崔 磊，張小玉，王懷印

(1.中船動(dòng)力研究院有限公司，上海 201206；2.天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津 300072)

隨著國際航運(yùn)業(yè)的快速發(fā)展，船舶逐漸向高功率、高集成和大型化發(fā)展，而船用低速機(jī)由于功率大、可靠性高及經(jīng)濟(jì)性優(yōu)良等優(yōu)點(diǎn)，已被作為主機(jī)廣泛應(yīng)用于大型船舶中[1].但是，目前大部分船用低速機(jī)燃料均以低質(zhì)重油為主，其中含有大量雜質(zhì)，在燃燒過程中會(huì)向大氣排出大量有害物質(zhì).為了應(yīng)對(duì)環(huán)境污染問題，國際海事組織(IMO)制定的Tier III 排放標(biāo)準(zhǔn)對(duì)NOx和SOx排放做出了嚴(yán)格限制[2]，因此開發(fā)滿足Tier III 排放標(biāo)準(zhǔn)的船用低速機(jī)是目前船用柴油機(jī)研發(fā)機(jī)構(gòu)的重要工作方向.

船用低速柴油機(jī)的掃氣過程具有排出廢氣、為缸內(nèi)提供新鮮空氣、形成渦流保證均勻油氣混合以及冷卻機(jī)械部件的作用.因此，良好的掃氣過程可為提高發(fā)動(dòng)機(jī)功率、降低燃油消耗率與排放、減小發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)變動(dòng)和增強(qiáng)發(fā)動(dòng)機(jī)可靠性提供有力保障[3-4].

本文基于前期研究中搭建的掃氣流動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)[5]，通過三維激光粒子測(cè)速系統(tǒng)對(duì)不同工況下的缸內(nèi)穩(wěn)態(tài)掃氣過程進(jìn)行光學(xué)試驗(yàn)，主要分析缸內(nèi)流場(chǎng)的形態(tài)結(jié)構(gòu)、演變規(guī)律、流量系數(shù)、渦流比及掃氣均勻性等.

1 實(shí)驗(yàn)裝置

1.1 掃氣流動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)

本研究中掃氣流動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)基于6EX340EF 柴油機(jī)單缸結(jié)構(gòu)，同時(shí)借鑒已有研究中的試驗(yàn)臺(tái)[6-9]進(jìn)行改良搭建，其整體結(jié)構(gòu)如圖1 所示.掃氣流動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)中的光學(xué)測(cè)試缸套采用聚甲基丙烯酸甲酯制造，內(nèi)徑D＝340 mm；氣缸底端缸壁周圍均勻分布了24 個(gè)環(huán)形掃氣口，其結(jié)構(gòu)尺寸與原機(jī)相同，掃氣口高度108 mm；排氣端(排氣門與排氣道)結(jié)構(gòu)與原機(jī)相同.

圖1 掃氣流動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of scavenging flow test rig

1.2 三維激光粒子測(cè)速系統(tǒng)

試驗(yàn)中所使用的光學(xué)測(cè)試系統(tǒng)為L(zhǎng)aVision 3DPIV 系統(tǒng)，主要由低速高分辨率CCD 相機(jī)、雙腔低頻激光器、PTU-X、圖像處理軟件DaVis 以及粒子發(fā)生器組成.本次光學(xué)試驗(yàn)采用相關(guān)統(tǒng)計(jì)分析方法對(duì)速度場(chǎng)進(jìn)行誤差分析，該方法通過計(jì)算不確定度表征所測(cè)光學(xué)速度場(chǎng)的準(zhǔn)確程度[10].不確定度云圖分別選取了z/D＝1.5、3.0、4.0 等3 個(gè)截面位置(如圖2 所示)，從總體來看，試驗(yàn)所選取測(cè)試截面的Uncertainty 數(shù)值均處于較低的水平，所測(cè)得的速度場(chǎng)數(shù)據(jù)準(zhǔn)確可信.

