應(yīng)用CFD防爆車輛發(fā)動(dòng)機(jī)排氣系統(tǒng)處理結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

馬利華，何光輝，梁志禮

（1.黃河交通學(xué)院汽車工程學(xué)院，河南 焦作 454950；2.鄭州煤礦機(jī)械集團(tuán)股份有限公司，河南 鄭州 450000）

1 引言

高粉塵區(qū)域存在易燃易爆的氣體，因此在此工作的車輛必須滿足防爆要求，而發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣系統(tǒng)屬于高溫設(shè)備，因此必須進(jìn)行防爆技術(shù)改裝[1]。排氣系統(tǒng)處理結(jié)構(gòu)是防爆車輛發(fā)動(dòng)機(jī)排氣系統(tǒng)的一個(gè)重要組成部分，能夠?qū)l(fā)動(dòng)機(jī)排出的氣體冷卻、降溫、清除排氣中所夾帶的碳煙，溶解有害氣體。防爆發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)過(guò)廢氣處理結(jié)構(gòu)排出的氣體要達(dá)到防爆認(rèn)證標(biāo)準(zhǔn)。在排氣系統(tǒng)加裝防爆裝置，導(dǎo)致排氣阻力的增加，這樣進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)的空氣減少，燃油不能充分燃燒，功率降低，動(dòng)力性經(jīng)濟(jì)性降低。因此，設(shè)計(jì)合理排氣系統(tǒng)處理結(jié)構(gòu)具有重要應(yīng)用價(jià)值。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)此進(jìn)行了一定的研究：文獻(xiàn)[2]應(yīng)用流體動(dòng)力學(xué)的方法來(lái)研究和設(shè)計(jì)缸體形狀和氣缸的排氣口，已達(dá)到防爆設(shè)計(jì)的目標(biāo)；文獻(xiàn)[3]采用計(jì)算流體力學(xué)分析排氣歧管的壓力云圖和流速圖，，從而對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)；文獻(xiàn)[4]采用流固耦合法建立煙氣—排氣管—冷卻水系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型，對(duì)排氣管進(jìn)行防爆設(shè)計(jì)；文獻(xiàn)[5]采用過(guò)熱蒸汽理論研究防爆柴油機(jī)排氣系統(tǒng)廢氣處理箱，并對(duì)其換熱過(guò)程進(jìn)行分析。

針對(duì)防爆發(fā)動(dòng)機(jī)排氣系統(tǒng)廢氣處理結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，基于內(nèi)部的熱力學(xué)機(jī)理，分析廢氣處理結(jié)構(gòu)的熱力學(xué)模型，提出水汽之間發(fā)生顯熱交換和潛熱交換；利用CFD建立了水汽兩相流模型，初始條件依據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，得到不同時(shí)間內(nèi)高溫?zé)煔獯┰剿湟撼氐男螒B(tài)變化圖，分析進(jìn)氣管長(zhǎng)度和直徑對(duì)于氣體穿越液池深度的影響。利用防爆柴油機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架，對(duì)廢氣處理結(jié)構(gòu)的功率和扭矩消耗進(jìn)行分析。

2 廢氣處理結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

2.1 廢氣處理結(jié)構(gòu)內(nèi)空氣與水直接接觸高效傳熱

直接接觸是一種高效的傳熱方法，廢氣處理箱內(nèi)是煙氣和冷卻水直接接觸傳熱，這種氣液直接接觸的傳質(zhì)傳熱，存在著顯熱傳遞和潛熱傳遞。所謂顯熱傳遞是指靠溫差傳熱，熱量從高溫介質(zhì)流向低溫介質(zhì)，冷卻水吸熱，高溫?zé)煔夥艧醄6]。它一般是由對(duì)流、輻射及導(dǎo)熱引起的換熱結(jié)果。潛熱傳質(zhì)是指靠擴(kuò)散和對(duì)流傳熱，蒸汽壓差作為推動(dòng)力，并且伴隨傳質(zhì)傳熱的同時(shí)也存在潛熱傳質(zhì)，在液面蒸汽分壓高于氣流中的蒸汽分壓時(shí)，液體蒸發(fā)放熱[7]。在高溫?zé)煔夂屠鋮s水接觸混合直到煙氣（帶有水）排出的過(guò)程中，煙氣冷卻增濕，冷卻水被加熱蒸發(fā)。把氣體與液體之間的溫度變化做出一個(gè)圖，如圖1所示。

