DLH1110柴油機螺旋進氣道的優(yōu)化

賀玉海，王旭冉，楊恒發(fā)，卓建煜

(1.武漢理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，武漢 430063； 2.廣東德力柴油機有限公司，廣東 佛山 528305；3.中國船級社 船舶建造檢驗處，上海 200135)

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DLH1110柴油機螺旋進氣道的優(yōu)化

賀玉海1，王旭冉1，楊恒發(fā)2，卓建煜3

(1.武漢理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，武漢 430063； 2.廣東德力柴油機有限公司，廣東 佛山 528305；3.中國船級社 船舶建造檢驗處，上海 200135)

為降低DLH1110柴油機進氣流動阻力，增大缸內(nèi)進氣量，提出螺旋進氣道設(shè)計修改方案，采用AVL-Fire對原氣道方案和設(shè)計修改的螺旋進氣道方案進行穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬，得到氣道和缸內(nèi)詳細的流場速度分布信息及不同方案的Ricardo平均流量系數(shù)和Ricardo平均渦流比，氣道穩(wěn)流試驗結(jié)果表明，不同方案進氣道穩(wěn)流仿真計算數(shù)據(jù)對比可信；進氣道螺旋曲面優(yōu)化后可提高Ricardo平均流量系數(shù)。

柴油機；螺旋進氣道；數(shù)值模擬；流量系數(shù)；渦流比

柴油機在進氣過程中，氣缸的進氣充量及氣流運動狀態(tài)影響著缸內(nèi)過量空氣系數(shù)和油氣混合均勻程度，最終影響到柴油機的功率、燃油消耗和排放等性能指標[1]?，F(xiàn)代非增壓柴油機提高進氣充量的技術(shù)方案主要有降低進排氣系統(tǒng)流動阻力和采用可變配氣正時技術(shù)。由于可變配氣正時技術(shù)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，價格昂貴，限制了其在一般柴油機上的應(yīng)用；而基于CAD/CAE的進氣道結(jié)構(gòu)優(yōu)化可以獲得良好的流通性能和進氣充量，方法簡便快捷，成本低，適用性廣，在工程研究設(shè)計中得到廣泛應(yīng)用[2-4]。DLH1110是自然吸氣立式單缸水冷型柴油機，缸徑稍小，缸徑擴大后，需增大進氣量，滿足柴油機性能提升的要求。為此，以提高進氣道流量系數(shù)為主要目標，針對此型柴油機螺旋進氣道進行改進設(shè)計和穩(wěn)態(tài)CFD數(shù)值模擬，得到氣道流場分布情況及相關(guān)性能指標，對比分析新設(shè)計的3種氣道方案與原機方案，并將優(yōu)選方案的試制缸蓋和原機缸蓋進行穩(wěn)流試驗對比，探討改變進氣道螺旋曲面，提高流量系數(shù)的可行性。

1　氣道性能指標

柴油機進氣道性能指標，主要分為流通能力及渦流形成能力兩個方面[5]。對于流通能力，采用流量系數(shù)表示，即不同氣門升程下的實際進氣量與理論流過氣門座內(nèi)徑DV值等截面的空氣流量之比；對于渦流形成能力，采用渦流比來表示，即不同氣門升程下，渦流計轉(zhuǎn)速與發(fā)動機轉(zhuǎn)速之比。本文選用Ricardo評價方法，該方法不但考慮了氣道本身及缸徑大小，還考慮到氣門升程曲線，被國內(nèi)大多數(shù)內(nèi)燃機廠家采用[6]。

1)流量系數(shù)CF。

(1)

(2)

式中：Q——試驗測得空氣流量，m3/s；

AV——氣門座內(nèi)孔截面積，m2；

n——氣門數(shù)目；

V0——理論進氣速度,m/s；

Δp——氣道前后壓差，Pa；

ρ0——氣門座處氣體密度，kg/m3。

2)渦流比定義。

(3)

式中：ne——發(fā)動機當量轉(zhuǎn)速，r/min；

npadd——風(fēng)速儀轉(zhuǎn)速，r/min；

ρ——氣缸內(nèi)氣體密度，kg/m3；

A——氣缸截面積，m2；

S——發(fā)動機沖程，m；

m——測量氣體質(zhì)量流量，kg/s。

3)平均流量系數(shù)。

(4)

4)平均渦流比。

(5)

(6)

