馬 儀，袁文華，伏 軍

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

渦流室式柴油機(jī)的燃燒系統(tǒng)中，鑲塊連接通道對(duì)渦流室內(nèi)渦流形態(tài)的發(fā)展和渦流強(qiáng)度的影響，最重要因素是其形狀、尺寸、傾角和位置等。而目前對(duì)連接通道的數(shù)量進(jìn)行的相關(guān)研究相對(duì)較少，因此基于前期提出雙通道結(jié)構(gòu)的研究成果，對(duì)兩個(gè)連接通道的擴(kuò)張角做出相應(yīng)的角度改變，研究雙通道對(duì)渦流室內(nèi)的渦流特性的影響。但由于發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部進(jìn)行的傳熱、傳質(zhì)以及化學(xué)反應(yīng)和流體流動(dòng)等過程相當(dāng)復(fù)雜，受渦流室空間位置等影響，不能直觀得到渦流室及通道內(nèi)部的流體流動(dòng)特性。而當(dāng)前，隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的不斷發(fā)展，借助于流體計(jì)算軟件對(duì)數(shù)值流體力學(xué)和數(shù)值傳熱學(xué)等的研究也不斷深入，其中，通用流體計(jì)算軟件采用二階迎風(fēng)插值——格式，其中有著較為理想的耗散誤差，可以實(shí)現(xiàn)較為理想的適應(yīng)效果，同時(shí)可以更好地實(shí)現(xiàn)，擁有豐富的湍流模型和算法等。因此，擬采用流體計(jì)算軟件對(duì)設(shè)計(jì)的雙通道帶擴(kuò)張角的渦流室式柴油機(jī)計(jì)算模型來開展后續(xù)的數(shù)值分析，從而獲得各種擴(kuò)張角方案具體的渦流室及連接通道流體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，從而比較其在流動(dòng)速度、渦流強(qiáng)度等方面對(duì)渦流性能的影響規(guī)律。

1 雙通道鑲塊模型

1.1 雙通道鑲塊幾何結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

依據(jù)當(dāng)前國(guó)內(nèi)外對(duì)渦流室式柴油機(jī)鑲塊設(shè)計(jì)特點(diǎn)及關(guān)鍵點(diǎn)等要求，在BH175F1柴油機(jī)的單通道鑲塊基礎(chǔ)上，提出并設(shè)計(jì)帶擴(kuò)張角的雙通道鑲塊，并基于渦流室式柴油機(jī)鑲塊研究基礎(chǔ)以及流體力學(xué)理論中縮口擴(kuò)口對(duì)流體運(yùn)動(dòng)特性作用規(guī)律，為了能在壓縮過程中不影響渦流室中的渦流強(qiáng)度，并且在膨脹過程中促使渦流室中的已燃和未燃混合氣能較快流入主燃燒室，使得氣體流動(dòng)穩(wěn)定，同時(shí)還應(yīng)盡量增大氣體流動(dòng)速度，在本文的設(shè)計(jì)中，對(duì)兩個(gè)連接通道采用一個(gè)縮口、一個(gè)擴(kuò)口的辦法，得到9組不同擴(kuò)張角組合方案，如表1所示。在壓縮過程中，氣體通過擴(kuò)口的連接通道A和縮口的連接通道B從缸內(nèi)壓入渦流室，此時(shí)，縮口的連接通道B對(duì)增大氣體流速有重要作用，同時(shí)連接通道A可保證氣體流通量，使得氣體盡快進(jìn)入渦流室內(nèi)，促進(jìn)渦流的形成以及增大渦流的強(qiáng)度。隨后噴油嘴開始噴油，渦流室內(nèi)油氣混合，并開始燃燒，氣體開始膨脹作功，從渦流室內(nèi)通過連接通道進(jìn)入氣缸內(nèi)，在連接通道A由于縮小截面積形成縮口，使得氣體流動(dòng)速度增大，連接通道B對(duì)氣體流通量也起到了輔助作用。

表1 雙連接通道設(shè)計(jì)方案

帶擴(kuò)張角的雙連接通道結(jié)構(gòu)如圖1（a）所示，根據(jù)幾何尺寸建立流體計(jì)算區(qū)域三維模型，如圖1（b）所示。

1.2 物理模型參數(shù)