圖1 氣液溫度變化過(guò)程示意圖Fig.1 Schematic Diagram of Gas-liquid Temperature Change Process

圖中：T1—冷卻水蒸發(fā)溫度；T2—蒸發(fā)后升溫終點(diǎn)溫度。

如圖所示的氣液溫度變化圖中，包含了曲線a和曲線b，分別代表了溫度隨時(shí)間下降過(guò)程和溫度隨時(shí)間升高過(guò)程，具體的過(guò)程描述如下：

（1）煙氣溶于冷卻水冷卻增濕（冷卻水水溫上升至蒸發(fā)溫度）：?jiǎn)?dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)，此時(shí)冷卻水處于常溫，高溫?zé)煔鈴倪M(jìn)氣口進(jìn)入水箱，此時(shí)熱量從高溫蒸汽傳到低溫冷卻水，使得煙氣溫度降低，冷卻水溫度上升。此時(shí)，水汽存在著交界面。熱量是先傳遞給交界面再傳遞給水。其主要原因是煙氣不斷地向氣膜表面擴(kuò)散，冷卻水冷卻氣膜，從而產(chǎn)生汽化潛熱，冷卻水吸收放出的熱量水溫上升到某一溫度，冷卻水開(kāi)始蒸發(fā)。此時(shí)，熱量主要是用于冷卻水的蒸發(fā)和水的汽化潛熱。

（2）液體蒸發(fā)直到水溫平衡過(guò)程：當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到一定的轉(zhuǎn)速時(shí)，液體溫度逐漸升高直到平衡狀態(tài)，氣體溫度逐漸下降到平衡狀態(tài)[8]。此時(shí)，氣傳遞給水的熱量完全變成了水的汽化潛熱。氣液之間不再發(fā)生熱傳遞。

以一小時(shí)作為數(shù)值計(jì)算和實(shí)驗(yàn)?zāi)M的時(shí)間，因?yàn)椴裼蜋C(jī)工作1h后柴油釋放的熱量為Q：

2.2 熱力學(xué)模型

常壓下單位質(zhì)量的物質(zhì)在一定溫度下由液態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)闅鈶B(tài)所需的熱量叫作汽化潛熱。水汽兩相的傳質(zhì)傳熱過(guò)程中忽略掉輻射散熱和自然對(duì)流以及外界大氣對(duì)于水箱壁面的影響，離開(kāi)系統(tǒng)的能量主要有冷卻水蒸發(fā)所損失的熱量以及冷卻水溫度升高所損失的熱量[9]。也就是說(shuō)水汽兩相之間的傳質(zhì)傳熱通過(guò)氣液分界面?zhèn)鬟f發(fā)生了顯熱傳遞以及汽化潛熱。建立了廢氣處理結(jié)構(gòu)內(nèi)部熱力學(xué)模型，如圖2所示。

圖2 廢氣處理箱內(nèi)部熱力學(xué)模型Fig.2 Internal Thermodynamic Model of the Exhaust Gas Treatment Tank

根據(jù)質(zhì)量守恒定律，進(jìn)入系統(tǒng)的能量=離開(kāi)系統(tǒng)的能量+系統(tǒng)中能量的增量。進(jìn)入系統(tǒng)中主要為進(jìn)入系統(tǒng)高溫?zé)煔馑鶐У哪芰?，離開(kāi)系統(tǒng)的能量包括以下部分：煙氣溶于水的熱焓，冷卻水蒸發(fā)吸熱，水溫升高吸熱，壁面散熱等[10]。

高溫?zé)煔膺M(jìn)入廢氣處理箱發(fā)生空氣與水直接接觸時(shí)的熱濕交換，溫差作為熱交換的推動(dòng)力，水蒸氣分壓力差作為質(zhì)交換的推動(dòng)力。取空氣與水在一微元面積dA上接觸，空氣溫度變化為dt，含濕量變化為d（b），顯熱交換量為：

