基于CFD柴油機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)防爆柵欄結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

梁勝龍，馬 俊

（蘇州工業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，江蘇 蘇州 215104）

1 引言

進(jìn)氣柵欄可有效阻止進(jìn)氣系統(tǒng)火源對高粉塵工作環(huán)境帶來的危害。但是進(jìn)氣防爆柵欄增大了柴油機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)的阻力，從而減少了進(jìn)入氣缸內(nèi)的新鮮空氣，同時使得發(fā)動機(jī)的泵氣損失增加，熱效率降低，防爆柴油機(jī)的動力性、經(jīng)濟(jì)性下降[1]。因此，對進(jìn)氣防爆柵欄進(jìn)行優(yōu)化分析，改進(jìn)防爆柵欄結(jié)構(gòu)，減小進(jìn)氣阻力損失，有利于提升柴油機(jī)的工作效率，多實際應(yīng)用具有重要意義。

國內(nèi)外學(xué)者對此進(jìn)行了一定研究，并取得一定成果：文獻(xiàn)[2]采用軟件仿真分析了不同形式的進(jìn)氣防爆柵欄的內(nèi)部流場，根據(jù)分析結(jié)果對方案進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計；文獻(xiàn)[3]采用試驗法對發(fā)動機(jī)不同的壓縮比、噴油提前角和配氣相位等對防爆性能的影響進(jìn)行分析；文獻(xiàn)[4]采用試驗和流體力學(xué)仿真模型相結(jié)合的辦法，分析煙氣和冷卻水域?qū)Ψ辣裼蜋C(jī)模型的影響規(guī)律；文獻(xiàn)[5]利用AVLIRE對防爆柴油機(jī)不同氣門升程下進(jìn)氣管道內(nèi)的流場分布進(jìn)行分析，并以此對結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。

針對進(jìn)氣防爆柵欄進(jìn)行設(shè)計?；贑FD仿真分析柴油機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)的壓力云圖和溫度云圖；對圓柱形進(jìn)氣柵欄進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析和流場分析；根據(jù)壓力和溫度云圖，將進(jìn)出口圓管分別加大一倍，再改為漸擴(kuò)管阻火器的結(jié)構(gòu)和性能研究，分別對120°、127°、134°、141°漸擴(kuò)角進(jìn)行分析；獲得壓力損失、出口流量與漸擴(kuò)角之間關(guān)系；基于防爆柴油機(jī)試驗臺，對不同的優(yōu)化方案下柴油機(jī)功率進(jìn)行對比分析，以獲取最優(yōu)設(shè)計。

2 進(jìn)氣系統(tǒng)參數(shù)分析

2.1 進(jìn)氣流量

根據(jù)進(jìn)氣流量公式：

式中：Q—進(jìn)入柴油機(jī)的進(jìn)氣流量；Vh—發(fā)動機(jī)總排量；i—汽缸數(shù)；n—柴油機(jī)轉(zhuǎn)速；τ—行程數(shù)；ηe—柴油機(jī)充氣效率；S—活塞行程；d0—氣缸直徑。

所研究柴油機(jī)的轉(zhuǎn)速范圍為（650～2500）r/min，另外d0為102mm，S為 120mm，i為6，τ為4，充氣效率為85%，則：

2.2 進(jìn)氣系統(tǒng)流態(tài)判斷

進(jìn)氣系統(tǒng)流體流動形態(tài)的判斷依據(jù)為雷諾數(shù)Re：

式中：d—管道直徑；u—流體的平均流速；μ—流體的粘度。平均流速為：

流體的粘度：

式中：v—流體的運動粘度；ρ—密度。

帶入式（4），得到流體粘度17.8×10-6m2/s。將得到的數(shù)據(jù)帶入式（2），得到如下：

因為計算所得到的雷諾數(shù)Re＆gt;4000，則可以判斷為湍流。在本課題中，進(jìn)氣系統(tǒng)的流體流動形態(tài)判定為粘性可壓縮氣體的湍流流動，流動形式為非定常流。

2.3 進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)氣平均流速

空氣先通過空氣濾清器過濾后進(jìn)入進(jìn)氣連接管道通過進(jìn)氣阻火器的阻斷火花后進(jìn)入進(jìn)氣歧管，進(jìn)氣系統(tǒng)的進(jìn)氣流速估算成初始時刻從進(jìn)氣管道進(jìn)入進(jìn)氣系統(tǒng)的流速，目前只考慮到圓柱形進(jìn)氣管道的管道截面積A。

