。在流量系数基本变化不大的情况下，涡流比得到增加,因此，当H=30 mm和β=75°时，气道性能得到了提升。

2)当H=30 mm和β=75°时,湍动能分布值相对原气道均有所减小,而平均涡流比得到增加。

3)利用数值模拟仿真研究了186FA螺旋气道结构参数对气道性能的影响,减少了气道在试验台的操作,减小了气道的开发周期，并为186FA螺旋气道的改进提供了依据。