圖2 不同截面位置的速度不確定度分布Fig.2 Distribution of velocity uncertainty at different sections

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

已有的掃氣流動(dòng)研究中，掃氣壓差以滿足“充分發(fā)展流動(dòng)”為試驗(yàn)條件，壓差普遍較低(400 Pa 左右)[11-13]，早期研究中的試驗(yàn)缸蓋及排氣門均采用簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)[4-5]，與實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)差異較大.因此，本文開展了不同掃氣壓差、掃氣口開度以及排氣門升程下的穩(wěn)流試驗(yàn)，并針對(duì)4 個(gè)軸向截面處的流場(chǎng)信息進(jìn)行了詳細(xì)分析，見圖3.

圖3 試驗(yàn)臺(tái)坐標(biāo)系、拍攝截面及掃氣口角度Fig.3 Coordinate system，shooting sections and scavenge port radial angle

2.1 不同掃氣壓差下的缸內(nèi)流動(dòng)特性研究

針對(duì)不同壓差的掃氣試驗(yàn)，本研究以2 000 Pa 為基礎(chǔ)測(cè)試壓差(此時(shí)雷諾數(shù)約為120 000)，然后逐步升高掃氣壓差(2 500 Pa、3 000 Pa)，開展不同掃氣壓差對(duì)缸內(nèi)掃氣流動(dòng)特性的影響研究，本試驗(yàn)中掃氣口與排氣門均保持在全開狀態(tài).

由圖4 不同壓差Δp 下的各截面速度場(chǎng)可知，渦流總體形態(tài)幾乎不隨壓差的變化而改變，增大壓差僅使各向速度絕對(duì)值增大，這說明在充分發(fā)展的湍流狀態(tài)下，渦流的形態(tài)與掃氣壓差基本沒有關(guān)聯(lián).通過渦心位置的變化，發(fā)現(xiàn)隨著掃氣壓差增大，渦心會(huì)逐漸偏離氣缸中心，分析主要原因是壓差增大使進(jìn)氣射流的徑向動(dòng)能升高，從而推動(dòng)渦流遠(yuǎn)離氣缸中心.

圖4 不同掃氣壓差下各截面位置的平均流場(chǎng)Fig.4 Average velocity field at different values of Δp

同樣，在充分發(fā)展湍流狀態(tài)下，掃氣壓差的改變對(duì)軸向速度以及切向速度分布均不會(huì)產(chǎn)生較大影響(如圖5 所示).在不同測(cè)試壓差下，軸向速度分布隨流動(dòng)方向呈現(xiàn)出一致的變化趨勢(shì)，切向速度分布呈現(xiàn)的“Burgers vortex”形態(tài)也基本相同，差別之處僅表現(xiàn)在各向速度值大小上.因此，當(dāng)缸內(nèi)氣流達(dá)到充分發(fā)展流動(dòng)狀態(tài)時(shí)，升高掃氣壓力對(duì)缸內(nèi)渦流形態(tài)已基本無影響，僅對(duì)各項(xiàng)速度值產(chǎn)生影響.另外，當(dāng)氣流由z/D＝2.0 向下游流動(dòng)時(shí)，軸向速度分布變化較大，速度谷值(即渦心)的大小及位置均不同于上游截面，軸向速度衰減是流體黏性力的作用結(jié)果，渦心較大幅度變動(dòng)是下游(尤其是近排氣門處)流動(dòng)狀態(tài)發(fā)生變化，排氣門的阻礙作用導(dǎo)致渦流發(fā)生偏移.

圖5 不同掃氣壓差下的軸向速度及切向速度分布Fig.5 Profiles of axial and tangential velocities at different values of Δp

圖6 為不同壓差下的流量系數(shù)與渦流比，與軸向速度分布相同，隨掃氣壓差增大，流量系數(shù)明顯增大，這有利于充氣效率的提升.增大掃氣壓差使渦流比有所升高，同時(shí)，隨著掃氣壓差的增大，渦流的衰減速率有所降低，表明較高的掃氣壓力有助于維系渦流的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，能夠減緩隨流動(dòng)方向渦流衰減的速率.