在計算進(jìn)氣系統(tǒng)流量損失時，取進(jìn)氣流速u=（6.22～20.72）m/s。

2.4 進(jìn)氣阻火器設(shè)計

為了防止柴油機(jī)氣缸回火引燃進(jìn)氣管中的易燃易爆的氣體，在進(jìn)氣系統(tǒng)中加裝有進(jìn)氣阻火器，進(jìn)氣阻火器安裝在空氣濾清器和渦輪增壓器之后。柴油機(jī)為圓柱形防爆柵欄，阻火芯為平行板裝置，阻火器的防爆機(jī)理是縫隙防爆[6-7]。當(dāng)爆炸性混合氣體經(jīng)過細(xì)小的夾縫時，火焰在細(xì)小的夾縫運動中經(jīng)過一段時間便會自動熄滅，這一現(xiàn)象稱為淬熄。從火焰從夾縫入口到熄滅的這一段距離稱為淬熄長度（用L表示）。能使火焰發(fā)生自動熄滅的夾縫間隙存在一個上限值稱為淬熄直徑（用D表示）。

式中：L=Pr—Prandt1常數(shù)；V—氣流的運動粘性系數(shù)；V0—燃燒速度；A依賴于火焰絕熱燃燒溫度、火焰淬熄溫度和平行板壁面溫度。

由上述公式可以看出，減小D便會減小淬熄長度L使火焰更快地熄滅，但是夾縫間隙越小便會影響到氣流的通過性能使氣體出口流量降低，所以必須要到合適的夾縫間隙來設(shè)計理想進(jìn)氣阻火器[8]。根據(jù)以上分析，對防爆柴油機(jī)進(jìn)氣防爆柵欄進(jìn)行初步設(shè)計，三維模型，如圖1所示。在途中進(jìn)氣圓管和出氣圓管的尺寸均為長為30mm，直徑為128mm。柵欄阻火芯由間隙時0.5mm，長為50mm的方片組成并且斷面為圓弧狀，相鄰柵欄阻火芯間距為1.5mm，實際共有78個阻火芯。

圖1 防爆柵欄模型Fig.1 Explosion-Proof Fence Model

3 防爆柵欄結(jié)構(gòu)氣體流動性能分析

3.1 進(jìn)氣系統(tǒng)氣體流動性能分析

在Solid works建立進(jìn)氣系統(tǒng)的三維結(jié)構(gòu)圖后保存成step格式。將三維結(jié)構(gòu)模型導(dǎo)入到Gambit中進(jìn)行網(wǎng)格劃分。整個進(jìn)氣系統(tǒng)采用分塊劃分網(wǎng)格方法，共分成6大塊：進(jìn)氣管、緊挨柵欄左側(cè)的進(jìn)氣圓管、柵欄右側(cè)進(jìn)氣圓管、彎管、歧管部分以及所有柵欄隔片[9-10]。連接管采用四面體網(wǎng)格，步長設(shè)為4；阻火器采用六面體網(wǎng)格單元；氣缸總體采用六面體網(wǎng)格單元，步長為4。得到的網(wǎng)格圖，如圖2所示。進(jìn)氣管的進(jìn)口端定義為壓力進(jìn)口邊界條件，定義操作壓力為0，進(jìn)口壓力為101.325kPa，進(jìn)口溫度為298K，定義6個缸出口端為壓力出口邊界條件，出口氣體溫度為320K。將能量收斂設(shè)置為10-6，湍流動能以及耗散率設(shè)置為10-3，迭代100次結(jié)果收斂。防爆柴油機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)內(nèi)部壓力云圖，如圖3所示。得到的進(jìn)口和出口端的壓力值，如表1所示。

圖2 進(jìn)氣系統(tǒng)網(wǎng)格圖Fig.2 Intake System Grid Diagram

圖3 進(jìn)氣系統(tǒng)壓力云圖Fig.3 Intake System Pressure Cloud Map

表1 進(jìn)氣系統(tǒng)每段壓力損失Tab.1 Pressure Loss Per Section of the Intake System

由表中數(shù)據(jù)顯示，流體經(jīng)過進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)口截面的壓力為98227.57Pa，流場出口的平均壓力為90462.34Pa，流體流經(jīng)整個流場的壓力損失為7765.23Pa，而在整個流場中，進(jìn)氣阻火器處的壓力損失為7334.79，占整個壓力損失的94.2%。所以研究進(jìn)氣阻火器的結(jié)構(gòu)對于減少整個進(jìn)氣系統(tǒng)的進(jìn)氣阻力是十分必要的。