圖1 帶擴(kuò)張角的雙通道渦流室模型

由于研究的是連接通道為雙通道并包含擴(kuò)張角，其幾何形狀為基于跑道型的擴(kuò)口或縮口結(jié)構(gòu)，同時(shí)，通道與氣缸頂面和渦流室底面分別相連，整體上流體計(jì)算區(qū)域結(jié)構(gòu)復(fù)雜，而求解氣缸內(nèi)流體流動(dòng)為三維非穩(wěn)態(tài)問題，因此，為了提高網(wǎng)格劃分質(zhì)量并提高模擬計(jì)算精度，對(duì)渦流室式柴油機(jī)燃燒室計(jì)算模型進(jìn)行誤差允許范圍內(nèi)的適當(dāng)簡(jiǎn)化：（1）不考慮燃油噴射和燃燒過程，忽略噴油和燃燒對(duì)研究過程的影響，以氣缸和渦流室內(nèi)空氣運(yùn)動(dòng)變化作為比較對(duì)象；（2）因?yàn)殍倝K上的啟動(dòng)孔面積相對(duì)偏小所以采取忽略的處理方式；（3）并未計(jì)算活塞環(huán)和壁面相互間的縫隙影響，那么將對(duì)應(yīng)的活塞頂面視為氣缸等直徑；（4）由于只考慮進(jìn)、排氣門均處于關(guān)閉狀態(tài)，將進(jìn)、排氣門處理成壁面；（5）視壓縮空氣為理想氣體，氣缸內(nèi)工質(zhì)的狀態(tài)均勻，并且氣缸內(nèi)工質(zhì)在整個(gè)活塞運(yùn)動(dòng)過程中無泄漏；表2為計(jì)算所需BH175F1小型風(fēng)冷渦流室式柴油機(jī)基本技術(shù)參數(shù)。

表2 BH175F風(fēng)冷柴油機(jī)基本技術(shù)參數(shù)

2 數(shù)值計(jì)算模擬研究

2.1 數(shù)學(xué)模型

因?yàn)榛钊S曲軸活動(dòng)的過程屬于非穩(wěn)態(tài)問題，其中的氣體特征數(shù)據(jù)包括了對(duì)應(yīng)的速度、壓力以及密度等構(gòu)成要素，在FLUENT中需要求解的非穩(wěn)態(tài)通用變量N－S方程組為：

該方程組存在對(duì)應(yīng)的5個(gè)方程，有著6個(gè)未知量：u、v、w、p、T及 ρ，同時(shí)也應(yīng)當(dāng)填補(bǔ)聯(lián)系p和 ρ的方程，方才可以實(shí)現(xiàn)封閉的效果。由于不考慮進(jìn)排氣過程與噴射燃油和燃料燃燒過程，雙通道渦流室熱力學(xué)模型簡(jiǎn)化為：

即氣缸壁面與通道和渦流室壁面在氣體壓縮過程中與理想氣體的內(nèi)能之間保持守恒變化，主燃燒室和渦流室內(nèi)的質(zhì)量變化之間保持守恒，針對(duì)渦流室而言，很顯然恒有：

根據(jù)質(zhì)量守恒定律，渦流室、主燃燒室之間存在以下關(guān)系：

在求解時(shí)根據(jù)需要適當(dāng)補(bǔ)充各熱力學(xué)模型求解所需子模型后，對(duì)熱力學(xué)微分方程組進(jìn)行封閉處理。式中：T為流體溫度，K；m為質(zhì)量，kg；φ為曲軸轉(zhuǎn)角，°CA；Q為熱量，kJ；V為體積，cm3；下標(biāo)含義：W為壁面；U為連接通道；i=1、2分別表示渦流室、主燃燒室參數(shù)；當(dāng)p1＜p2時(shí)j=2，當(dāng)p1＞p2時(shí)j=1。

同時(shí)，考慮到渦流室內(nèi)渦流特征強(qiáng)烈，求解域存在具有擴(kuò)張角的雙通道，其計(jì)算求解域幾何結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，在求解過程中湍流模型選擇對(duì)該類問題具有較高適應(yīng)性的重整化群k-ε湍流模型（RNGk-ε）。通過求解計(jì)算上述方程組即可得到任一時(shí)刻連接通道和渦流室內(nèi)任一點(diǎn)的流體流動(dòng)狀態(tài)特征參數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。

2.2 網(wǎng)格劃分及計(jì)算設(shè)置

由于模型幾何結(jié)構(gòu)復(fù)雜，需要對(duì)其進(jìn)行分塊切割后劃分網(wǎng)格，在本計(jì)算中氣缸頂部與通道相連，通道頂部與渦流室，各個(gè)連接面節(jié)點(diǎn)均為連接。為了改善實(shí)際的網(wǎng)格劃分水平，對(duì)并未加入具體分析中的活塞體使用六面體，氣缸體部分對(duì)網(wǎng)格質(zhì)量要求極高，采用1.5 mm六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，連接通道部分由于結(jié)構(gòu)極不規(guī)則，采用0.5 mm四面體，由于渦流室半球形架構(gòu)較為復(fù)雜的特性，使用四面體與楔形網(wǎng)格綜合的處理方案，圓柱體形狀的渦流室底部則使用六面體進(jìn)行劃分，整體網(wǎng)格總數(shù)約32～35萬，劃分結(jié)果如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分結(jié)果圖