如上圖所示，上圖表示高溫?zé)煔馀c水接觸的傳質(zhì)傳熱過(guò)程。取氣液兩相豎直方向的微元段dz，并且對(duì)此微元段進(jìn)行分析。高溫?zé)煔膺M(jìn)入水池進(jìn)行凈化，因?yàn)闊煔獾臏囟却蟾庞校?70～450）℃，氣液之間存在著氣液交界面，氣液之間的動(dòng)量、能量、熱量就是通過(guò)此交界面進(jìn)行傳遞的。氣相依靠對(duì)流傳熱的方式向冷卻水傳遞熱量，液相主要是靠蒸發(fā)散熱。氣液兩相之間存在著顯熱和汽化潛熱。兩者的含濕量之差使得液體蒸發(fā)，其中，氣液溫差、氣液兩相接觸面積、氣相的速度決定了顯熱傳遞，氣液兩相的面積及水蒸氣層與氣體中的濕度差決定了汽化潛熱。

根據(jù)質(zhì)量守恒定律，氣體經(jīng)過(guò)微元段的變化量等于水分的變化量，即：

式中：V1—?dú)庀嗔魉?；V2—液相流速；H—濕度。

氣體經(jīng)過(guò)該微元段水分的增量等于兩相之間的水分傳遞量：

以0℃作為基準(zhǔn)，上式轉(zhuǎn)變?yōu)椋?/p>

式中：q—傳熱速率；a—?dú)庖簝上嗔鲹Q熱系數(shù)。

2.3 結(jié)構(gòu)模型

排氣系統(tǒng)處理結(jié)構(gòu)，如圖3所示。結(jié)構(gòu)特點(diǎn)主要為：廢氣凈化器和廢氣處理箱的二級(jí)凈化處理；箱內(nèi)安裝隔板將箱體內(nèi)部分為兩個(gè)腔室，隔板上均勻密布小孔來(lái)加強(qiáng)氣液混合現(xiàn)象；一級(jí)進(jìn)氣管底端壁面做成消音孔，主要用于消滅噪音；端部安裝網(wǎng)篩結(jié)構(gòu)用于破碎氣泡；左腔室安裝擋水板、方形盛水器、排氣管等，防止廢水外濺。

圖3 廢氣處理結(jié)構(gòu)Fig.3 Exhaust Gas Treatment Structure

3 基于CFD結(jié)構(gòu)流動(dòng)性分析

3.1 初始時(shí)刻

煙氣以很高的流速?gòu)倪M(jìn)氣管進(jìn)入水箱，沖擊水池，引起液面震蕩，在這里把氣體射入水池的過(guò)程看作是氣體的射流。射流是指一股流體從進(jìn)口管流入液體，并同流體發(fā)生強(qiáng)烈混合的一種流動(dòng)狀態(tài)。根據(jù)射流形成的動(dòng)力將射流分為：動(dòng)量射流、卷流和浮射流。動(dòng)量射流是初始動(dòng)量對(duì)流動(dòng)起支配作用的射流；卷射流是在環(huán)境密度差存在下的射流，浮射流是既受動(dòng)量作用又受浮力作用。高溫?zé)煔膺M(jìn)入水箱箱體由于環(huán)境密度差的存在，同時(shí)受到水對(duì)其浮力的作用，所以發(fā)生的是浮射流。t=0.6s水箱內(nèi)部壓力云圖，如圖4所示。t=0.6s氣液混合物流線圖，如圖5所示。

圖4 t=0.6s水箱內(nèi)部壓力云圖Fig.4 t=0.6s Tank Internal Pressure Cloud Map

圖5 t=0.6s氣液混合物流線圖Fig.5 t=0.6s Gas-Liquid Mixture Flow Chart

從壓力分布云圖可以看出水箱內(nèi)的壓力分布不均勻，整體上呈現(xiàn)進(jìn)氣管左側(cè)壓力低右側(cè)壓力高，水箱上側(cè)壓力低水箱底部壓力高的分布趨勢(shì)。這是由于氣體從進(jìn)口管進(jìn)入水箱擠壓冷卻水，導(dǎo)致水箱底部壓力偏高，而又由于水氣體要從右側(cè)出口流出，所以氣體大方向的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)是從進(jìn)口偏向右側(cè)從右側(cè)出口流出。這時(shí)氣體的流動(dòng)呈現(xiàn)從低壓區(qū)向高壓區(qū)的流動(dòng)，但是由于在水箱內(nèi)部是氣體大氣泡向出口的流動(dòng)過(guò)程，所以導(dǎo)致在氣液相互擠壓的過(guò)程中出現(xiàn)混合不完全高溫?zé)煔饫鋮s不徹底充分，水流從出口壓出的現(xiàn)象。