3.2 圓柱形進(jìn)氣柵欄流場分析

將在Solidworks中建立的進(jìn)氣防爆柵欄導(dǎo)入到Gambit中，采用分塊劃分網(wǎng)格技術(shù)，分別將進(jìn)氣管、進(jìn)氣圓管、柵欄片區(qū)域、出氣圓管以及排氣彎管區(qū)域分塊入口邊界條件設(shè)置為進(jìn)口壓力邊界條件。設(shè)置為一標(biāo)準(zhǔn)大氣壓101.325kPa，溫度為298K，出口邊界條件設(shè)置為91.4kPa，出口溫度為320K，壁面邊界條件設(shè)置為無滑移邊界條件，采用320K的恒定溫度。進(jìn)氣阻火器內(nèi)部的壓力云圖，如圖4所示。

圖4 阻火器內(nèi)部壓力云圖Fig.4 Internal Pressure Cloud Diagram of the Flame Arrester

從圖中可以得到，進(jìn)氣阻火器進(jìn)口端的壓力最大，為初始設(shè)定壓力值101325kPa。從阻火器進(jìn)氣口到出口端，內(nèi)部壓力呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢。當(dāng)氣流從進(jìn)氣段流向阻火芯時，通流截面驟然下降，使得氣流在阻火芯左側(cè)堆積，從而左側(cè)形成高壓帶，壓力處于（100.327～101.325）kPa的范圍內(nèi)。而阻火芯右側(cè)呈現(xiàn)了比較明顯的低壓帶，壓力處于為（94.326～101.246）kPa范圍之間。

z=0中心平面處進(jìn)氣阻火器平面速度矢量圖，如圖5所示。

圖5 z=0平面速度矢量圖Fig.5 z=0 Plane Speed Vector

由圖可知，由于阻火芯左側(cè)和右側(cè)分別存在著高壓帶和低壓帶，使得阻火芯兩側(cè)存在著較大的壓差，而從進(jìn)口圓管出來到防爆隔片區(qū)流通截面急劇變窄，流速急劇增加。所以由速度矢量圖中可知道隔片區(qū)流速達(dá)到最高。隔片處的最大流速為87.5m/s。而從方格區(qū)所指的部分發(fā)現(xiàn)進(jìn)出口圓管的端部出現(xiàn)了渦流區(qū)，渦流形成使得產(chǎn)生了形成了無規(guī)則氣體環(huán)流，產(chǎn)生熱量，從而增加了氣體阻力，如圖6所示。

圖6 渦流放大區(qū)速度矢量圖Fig.6 Eddy Current Amplification Zone Speed Vector

出口截面質(zhì)量流量，如圖7所示。各截面壓降，如表2所示。

圖7 出口截面質(zhì)量流量圖Fig.7 Export Section Mass Flow Chart

表2 各截面壓降表Tab.2 Pressure Drop Table for Each Section

由圖和表可知，從進(jìn)口到出口，入口壓力為101.325kPa，出口端壓力為90.966kPa。整段壓力損失為10359Pa。氣體經(jīng)過防爆柵欄段壓力損失最大占了整個壓力損失的75%。防爆柵欄的出口流量為0.09062kg/s。當(dāng)氣體從進(jìn)口進(jìn)入圓柱形防爆柵欄時，由于柵欄兩側(cè)出現(xiàn)較明顯的壓差，柵欄兩側(cè)壓力不穩(wěn)定，出現(xiàn)了渦流和旋流，增大了氣體流動阻力，降低了氣流的通過性能，下面將改進(jìn)柵欄結(jié)構(gòu)來減小阻力損失，從而增加出口質(zhì)量流量。

3.3 方案改進(jìn)分析

（1）方案一：進(jìn)出口圓管直接分別加大一倍

進(jìn)出口圓管分別加長一倍后的壓力云圖和速度矢量圖，如圖8所示。

圖8 方案一分析結(jié)果Fig.8 Scheme 1 Analysis Result

從壓力云圖中可以看到從進(jìn)口到出口壓力分別較均勻，壓力依然呈現(xiàn)從進(jìn)口到出口的遞減趨勢。由軟件計算得知，入口壓力為101228Pa，出口壓力為91162.73Pa，壓力損失為10065.27，出口流量為0.110091kg/s。與原阻火器相比，壓力損失減少了293.73Pa，出口流量減少了0.01947kg/s。因此可以得出增加進(jìn)出口圓管的長度在一定程度上減小了阻力損失，有利于氣流運動，并且增加了氣流運動的平穩(wěn)性。但是進(jìn)出口圓管的端部的渦流旋流現(xiàn)象依然出現(xiàn)，因為旋流現(xiàn)象是在出現(xiàn)空間結(jié)構(gòu)突變和兩側(cè)出現(xiàn)壓差的情況下發(fā)生的，旋流現(xiàn)象的出現(xiàn)會消耗能量增加阻力損失，所以從進(jìn)氣管進(jìn)口到進(jìn)氣圓管的直徑從100mm到164mm直接出現(xiàn)截面突變，所以形成了旋流現(xiàn)象，所以進(jìn)一步改進(jìn)結(jié)構(gòu)使結(jié)構(gòu)出現(xiàn)漸變是減少旋流的方法之一。