同時(shí)考慮到，活塞運(yùn)動(dòng)屬于非穩(wěn)態(tài)計(jì)算，而且渦流室內(nèi)的流體運(yùn)動(dòng)屬于非定常流動(dòng)問題，此時(shí)模型運(yùn)用算法更為合適，同時(shí)設(shè)定了壓力亞松弛因子0.3，亞松弛因子是0.7，讓動(dòng)量與壓力的亞松弛因子之間相加所得結(jié)果為1.0；同時(shí)指定In－cylinder函數(shù)及重構(gòu)和光順法等不同的網(wǎng)格重構(gòu)與處理方法，并根據(jù)本研究具體情況，設(shè)置時(shí)間步長(zhǎng)和迭代次數(shù)等參數(shù)；調(diào)用FLUENT中活塞動(dòng)網(wǎng)格模型參數(shù)設(shè)置，曲軸轉(zhuǎn)速定義為2000 r/min，起始轉(zhuǎn)角180°；不考慮缸內(nèi)燃燒的影響，溫度邊界設(shè)定成，渦流室壁面和氣缸鋁合金壁面的導(dǎo)熱系數(shù)設(shè)置為209 W/m·K，內(nèi)連接通道的導(dǎo)熱系數(shù)設(shè)定成151 W/m·K。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

為描述方便，以固定通道A改變通道B擴(kuò)張角為例對(duì)各方案仿真計(jì)算結(jié)果進(jìn)行研究。如圖3為通道A擴(kuò)張角為0°，通道B擴(kuò)張角分別為0°、5°和10°時(shí)，仿真計(jì)算得出渦流室以及連接通道中空氣的速度云圖。據(jù)仿真結(jié)果可得，伴隨連接通道B擴(kuò)張角度的提升，氣流流速增大，渦流室內(nèi)渦流強(qiáng)度呈增強(qiáng)趨勢(shì)。當(dāng)通道B擴(kuò)張角為10°，通道B形成的縮口形狀提升了氣體的運(yùn)動(dòng)速度，由于氣流的慣性作用，較高的流速在渦流室內(nèi)形成一束沿通道B延伸線的方向噴射的氣流，不利于其下部低流速區(qū)域的氣流運(yùn)動(dòng)，按照渦流比的運(yùn)算公式，此時(shí)滿足：Ωc=ωk/ω（式中：ωk代表壓縮結(jié)束時(shí)內(nèi)部空間充量的角速度，ωk對(duì)應(yīng)軸裝置的運(yùn)動(dòng)角速度），那么其渦流比分別為 2.3、2.9 和 4.7，所以當(dāng) βb為 10°，此時(shí)形成的渦流比超出正常渦流比2.8～3.1的范圍，加大了渦流室內(nèi)對(duì)流換熱，對(duì)于柴油機(jī)的整體性能造成了負(fù)面影響。

圖3 βa為0°，增加βb時(shí)連接通道與渦流室內(nèi)速度云圖

圖4 βa為5°，增加βb時(shí)連接通道與渦流室內(nèi)速度云圖

圖4所示為βa為5°時(shí)，βb逐漸增大時(shí)隨著曲軸轉(zhuǎn)角的變化渦流室內(nèi)的速度云圖?？梢钥闯?，通道B的擴(kuò)張角逐次增加，渦流室內(nèi)產(chǎn)生的渦流外圍平均流速均有所提升，在上止點(diǎn)周圍位置，球形渦流外圍的流速各自提升到91.2 m/s、112 m/s和123 m/s，此時(shí)形成的渦流比各自是3.0、3.5和3.9；此時(shí)過大的連接通道B擴(kuò)張角也會(huì)造成渦流比過大的問題。而且由于渦流室內(nèi)氣流表現(xiàn)出球形變化的趨勢(shì)，在渦流室底部?jī)蓚?cè)形成了低流速區(qū)域。整體上來看，連接通道A擴(kuò)張角的大小是5°，同時(shí)連接通道B的擴(kuò)張角也為5°時(shí)，氣流在流進(jìn)流出連接通道時(shí)的阻力均較小，此時(shí)氣流流動(dòng)特性相對(duì)較好。