圖6 不同掃氣壓差下的流量系數(shù)與渦流比Fig.6 Flow coefficient and swirl ratio at different values of Δp

本文使用掃氣非均勻性系數(shù)ηst的概念對(duì)掃氣均勻性進(jìn)行分析[14].由圖7 為可知，隨著掃氣壓差的變化，各截面處的ηst變化不大，同時(shí)，隨氣流向下游運(yùn)動(dòng)的變化規(guī)律也基本一致.在掃氣口附近(z/D＝1.5)，低壓差的ηst較高壓差時(shí)小，當(dāng)掃氣壓差升高至3 000 Pa 時(shí)，ηst較2 000 Pa 時(shí)降低約8.31%，可見進(jìn)氣射流動(dòng)能的升高可以改善掃氣均勻性.在排氣門附近(z/D＝4.0)，3 000 Pa 時(shí)的ηst值較2 000 Pa 提高了6.52%，主要是由于在高壓差高流速下，排氣門的節(jié)流作用凸顯、紊流更加強(qiáng)烈造成的.壓差2 000 Pa，2 500 Pa 和3 000 Pa 時(shí)的平均掃氣非均勻性系數(shù)分別為0.064 8、0.061 4 和0.062 8.

圖7 不同掃氣壓差下各截面處的掃氣非均勻性系數(shù)Fig.7 Non-uniformity coefficient at different values of Δp and different sections

由上述分析可知，掃氣壓差的大小對(duì)缸內(nèi)氣體的流通能力影響較大，提高掃氣壓差可以增大缸內(nèi)氣流的平均流速，能夠有效提升缸內(nèi)的新鮮充量.因此，在實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中，可根據(jù)增壓器或掃氣泵的工作能力，在合理范圍內(nèi)提高掃氣壓力.

2.2 不同掃氣口開度下的缸內(nèi)流動(dòng)特性研究

在船用二沖程低速柴油機(jī)的掃氣過程中，掃氣口的開啟與關(guān)閉由活塞控制，掃氣口開度的大小對(duì)缸內(nèi)氣體流通能力以及渦流產(chǎn)生一定影響，在實(shí)機(jī)中主要影響缸內(nèi)的瞬時(shí)進(jìn)氣量，繼而影響發(fā)動(dòng)機(jī)整體功率.基于其重要性，該節(jié)開展了不同的掃氣口開度下的穩(wěn)流光學(xué)試驗(yàn)，其中分別選取了100%、75%、50%、25%等4 個(gè)掃氣口開度作為對(duì)比試驗(yàn)進(jìn)行分析，掃氣壓差維持在2 000 Pa，排氣門保持在全開狀態(tài).

圖8 所示為不同掃氣口開度下各截面位置的平均流場(chǎng)，由圖可知，在掃氣口附近(z/D＝1.5)，掃氣口開度由100%降低至50%時(shí)，渦心逐漸向氣缸中心靠近，同時(shí)高速環(huán)形區(qū)也逐漸遠(yuǎn)離渦心，速度梯度逐漸降低；當(dāng)掃氣口開度降至25%時(shí)，軸向速度的分布已基本均勻，這是開度過小引起的高節(jié)流效果造成的，缸內(nèi)進(jìn)氣量降低，從而造成軸向動(dòng)能大幅降低；通過軸向速度分布(圖9 所示)，發(fā)現(xiàn)在50%開度以上時(shí)，渦心附近存在明顯的低速區(qū)，但當(dāng)降低至25%開度時(shí)，速度分布已經(jīng)不存在明顯的“尾流”形態(tài)，即渦心低速區(qū)已基本消失；通過切向速度分布分析，發(fā)現(xiàn)隨著掃氣口逐漸關(guān)閉，渦流由“Burgers vortex”形態(tài)逐漸向剛體渦轉(zhuǎn)變.在100%開度及75%開度時(shí)，在拍攝范圍內(nèi)可明顯觀察到較為明顯切向速度峰值，其位置隨著掃氣口的關(guān)閉逐漸遠(yuǎn)離渦心，當(dāng)掃氣口開度降至25%時(shí)，切向速度曲線已經(jīng)較為平滑，缸內(nèi)渦流基本呈現(xiàn)剛體渦形態(tài).