式中：α2，α1——進氣門開啟和關(guān)閉時曲軸轉(zhuǎn)角；

DV——進氣門座內(nèi)徑。

2　進氣道仿真

2.1幾何模型

將DLH1110型柴油機螺旋進氣道三維模型導(dǎo)入Hypermesh軟件，進行幾何清理，提取氣道流體區(qū)域幾何面，并完善計算域幾何模型。見圖1。

圖1　螺旋進氣道穩(wěn)態(tài)模型

圖1中，氣缸缸徑D=110 mm。為穩(wěn)定入口壓力為大氣壓力，在進氣道前設(shè)置穩(wěn)壓箱；參考文獻[2，6]，為保證計算出口穩(wěn)定且無回流，將模擬缸套計算區(qū)域拉伸為2.5倍缸徑長度即275 mm。對于較小的特征面，需要單獨提取出來，以便后續(xù)劃分網(wǎng)格時單獨進行局部細化。

在原機方案S1的基礎(chǔ)上，優(yōu)化設(shè)計3種新方案S2、S3和S4：S2增大蝸殼半徑；S3增大蝸殼半徑，同時增大導(dǎo)向段與氣門室過渡處曲面曲率，氣道出口直徑增大至與氣門座內(nèi)徑相等，使這些空間的流體域更大；S4在S3的基礎(chǔ)上，縮小蝸殼半徑，同時增大導(dǎo)向段與斜坡段過渡處最小截面積，4種方案結(jié)構(gòu)見圖2。

圖2　4種不同螺旋進氣道計算方案

對4種方案進行相應(yīng)的幾何處理，輸出stl格式的幾何面網(wǎng)格供后續(xù)AVL-Fire使用。

2.2網(wǎng)格劃分

在AVL-Fire軟件中，導(dǎo)入處理好的stl格式幾何面網(wǎng)格后，生成關(guān)鍵特征線，應(yīng)用軟件自帶FAME網(wǎng)格生成技術(shù)，生成以六面體網(wǎng)格為主的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。在氣門座圈和氣門接觸處、氣門邊緣處等需要局部細化的區(qū)域，將網(wǎng)格尺寸設(shè)置為0.75 mm，進氣道、進氣門、氣缸頂處的網(wǎng)格尺寸設(shè)置為1.5 mm，其余部分網(wǎng)格尺寸設(shè)置為3 mm，這樣能保證網(wǎng)格過渡比較平緩，計算易于收斂，最終生成的網(wǎng)格單元總數(shù)控制在70萬～80萬。此外，在距離缸蓋底面110 mm處建立網(wǎng)格集合，用于保存Ricardo葉片區(qū)域。將模擬氣缸頂部圓心點設(shè)為坐標原點。整體計算網(wǎng)格劃分及幾何坐標系見圖3。

圖3　計算區(qū)域網(wǎng)格劃分

2.3仿真邊界條件設(shè)置

穩(wěn)態(tài)仿真邊界條件按照試驗臺測量參數(shù)設(shè)定。

1)入口邊界。大氣環(huán)境，壓力為100 kPa，溫度為293.15 K。

2)出口邊界。負壓，壓力為97.5 kPa。

3)初始化。采用出口條件初始化整個流場。

流體介質(zhì)為可壓縮性空氣，求解方程激活質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程，湍流模型選擇k-ζ-f方程，壓力耦合方程采用SIMPLE算法求解，近壁面采用標準壁面函數(shù)描述壁面附近邊界層氣流速度、壓力等的分布[7-9]。

3　仿真結(jié)果分析

3.1氣缸內(nèi)部渦流的形成

不同方案氣門開度時的氣缸內(nèi)部的流場都比較類似。S1方案，氣門升程為11.04 mm時的流場跡線見圖4。氣流經(jīng)過螺旋進氣道之后，一小部分會直接進入氣缸，但是絕大部分氣流在斜坡段旋轉(zhuǎn)后，以較高旋轉(zhuǎn)動量的形式流進氣缸，這是形成氣缸內(nèi)部渦流的根本原因。

3.2流場速度分布

選定氣門升程6 mm和最大升程11.04 mm，選取截面過氣門中心線，且平行于YOZ的截面，不同方案下氣缸內(nèi)部的速度場分布云圖見圖5。

圖4　氣缸內(nèi)部流場跡線

圖5　不同方案速度場分布

分析螺旋氣道內(nèi)流場，導(dǎo)向段截面逐漸縮小,在斜坡段出現(xiàn)整個氣道的最小截面, 氣流速度不斷增大，氣流通過氣門座-氣門開啟截面，流動空間大大減小，氣體被壓縮，速度都得到較大提升，并沿氣門錐形表面旋轉(zhuǎn)射流進入氣缸，不同方案下最大速度接近一致。