如圖所示，在進(jìn)口和出口處流速很大，箱體其他部位流速較小并且分布比較均勻。這是因?yàn)樵趖=0.6s時(shí)刻高溫?zé)煔馍淙胨貎?nèi)部，進(jìn)口流速很高，但是此時(shí)煙氣又以極高的速度從出口流出，因?yàn)闀r(shí)間短促，所以水池內(nèi)部沒(méi)有發(fā)生劇烈變化，整個(gè)箱體內(nèi)水流速基本保持均勻。流動(dòng)劇烈地方是從進(jìn)口到出口的這個(gè)區(qū)域，其他地方流動(dòng)以及氣液混合現(xiàn)象并不明顯，在從進(jìn)口向出口出現(xiàn)了不規(guī)則的渦流現(xiàn)象，導(dǎo)致了一定程度的能量耗散現(xiàn)象。

3.2 高溫?zé)煔獯┰揭撼厣疃鹊姆治?/h3>

在t=0.1s到t=0.6s的過(guò)程中，氣體在進(jìn)氣口處以鼓泡形式堆積，直到泡狀形式發(fā)展到一定時(shí)發(fā)生破裂，因此取做一個(gè)監(jiān)視直線，初始點(diǎn)從水箱進(jìn)口中點(diǎn)，終結(jié)點(diǎn)為正對(duì)初始點(diǎn)的水箱底部，如圖6所示。t=0.6s時(shí)刻監(jiān)測(cè)線1上的水汽分布圖，如圖7所示。

圖6 水箱內(nèi)設(shè)定監(jiān)測(cè)線1示意圖Fig.6 Schematic Diagram of Setting Monitoring Line 1 in the Water Tank

圖7 t=0.6時(shí)刻監(jiān)測(cè)線1水汽分布圖Fig.7 Water Vapor Distribution Map of Monitoring Line 1 at t=0.6

由圖可以看出：在y≤-460mm時(shí)刻，氣含量為0；在-460mm≤y≤-440mm時(shí)刻，氣含量處于（0～1）之間，即這段距離處既有水又有氣；在y≥-440mm時(shí)刻，氣含量為0。所以在y=-460mm處為氣液分離面，可以推算出原物理模型在氣體穿越到液池的深度為y=-430-（-460）=30mm。改變?cè)锢斫Y(jié)構(gòu)進(jìn)氣管的直徑（原物理結(jié)構(gòu)直徑為80mm）直徑分別為60mm、70mm、80mm、90mm、100mm、110mm。分別以水箱進(jìn)氣口中點(diǎn)到水箱底部這條垂直于水箱底部的直線作為監(jiān)測(cè)直線，得到t=0.6s時(shí)刻的水汽分布圖，如圖8所示。找到氣液分界面，根據(jù)氣體穿越液池最大深度=氣液分界面處-進(jìn)氣管長(zhǎng)度，算出高溫?zé)煔獯┰揭撼刈畲笊疃取?/p>

圖8 t=0.6s時(shí)刻進(jìn)氣管的最大穿越深度Fig.8 Maximum Penetration Depth of the Intake Pipe at t= 0.6s

由圖8（a）看出，在其他已知條件不變的情況下，高溫?zé)煔獯┰綇U氣處理箱液池的最大深度隨著進(jìn)氣管直徑的增加而降低。由圖8（b）可以看出，在其他已知條件不變的情況下，高溫?zé)煔獯┰綇U氣處理箱液池的最大深度隨著進(jìn)氣管長(zhǎng)度的增加而增加，但是從（430～450）mm的距離處，最大穿越深度增長(zhǎng)平緩。因此，減小進(jìn)氣管管徑，增長(zhǎng)進(jìn)氣管長(zhǎng)度可以增加氣體穿越深度。