（2）方案二：進(jìn)出口改用漸擴(kuò)管

原設(shè)計方案中，阻火器半徑最大為120mm.所以保持原阻火器尺寸不變，直接把進(jìn)出口圓管變?yōu)闈u擴(kuò)管，擴(kuò)張角約合120°[13]。為了研究出更為理想的擴(kuò)張角大小。分別對120°、127°、132°、136°做出三維圖劃分網(wǎng)格并且得出Fluent模擬的結(jié)果。漸擴(kuò)角為120°時的流速圖，如圖9所示。各漸擴(kuò)角阻力損失，如表3所示。阻力損失、出口流量與漸擴(kuò)角關(guān)系，如圖10所示。

圖9 漸擴(kuò)角為120°流速圖Fig.9 The Angle of Expansion is 120°Flow Rate Diagram

由圖可知，由于變截面阻火器進(jìn)出口管道結(jié)構(gòu)出現(xiàn)漸進(jìn)性增壓沒有像原結(jié)構(gòu)一樣出現(xiàn)突變所以一定程度上較少了回流和渦流現(xiàn)象，相比加長一倍的阻火器氣體流經(jīng)整個阻火器過程中阻力減少了445.27Pa，出口流量增加了0.4×10-5kg/s。減小了阻力損失從而增加了出口的流量。

表3 各漸擴(kuò)角阻力損失對比Tab.3 Comparison of the Resistance Loss of Each Divergence Angle

圖10 不同參數(shù)與漸擴(kuò)角關(guān)系Fig.10 Relationship with Divergence Angle

由圖10及表3可知，分析對比各漸擴(kuò)角下的阻火器阻力損失，可以得出：當(dāng)漸擴(kuò)角＜134°時，壓力損失隨著漸擴(kuò)角的增加而降低，流量隨之增加；當(dāng)漸擴(kuò)角≥134°時，壓力損失隨著漸擴(kuò)角的增加而上升，流量隨之減小。所以在實例所給出的漸擴(kuò)角下當(dāng)漸擴(kuò)角為134°為最優(yōu)結(jié)構(gòu)。

4 試驗驗證

利用防爆柴油機(jī)臺架試驗對方案進(jìn)行驗證，防爆柴油機(jī)本體及水力測功機(jī)搭建起來的一個功率扭矩測試試驗臺，如圖11所示。通過安裝不同的進(jìn)氣防爆柵欄獲得柴油機(jī)的功率，如圖12所示。

圖12 不同進(jìn)氣防爆柵欄柴油機(jī)功率Fig.12 Different Intake Air Explosion-Proof Fence Diesel Engine Power

由圖可知，在試驗所測的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，安裝方案二進(jìn)氣防爆柵欄的柴油機(jī)功率＆gt;方案一進(jìn)氣防爆柵欄的柴油機(jī)功率＆gt;原方案防爆柴油機(jī)功率。與原防爆發(fā)動機(jī)相比，方案二進(jìn)氣防爆柵欄的柴油機(jī)在最大功率點功率上升了15.04%，，而方案一進(jìn)氣防爆柵欄后柴油機(jī)的功率上升了4.0%。這說明改進(jìn)方案是有效的，所以改進(jìn)進(jìn)氣防爆柵欄的結(jié)構(gòu)來減少進(jìn)氣阻力對于改善柴油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性動力性是十分必要的。

5 結(jié)論

針對防爆柴油機(jī)的進(jìn)行柵欄進(jìn)行設(shè)計分析，結(jié)果可知：

（1）進(jìn)氣阻火器占整個進(jìn)氣系統(tǒng)壓力損失的94.2%，所以研究進(jìn)氣阻火器的結(jié)構(gòu)對于減少整個進(jìn)氣系統(tǒng)的進(jìn)氣阻力是十分必要的；

（2）當(dāng)漸擴(kuò)角＜134°時，壓力損失隨著漸擴(kuò)角的增加而降低，流量隨之增加；當(dāng)漸擴(kuò)角≥134°時，壓力損失隨著漸擴(kuò)角的增加而上升，流量隨之減小，所以在實例所給出的漸擴(kuò)角下當(dāng)漸擴(kuò)角為134°為最優(yōu)結(jié)構(gòu)；

（3）在試驗所測的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，漸擴(kuò)角進(jìn)氣防爆柵欄的柴油機(jī)功率隨損失最小，比原方案高15%，這說明改進(jìn)方案是有效的，所以改進(jìn)進(jìn)氣防爆柵欄的結(jié)構(gòu)來減少進(jìn)氣阻力對于改善柴油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性動力性是十分必要的。