分析氣缸內(nèi)流場，由于氣流經(jīng)過氣門之后依然保持較高的沖量，而較高的沖量即射流速度又使氣門下方形成負壓區(qū)，進而卷吸來流，在氣門下方產(chǎn)生明顯的回流，形成大尺度逆時針滾流區(qū)域。由于氣門偏置，在距離氣缸壁的近側(cè)，氣流碰壁改變流動方向，壁面處形成快速流動的氣流層。

對比分析4種方案，當氣門升程6 mm時，S4方案最大速度92.3 m/s，低于S1和S2，略高于S3；當氣門升程11.04 mm時，S4方案最大速度最大，為107.3 m/s。采用S4方案，中低氣門升程時，進氣流動相對平緩，流動損失較小，大氣門升程時，進氣流動迅速，利于氣流進氣，即在S4條件下，螺旋進氣道結(jié)構(gòu)上的改進，可能更有利于組織空氣流動，形成相對較好的流場，在氣門處能量衰減更小，空氣之間相互擾動減小，從而有利于柴油機充量系數(shù)的提高。

3.3流量系數(shù)和渦流比

根據(jù)不同氣門升程下的流量系數(shù)CF和渦流比SR，獲取的Ricardo平均流量系數(shù)CFM和Ricardo平均渦流比RS見表1。

表1　4種方案流量系數(shù)和渦流比對比

1)對S2方案。擴大進氣道螺旋部分后，該結(jié)構(gòu)對來流的螺旋導(dǎo)向作用有所降低，導(dǎo)致渦流比略有降低。另外，雖然該處流動域空間增加了，但卻使氣體在該處膨脹，反而造成壓力上的損失，導(dǎo)致平均流量系數(shù)CFM同時略有降低。

2)對S3方案。擴大進氣道螺旋部分，增大過渡曲面曲率以及氣道出口直徑，使得氣流流動過程受到的阻力減小，相對于原機方案S1，平均流量系數(shù)CFM得以提升，但是此時由于螺旋導(dǎo)向作用減弱，氣缸內(nèi)渦流比有所降低。

3)對S4方案。收縮進氣道螺旋部分，螺旋導(dǎo)向作用增強，渦流比提高。本方案雖然能彌補S3中渦流比下降的不足，但同時其平均流量系數(shù)CFM相對有所下降。

由于進氣道改進優(yōu)化目標主要是在渦流比不出現(xiàn)明顯變化條件下，盡量提高流量系數(shù)CF，因此綜合考慮后，S4方案相對較優(yōu)，不同氣門升程下的流量系數(shù)CF均高于原機S1，平均流量系數(shù)CFM從0.277提高到0.283，提高約2.41%，平均渦流比為5.714，與原機5.808相近。

4　進氣道穩(wěn)流試驗

氣道穩(wěn)流試驗采用定壓差法，測試不同氣門升程時進氣道流動阻力和缸套內(nèi)進氣渦流強度。試驗測試簡便，結(jié)果可靠，廣泛應(yīng)用于工程中氣道測試與開發(fā)。

穩(wěn)流試驗臺組成結(jié)構(gòu)見圖6。

圖6　穩(wěn)流試驗臺結(jié)構(gòu)

該裝置先由風(fēng)機吸氣，氣體經(jīng)進氣道、氣門，流入氣缸內(nèi)，帶動葉片轉(zhuǎn)動，由光電傳感器測出葉片轉(zhuǎn)速，由孔板流量計測出氣體的體積流量和質(zhì)量流量；調(diào)節(jié)氣門氣流通過面積，保證試驗過程中模擬氣缸真空度2 500 Pa不變；穩(wěn)壓箱用于穩(wěn)定氣流流動，減小氣體流動時造成的波動損失。試驗通過測量流經(jīng)系統(tǒng)的流量來評價氣道流通能力，測量葉片半徑范圍內(nèi)的渦流轉(zhuǎn)速來評價氣道形成渦流強度的能力。試驗根據(jù)Ricardo性能指標來評價進氣道是否滿足設(shè)計要求。

