馬 儀，袁文華，伏 軍

（邵陽學院 機械與能源工程學院，湖南 邵陽 422000）

渦流室式柴油機的燃燒系統(tǒng)中，鑲塊連接通道對渦流室內(nèi)渦流形態(tài)的發(fā)展和渦流強度的影響，最重要因素是其形狀、尺寸、傾角和位置等。而目前對連接通道的數(shù)量進行的相關(guān)研究相對較少，因此基于前期提出雙通道結(jié)構(gòu)的研究成果，對兩個連接通道的擴張角做出相應(yīng)的角度改變，研究雙通道對渦流室內(nèi)的渦流特性的影響。但由于發(fā)動機內(nèi)部進行的傳熱、傳質(zhì)以及化學反應(yīng)和流體流動等過程相當復雜，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)部的流體流動特性。而當前，隨著計算機技術(shù)的不斷發(fā)展，借助于流體計算軟件對數(shù)值流體力學和數(shù)值傳熱學等的研究也不斷深入，其中，通用流體計算軟件采用二階迎風插值——格式，其中有著較為理想的耗散誤差，可以實現(xiàn)較為理想的適應(yīng)效果，同時可以更好地實現(xiàn)，擁有豐富的湍流模型和算法等。因此，擬采用流體計算軟件對設(shè)計的雙通道帶擴張角的渦流室式柴油機計算模型來開展后續(xù)的數(shù)值分析，從而獲得各種擴張角方案具體的渦流室及連接通道流體運動狀態(tài)，從而比較其在流動速度、渦流強度等方面對渦流性能的影響規(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

依據(jù)當前國內(nèi)外對渦流室式柴油機鑲塊設(shè)計特點及關(guān)鍵點等要求，在BH175F1柴油機的單通道鑲塊基礎(chǔ)上，提出并設(shè)計帶擴張角的雙通道鑲塊，并基于渦流室式柴油機鑲塊研究基礎(chǔ)以及流體力學理論中縮口擴口對流體運動特性作用規(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，使得氣體流動穩(wěn)定，同時還應(yīng)盡量增大氣體流動速度，在本文的設(shè)計中，對兩個連接通道采用一個縮口、一個擴口的辦法，得到9組不同擴張角組合方案，如表1所示。在壓縮過程中，氣體通過擴口的連接通道A和縮口的連接通道B從缸內(nèi)壓入渦流室，此時，縮口的連接通道B對增大氣體流速有重要作用，同時連接通道A可保證氣體流通量，使得氣體盡快進入渦流室內(nèi)，促進渦流的形成以及增大渦流的強度。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，使得氣體流動速度增大，連接通道B對氣體流通量也起到了輔助作用。

表1 雙連接通道設(shè)計方案

帶擴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張角，其幾何形狀為基于跑道型的擴口或縮口結(jié)構(gòu)，同時，通道與氣缸頂面和渦流室底面分別相連，整體上流體計算區(qū)域結(jié)構(gòu)復雜，而求解氣缸內(nèi)流體流動為三維非穩(wěn)態(tài)問題，因此，為了提高網(wǎng)格劃分質(zhì)量并提高模擬計算精度，對渦流室式柴油機燃燒室計算模型進行誤差允許范圍內(nèi)的適當簡化：（1）不考慮燃油噴射和燃燒過程，忽略噴油和燃燒對研究過程的影響，以氣缸和渦流室內(nèi)空氣運動變化作為比較對象；（2）因為鑲塊上的啟動孔面積相對偏小所以采取忽略的處理方式；（3）并未計算活塞環(huán)和壁面相互間的縫隙影響，那么將對應(yīng)的活塞頂面視為氣缸等直徑；（4）由于只考慮進、排氣門均處于關(guān)閉狀態(tài)，將進、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)在整個活塞運動過程中無泄漏；表2為計算所需BH175F1小型風冷渦流室式柴油機基本技術(shù)參數(shù)。

表2 BH175F風冷柴油機基本技術(shù)參數(shù)

2 數(shù)值計算模擬研究

2.1 數(shù)學模型

因為活塞隨曲軸活動的過程屬于非穩(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：

該方程組存在對應(yīng)的5個方程，有著6個未知量：u、v、w、p、T及 ρ，同時也應(yīng)當填補聯(lián)系p和 ρ的方程，方才可以實現(xiàn)封閉的效果。由于不考慮進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模型簡化為：

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：

在求解時根據(jù)需要適當補充各熱力學模型求解所需子模型后，對熱力學微分方程組進行封閉處理。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p1＜p2時j=2，當p1＞p2時j=1。

同時，考慮到渦流室內(nèi)渦流特征強烈，求解域存在具有擴張角的雙通道，其計算求解域幾何結(jié)構(gòu)比較復雜，在求解過程中湍流模型選擇對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）。通過求解計算上述方程組即可得到任一時刻連接通道和渦流室內(nèi)任一點的流體流動狀態(tài)特征參數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。