圖8 不同掃氣口開度下的平均流場(chǎng)Fig.8 Average velocity field in different port open periods

圖9 不同掃氣口開度下的軸向與切向速度分布Fig.9 Profiles of axial and tangential velocities in different port open periods

在z/D＝2.0 處，渦心低速區(qū)隨掃氣口的關(guān)閉逐漸擴(kuò)大，這說明較小的掃氣口開度下，氣流主要沿缸壁進(jìn)入缸內(nèi)，氣缸中心附近動(dòng)能較低；25%開度時(shí)，渦心低速區(qū)已基本消失，且沒有明顯的分布規(guī)律.由切向速度分布可知，掃氣口由全開至關(guān)閉至一半?yún)^(qū)間，切向速度基本沒有變化，當(dāng)掃氣口開度過小時(shí)，進(jìn)氣射流沿缸壁進(jìn)入缸內(nèi)，此時(shí)缸內(nèi)渦流形態(tài)類似于壁面射流形態(tài).

在氣缸中段截面處，掃氣氣流因流體黏性及氣缸壁面摩擦力的影響，導(dǎo)致氣流動(dòng)能降低，渦心低速區(qū)逐漸消失，同時(shí)切向速度梯度逐漸減小.隨掃氣口開度變化的流場(chǎng)演變過程與上游的流通截面基本類似，只是渦心的位置存在些許差異，在100%開度時(shí)的平均渦心偏離氣缸中心的距離較大，隨著掃氣口開度的減小，渦心逐漸向氣缸中心聚攏，該現(xiàn)象表明掃氣口處進(jìn)氣射流對(duì)下游流場(chǎng)的擾動(dòng)程度會(huì)隨著流動(dòng)發(fā)展與掃氣口的關(guān)閉迅速降低.由軸向速度分布可知，當(dāng)掃氣口由全開狀態(tài)至半開狀態(tài)下的速度趨勢(shì)基本一致，而渦心則產(chǎn)生較大幅度移動(dòng)，說明此時(shí)掃氣口開度的變化也會(huì)加劇渦流的進(jìn)動(dòng)現(xiàn)象，而當(dāng)開度繼續(xù)降低時(shí)(25%)，截面內(nèi)的軸向速度基本相同，說明在小開度下，氣體分子間的相互作用已經(jīng)對(duì)流場(chǎng)產(chǎn)生了較大影響.切向速度分布則與z/D＝2.0 截面基本相同，渦流形態(tài)轉(zhuǎn)化為剛體渦形態(tài).

在排氣門附近(z/D＝4.0)，掃氣口100%開度與50%開度下速度場(chǎng)分布基本相同，但當(dāng)掃氣口進(jìn)一步關(guān)閉(50%與25%開度)后，渦心發(fā)生了較大幅度移動(dòng)，說明排氣門的阻礙作用導(dǎo)致了進(jìn)動(dòng)現(xiàn)象增強(qiáng).在掃氣口25%開度下，軸向速度分布也較為均勻，也是排氣門造成的紊亂流場(chǎng)引起的.

圖10 為不同掃氣口開度下的流量系數(shù)及渦流比，流量系數(shù)隨著掃氣口的關(guān)閉逐漸減小，在由全開關(guān)閉至半開過程中，流量系數(shù)下降幅度相對(duì)較小，約為2.61%，而從50%開度到25%開度，下降幅度明顯增大，約為8.35%，缸內(nèi)氣流的流通能力明顯下降.