當(dāng)固定 βa為 10°時(shí)，逐漸增加 βb的大小，此時(shí)渦流室和連接通道內(nèi)的氣體流速以及氣流隨曲軸角度的變化如圖5所示。結(jié)合圖示內(nèi)容可看出，隨著通道B擴(kuò)張角角度的增加，渦流室內(nèi)高速氣流的流域不斷拓展，在球形渦流區(qū)域的上部位置，高速氣流能掃過較大范圍，這有利于促進(jìn)渦流室內(nèi)的油氣混合。當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為°時(shí)，連接通道A的氣流速度整體減少到上下，連接通道B內(nèi)氣流速度減少到上下，同時(shí)可看出氣缸內(nèi)氣流通過擴(kuò)張角為10°的連接通道A時(shí)相對(duì)流動(dòng)阻力較小，氣流可以快速的通過，此時(shí)渦流室內(nèi)的球形渦流流速仍保持較高速度，經(jīng)計(jì)算渦流比分別為2.9、3.1和4.2。

圖5 βa為10°，增加βb時(shí)連接通道與渦流室內(nèi)速度云圖

另外，由于連接通道A為10°時(shí)，連接通道在渦流室內(nèi)開口端截面積較大，氣流出口面積大，能夠有效消除渦流室底部靠近通道A的低流速區(qū)域，使得渦流室內(nèi)整體氣流流速較為均勻；而連接通道B的擴(kuò)張角較大時(shí)氣流流速有更明顯的提高，然而由于連接通道B的縮口設(shè)計(jì)，連接通道B的擴(kuò)張角為10°時(shí)對(duì)應(yīng)著的渦流室內(nèi)開口截面積過小，不利于氣流通過此通道返回主燃燒室，氣流阻力較大，連接通道內(nèi)返回主燃燒室的流速平均只有30～45 m/s；從整體上來說，連接通道B擴(kuò)張角為5°時(shí)，渦流室和連接通道內(nèi)的氣流形態(tài)較好。

同時(shí)，綜合上述仿真計(jì)算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，固定通道B擴(kuò)張角分別改變擴(kuò)張角A時(shí)的渦流室氣流形態(tài)發(fā)展規(guī)律，即在相同通道B擴(kuò)張角下，增大通道A擴(kuò)張角，其渦流比呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)，渦流室內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)高速流體區(qū)域逐步增大，對(duì)較小渦流室底部低流速區(qū)有較好作用，另外，在連接通道A擴(kuò)張角達(dá)到10°時(shí)，配合不同的通道B其渦流室內(nèi)渦流比均朝向有利于增大高流速區(qū)域和減弱過于強(qiáng)烈的渦流的方向發(fā)展，對(duì)提高油氣混合充分度和保證渦流室熱效率有利。

4 結(jié)語

（1）據(jù)數(shù)值模擬計(jì)算得出，當(dāng)連接通道A擴(kuò)張角保持不變，依次改變通道B的擴(kuò)張角為0°、5°和10°時(shí)，在（活塞到達(dá)）上止點(diǎn)之前，渦流室內(nèi)的渦流形態(tài)呈增強(qiáng)趨勢(shì)。其中當(dāng)通道A擴(kuò)張角為0°，通道B擴(kuò)張角分別為0°、5°和10°時(shí)，其渦流比分別為2.3，2.9，4.7；通道 A 擴(kuò)張角為 5°時(shí)，通道 B 擴(kuò)張角分 別 為 0°、5°和 10°時(shí) ， 其 渦 流 比 分 別 為3.0，3.5，3.9；通道 A 擴(kuò)張角為 10°時(shí)，通道 B 擴(kuò)張角分別為 0°、5°和 10°時(shí)，其渦流比分別為 2.9、3.1 和4.2。而在上止點(diǎn)之后，通道B擴(kuò)張角越大，氣流流經(jīng)通道B返回主燃燒室膨脹做功的流速則越小，氣流受通道B流動(dòng)阻力作用更大。

（2）當(dāng)固定通道B，增大通道A擴(kuò)張角時(shí)，高速流體部分抵達(dá)的范圍顯然更廣闊，此時(shí)內(nèi)部運(yùn)動(dòng)中心更加接近幾何中心，對(duì)提高渦流室內(nèi)流速和建立并保持較強(qiáng)的渦流形態(tài)有加大貢獻(xiàn)，并且氣流返回時(shí)流動(dòng)阻力也更小，有助于氣流順利通過通道A返回主燃燒室。

（3）綜合分析，相同的通道A擴(kuò)張角，隨通道B擴(kuò)張角增大，渦流比增大，通道B擴(kuò)張角為10°時(shí)其渦流強(qiáng)度均超過最佳范圍，對(duì)其保溫等性能不利，通道A擴(kuò)張角為10°而且通道B擴(kuò)張角為5°時(shí)，渦流比為3.1渦流強(qiáng)度較強(qiáng)，并且不至于過強(qiáng)而導(dǎo)致渦流室內(nèi)對(duì)流換熱過大降低其性能。