2.2 網(wǎng)格劃分及計算設(shè)置

由于模型幾何結(jié)構(gòu)復雜，需要對其進行分塊切割后劃分網(wǎng)格，在本計算中氣缸頂部與通道相連，通道頂部與渦流室，各個連接面節(jié)點均為連接。為了改善實際的網(wǎng)格劃分水平，對并未加入具體分析中的活塞體使用六面體，氣缸體部分對網(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

同時考慮到，活塞運動屬于非穩(wěn)態(tài)計算，而且渦流室內(nèi)的流體運動屬于非定常流動問題，此時模型運用算法更為合適，同時設(shè)定了壓力亞松弛因子0.3，亞松弛因子是0.7，讓動量與壓力的亞松弛因子之間相加所得結(jié)果為1.0；同時指定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)置時間步長和迭代次數(shù)等參數(shù)；調(diào)用FLUENT中活塞動網(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熱系數(shù)設(shè)置為209 W/m·K，內(nèi)連接通道的導熱系數(shù)設(shè)定成151 W/m·K。

3 計算結(jié)果及分析

為描述方便，以固定通道A改變通道B擴張角為例對各方案仿真計算結(jié)果進行研究。如圖3為通道A擴張角為0°，通道B擴張角分別為0°、5°和10°時，仿真計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擴張角度的提升，氣流流速增大，渦流室內(nèi)渦流強度呈增強趨勢。當通道B擴張角為10°，通道B形成的縮口形狀提升了氣體的運動速度，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)域的氣流運動，按照渦流比的運算公式，此時滿足：Ωc=ωk/ω（式中：ωk代表壓縮結(jié)束時內(nèi)部空間充量的角速度，ωk對應(yīng)軸裝置的運動角速度），那么其渦流比分別為 2.3、2.9 和 4.7，所以當 βb為 10°，此時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)對流換熱，對于柴油機的整體性能造成了負面影響。

圖3 βa為0°，增加βb時連接通道與渦流室內(nèi)速度云圖

圖4 βa為5°，增加βb時連接通道與渦流室內(nèi)速度云圖

圖4所示為βa為5°時，βb逐漸增大時隨著曲軸轉(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，此時形成的渦流比各自是3.0、3.5和3.9；此時過大的連接通道B擴張角也會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，在渦流室底部兩側(cè)形成了低流速區(qū)域。整體上來看，連接通道A擴張角的大小是5°，同時連接通道B的擴張角也為5°時，氣流在流進流出連接通道時的阻力均較小，此時氣流流動特性相對較好。

當固定 βa為 10°時，逐漸增加 βb的大小，此時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，這有利于促進渦流室內(nèi)的油氣混合。當曲軸轉(zhuǎn)角為°時，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，同時可看出氣缸內(nèi)氣流通過擴張角為10°的連接通道A時相對流動阻力較小，氣流可以快速的通過，此時渦流室內(nèi)的球形渦流流速仍保持較高速度，經(jīng)計算渦流比分別為2.9、3.1和4.2。

圖5 βa為10°，增加βb時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，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的擴張角較大時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，連接通道B的擴張角為10°時對應(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擴張角為5°時，渦流室和連接通道內(nèi)的氣流形態(tài)較好。

同時，綜合上述仿真計算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，固定通道B擴張角分別改變擴張角A時的渦流室氣流形態(tài)發(fā)展規(guī)律，即在相同通道B擴張角下，增大通道A擴張角，其渦流比呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，渦流室內(nèi)氣流運動高速流體區(qū)域逐步增大，對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擴張角達到10°時，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)域和減弱過于強烈的渦流的方向發(fā)展，對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)值模擬計算得出，當連接通道A擴張角保持不變，依次改變通道B的擴張角為0°、5°和10°時，在（活塞到達）上止點之前，渦流室內(nèi)的渦流形態(tài)呈增強趨勢。其中當通道A擴張角為0°，通道B擴張角分別為0°、5°和10°時，其渦流比分別為2.3，2.9，4.7；通道 A 擴張角為 5°時，通道 B 擴張角分 別 為 0°、5°和 10°時 ， 其 渦 流 比 分 別 為3.0，3.5，3.9；通道 A 擴張角為 10°時，通道 B 擴張角分別為 0°、5°和 10°時，其渦流比分別為 2.9、3.1 和4.2。而在上止點之后，通道B擴張角越大，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流動阻力作用更大。

（2）當固定通道B，增大通道A擴張角時，高速流體部分抵達的范圍顯然更廣闊，此時內(nèi)部運動中心更加接近幾何中心，對提高渦流室內(nèi)流速和建立并保持較強的渦流形態(tài)有加大貢獻，并且氣流返回時流動阻力也更小，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擴張角，隨通道B擴張角增大，渦流比增大，通道B擴張角為10°時其渦流強度均超過最佳范圍，對其保溫等性能不利，通道A擴張角為10°而且通道B擴張角為5°時，渦流比為3.1渦流強度較強，并且不至于過強而導致渦流室內(nèi)對流換熱過大降低其性能。