根據(jù)上節(jié)CFD仿真分析對比結(jié)果，試驗測試對比產(chǎn)品缸蓋S1和優(yōu)選試驗缸蓋S4，結(jié)果見圖7、8。

圖7　流量系數(shù)對比

圖8　渦流比對比

進氣道流量系數(shù)試驗值均隨氣門升程開度的增大而增大，基本成線性趨勢增加。最大氣門升程時，流量系數(shù)S4略低于S1；其余各升程時，S4均高于S1，S4平均流量系數(shù)比S1提高約2.03%。

進氣道渦流比試驗值同樣隨氣門升程開度的增大而增大，中低氣門升程時，增長迅速，大氣門升程時，增長較為平緩，整體趨勢先急后緩。氣門升程8 mm時，S4渦流比低于S1 1.09%；最大氣門升程時，S4比S1低2.01%；其余各升程時，S4均高于S1，平均渦流比S4相對S1降低約1.89%。

總結(jié)上述結(jié)果，氣門升程逐漸增大，通過氣道的進氣流量增加，平均流速增大，氣道內(nèi)產(chǎn)生的角動量也增大，因此渦流比不斷增大。小氣門升程時，由于氣門的節(jié)流效應(yīng)明顯，旋轉(zhuǎn)的進氣射流擾動大，氣流運動相對雜亂，因此渦流比變化較快；大氣門升程時，氣門的節(jié)流效應(yīng)已不明顯，氣道阻力大大減小，氣流能順暢的流入氣缸，快速形成繞氣缸軸線的穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)運動，渦流比變化平緩。

由圖7和圖8還可以看出，S4相對于S1渦流比的變化幅度比流量系數(shù)的變化幅度要大，這說明改變進氣道螺旋段曲面，對渦流形成的影響比流通性能的影響要大，在渦流比盡可能不減小的情況下，通過改變進氣道螺旋段曲面的方法提高流量系數(shù)較為困難。

5　結(jié)論

1)氣流經(jīng)螺旋氣道旋轉(zhuǎn)加速，以錐形射流的方式進入氣缸，形成渦流和滾流，有利于油氣混合；氣門偏置使一部分氣流撞壁，靠近氣缸壁的近側(cè)，壁面處形成高速氣流層，缸內(nèi)流場均勻性變差。

2)流量系數(shù)和渦流比存在相互制約的關(guān)系。與原機相比，采用最佳方案S4時，計算結(jié)果平均流量系數(shù)CFM提升約2.41%，穩(wěn)流試驗結(jié)果平均流量系數(shù)CFM提升約2.03%，渦流比同時略降低。

3)氣道螺旋渦殼部分對渦流比較為敏感，優(yōu)化該處能提高渦流比，同時流量系數(shù)略有降低。

4)隨氣門升程增大，流量系數(shù)呈線性趨勢增加，渦流比增長趨勢有所不同，中低氣門升程時，增長迅速，大氣門升程時，增長較為平緩，整體趨勢先急后緩。

[1] 周龍寶，劉忠長，高宗英.內(nèi)燃機學(xué)[M].北京：機械工業(yè)出版社，2010.

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Optimized Design of the Inlet Flow of DLH1110 Diesel

HE Yu-hai1, WANG Xu-ran1, YANG Heng-fa2, ZHUO Jian-yu3

(1.School of Energy and Power Engineering, Wuhan University of Technology, Wuhan 430063, China;2.Guangdong Deli Diesel Engine Co. Ltd., Foshan Guangdong 213002, China;3.Dept. of Ship Construction Inspection, China Classification Society, Shanghai 200135, China)

In order to reduce the intake flow resistance and increase the air inflow of DLH1110 diesel engine, 3 schemes of modified helical intake port are presented and the simulation analysis of steady-flow on the original intake port and the modified schemes are carried out by using AVL-fire. According to the simulation results, detailed flow field information and all schemes of Ricardo mean flow coefficient and Ricardo mean swirl ratio are obtained. Based on theoretic analysis, steady-flow tests in the original intake port and the optimal scheme had performed on the test bench. It is proved that all schemes of simulation data contrasts are credible, and after optimization of the helical intake port of this engine, the Ricardo mean flow coefficient is increased.

diesel; helical intake port; numerical simulation; flow coefficient; swirl ratio

2016-02-08

2016-04-04

國家自然科學(xué)基金(51379169，51009112)

賀玉海(1976—)，男，博士，副教授

U664.121

A

1671-7953(2016)04-0098-05

DOI:10.3963/j.issn.1671-7953.2016.04.023

研究方向:內(nèi)燃機工作過程優(yōu)化與電子控制技術(shù)

E-mail:hyh@whut.edu.cn