圖10 不同掃氣口開度下的流量系數(shù)與渦流比Fig.10 Flow coefficient and swirl ratio in different port open periods

渦流比則與流量系數(shù)呈現(xiàn)trade-off 關(guān)系，100%掃氣口開度下渦流比最低，隨著掃氣口的逐步關(guān)閉，渦流比顯著升高.由于不存在衰減，z/D＝1.5 截面處的渦流比最高，但掃氣口關(guān)閉至25%開度時(shí)，趨勢(shì)出現(xiàn)變化，結(jié)合軸向速度分布分析，隨著掃氣口的關(guān)閉，渦心處的軸向速度顯著升高，部分切向動(dòng)能轉(zhuǎn)化為軸向動(dòng)能，因此渦流比有所下降.

圖11 為不同截面處變掃氣口開度下的截面掃氣非均勻性系數(shù)值ηst.各截面處的ηst與平均掃氣非均勻性系數(shù)值隨著掃氣口的關(guān)閉逐漸降低，尤其是在流動(dòng)上游(z/D＝1.5，z/D＝2.0 截面)更為凸顯.25%開度時(shí)各個(gè)截面的ηst均較低，結(jié)合圖8 平均速度場(chǎng)圖，說明掃氣口開度較低時(shí)，缸內(nèi)氣流流速相對(duì)較低，脈動(dòng)性也較低，因此進(jìn)入氣缸的新鮮氣體不易與缸內(nèi)殘余廢氣發(fā)生混合，掃氣效率較高.

圖11 不同掃氣口開度下的掃氣非均勻性系數(shù)Fig.11 Non-uniformity coefficient in different port open periods

綜合上述分析，掃氣口開度較大時(shí)對(duì)缸內(nèi)的掃氣流動(dòng)影響不大，但當(dāng)掃氣口開度繼續(xù)降低，節(jié)流作用開始占據(jù)主導(dǎo)地位，缸內(nèi)氣流湍動(dòng)能降低，各個(gè)截面處的軸向速度梯度逐漸消失，此時(shí)進(jìn)入氣缸的新鮮氣體與殘留廢氣不易發(fā)生混合，掃氣效率較高.因此，在實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)掃氣口剛開啟時(shí)，可適當(dāng)增大掃氣壓力，通過增加新鮮空氣流速來增大新鮮空氣占比，以便于將缸內(nèi)廢氣快速推出缸外，從而實(shí)現(xiàn)較高的掃氣效率.

2.3 不同排氣門升程下的缸內(nèi)流動(dòng)特性研究

在船用低速機(jī)的工作過程中，排氣門升程直接決定缸內(nèi)氣流的流通能力，合理設(shè)計(jì)排氣門升程有助于提升發(fā)動(dòng)機(jī)的各項(xiàng)性能.因此，該部分試驗(yàn)通過改變排氣門升程，分析不同排氣門升程下的缸內(nèi)流場(chǎng)變化，其中排氣門升程分別設(shè)定為 50 mm、40 mm、30 mm 及20 mm，該試驗(yàn)中，掃氣口保持全開狀態(tài)，掃氣壓差維持在2 000 Pa.

通過平均速度場(chǎng)(如圖12 所示)可知，對(duì)比不同升程可以發(fā)現(xiàn)，減小排氣門升程會(huì)大幅降低軸向速度，渦心低速區(qū)不斷擴(kuò)大且谷值逐漸降低，但是渦心位置基本未變，說明位于流動(dòng)下游的排氣門基本不會(huì)對(duì)流場(chǎng)產(chǎn)生較大影響，排氣門升程的變化對(duì)渦流進(jìn)動(dòng)影響較小.同樣，通過圖13 和圖14 可知，切向速度與軸向速度分布及流動(dòng)演化規(guī)律沒有明顯變化，軸向速度的尾流形態(tài)逐漸平滑，切向速度分布也逐漸向剛體渦轉(zhuǎn)換.排氣門升程改變帶來的流場(chǎng)變化與變掃氣壓差及掃氣口開度情況基本相同，也主要體現(xiàn)在速度值的大小上，隨著排氣門的逐漸關(guān)閉，節(jié)流作用越來越強(qiáng)，缸內(nèi)氣體動(dòng)能驟減，因此速度大幅衰減，但渦流的基本結(jié)構(gòu)維持不變.