4 排氣系統(tǒng)防爆處理結(jié)構(gòu)測(cè)試

使用防爆柴油機(jī)本體及水力測(cè)功機(jī)搭建起來(lái)的一個(gè)功率扭矩測(cè)試試驗(yàn)臺(tái)，可以用于測(cè)試防爆處理結(jié)構(gòu)的功率和扭矩消耗，試驗(yàn)臺(tái)，如圖9所示，測(cè)試結(jié)果，如圖10所示。

圖9 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架Fig.9 Engine Test Bench

從圖10（a）可以看出防爆柴油機(jī)的功率隨轉(zhuǎn)速變化圖在一定范圍內(nèi)呈現(xiàn)拋物線形式，從轉(zhuǎn)速為1300rpm到轉(zhuǎn)速為2000rpm功率從37.18kW升高到59.64kW；緊接著從轉(zhuǎn)速為2000rpm到轉(zhuǎn)速為2500rpm 功率從59.64kW 降低到44.40kW。在轉(zhuǎn)速為2000rpm 時(shí)防爆柴油機(jī)功率達(dá)到最大為59.64kW。但是把廢氣處理結(jié)構(gòu)拆除后，柴油機(jī)的整體功率有所升高：從轉(zhuǎn)速為1300rpm 到轉(zhuǎn)速為2000rpm 功率從40.95kW 升高到68.61kW；緊接著從轉(zhuǎn)速為2000rpm 到轉(zhuǎn)速為2500rpm 功率從68.61kW 降低到54.72kW。在轉(zhuǎn)速為2000rpm 時(shí)柴油機(jī)功率達(dá)到最大為68.61kW，這比安裝時(shí)的功率上升了15.04%。

圖10 試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果Fig.10 Test Result

從圖10（b）可以看出，防爆柴油機(jī)的扭矩從轉(zhuǎn)速n為1300rpm到1700rpm整體上呈現(xiàn)緩慢上升趨勢(shì)，從扭矩為273.10N.m升高到288.38N·m。但是當(dāng)轉(zhuǎn)速到達(dá)1900rpm時(shí)，扭矩出現(xiàn)了小幅下降趨勢(shì)，是從288.38N·m（1700rpm）降到278.35N·m（1900rpm），緊接著扭矩從轉(zhuǎn)速為1900rpm 時(shí)的278.35N·m 升高到轉(zhuǎn)速為2000rpm的284.56N·m。在轉(zhuǎn)速為2000rpm到轉(zhuǎn)速為2400rpm的范圍內(nèi)轉(zhuǎn)矩逐漸下降。在轉(zhuǎn)速為1700rpm時(shí)防爆柴油機(jī)的扭矩達(dá)到最大為288.38N·m，拆除裝置后的柴油機(jī)在轉(zhuǎn)速為1700rpm時(shí)達(dá)到最大值296.98N·m，比未拆除時(shí)的柴油機(jī)扭矩上升3.4%。相對(duì)比，在測(cè)量的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，安裝防爆裝置的柴油機(jī)扭矩隨轉(zhuǎn)速變化曲線基本低于拆除的曲線。

5 結(jié)論

（1）初始時(shí)刻高溫?zé)煔鈴倪M(jìn)口流入廢氣處理箱時(shí)，氣體在進(jìn)氣管進(jìn)口處堆積形成泡狀堆積氣泡結(jié)構(gòu)；氣泡會(huì)隨著時(shí)間慢慢增大直到破碎，氣體壁面液膜破裂氣體擾動(dòng)液體，同時(shí)液體擾動(dòng)氣體從而氣液發(fā)生強(qiáng)烈的湍流運(yùn)動(dòng)；

（2）在其他已知條件不變的情況下，高溫?zé)煔獯┰綇U氣處理箱液池的最大深度隨著進(jìn)氣管直徑的增加而降低；最大深度隨著進(jìn)氣管長(zhǎng)度的增加而增加；

（3）安裝排氣系統(tǒng)防爆裝置后，發(fā)動(dòng)機(jī)的功率下降了15.04%，扭矩下降了3.4%。相對(duì)比，在測(cè)量的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，安裝防爆裝置的柴油機(jī)功率和扭矩隨轉(zhuǎn)速變化曲線基本低于拆除裝置后的曲線。