圖12 不同排氣門升程下的平均流場(chǎng)分布Fig.12 Average velocity field at different exhaust valve lift

圖13 不同排氣門升程下的軸向速度分布Fig.13 Profiles of axial velocities at different values of exhaust valve lift

圖14 不同排氣門升程下的切向速度分布Fig.14 Profiles of tangential velocities at different values of exhaust valve lift

如圖 15 所示，排氣門升程由 50 mm 降至20 mm，流量系數(shù)降低約40.82%，同時(shí)隨著排氣門的逐漸關(guān)閉，流量系數(shù)降低梯度逐漸增高，其對(duì)氣流流通產(chǎn)生較大影響.因此，在發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)及優(yōu)化時(shí)，應(yīng)保證掃氣口與排氣門同時(shí)保持全開狀態(tài)的時(shí)間足夠長(zhǎng)，以保證有更多的新鮮氣體進(jìn)入氣缸，從而提高充氣效率.渦流比在排氣門升程較高時(shí)變化不明顯，這是因?yàn)闇u流形態(tài)基本保持不變.當(dāng)排氣門升程降低至20 mm 時(shí)，渦流比的衰減速率升高，這是由于掃氣氣流的總動(dòng)能較低，慣性減小導(dǎo)致切向動(dòng)能衰減更加明顯.

圖15 不同排氣門升程下的流量系數(shù)與渦流比Fig.15 Flow coefficient and swirl ratio at different values of exhaust valve lift

如圖16 所示為不同排氣門升程下的截面掃氣非均勻性系數(shù)ηst，隨著排氣門升程的逐漸降低，流動(dòng)中上游各截面位置的ηst均有所降低且下降幅度較小，但當(dāng)排氣門升程過小時(shí)，ηst下降幅度有所增大；排氣門附近(z/D＝4.0)由于排氣門的擾動(dòng)作用，ηst基本保持不變.從總體上看，平均掃氣非均勻性系數(shù)ηtotal隨排氣門的關(guān)閉逐漸降低，尤其是在排氣門升程過小時(shí)降低幅度越高，這也是缸內(nèi)流通能力下降，氣流脈動(dòng)強(qiáng)度隨之降低造成的.

圖16 不同排氣門升程下的截面掃氣非均勻性系數(shù)Fig.16 Non-uniformity coefficient at different values of exhaust valve lift

3 結(jié)論

(1) 在充分發(fā)展湍流狀態(tài)下，掃氣壓差對(duì)缸內(nèi)渦流形態(tài)影響不大，因此對(duì)掃氣均勻性也基本沒有影響，但提高掃氣壓差，流量系數(shù)能得到明顯提升.因此，在實(shí)機(jī)中，可在進(jìn)氣系統(tǒng)可承受的范圍內(nèi)提高掃氣箱壓力，有利于充氣效率的提升.

(2) 較大的掃氣口開度不會(huì)對(duì)掃氣流動(dòng)產(chǎn)生較大影響，但當(dāng)掃氣口降低到一定程度時(shí)，缸內(nèi)流動(dòng)能量降低，湍動(dòng)能也隨之降低，掃氣均勻性提高，從而掃氣效率提高.結(jié)合掃氣壓差試驗(yàn)結(jié)論，可在實(shí)機(jī)掃氣口剛開啟時(shí)，適當(dāng)增大掃氣壓差，以增加缸內(nèi)新鮮空氣量，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)較高的掃氣效率.

(3) 排氣門升程對(duì)缸內(nèi)渦流及掃氣均勻性的影響與掃氣口開度相同，但對(duì)流通能力的影響更大.

(4) 影響掃氣渦流的最主要原因仍是掃氣口結(jié)構(gòu)，若想從根本上改善掃氣渦流，必須通過改變掃氣口結(jié)構(gòu)來實(shí)現(xiàn).