基于CFD的脈沖轉換器流動均勻性數值研究

陳香春 ，高慎勇，高瑩，張鳳麗

(1.內燃機可靠性國家重點實驗室,山東 濰坊 261061；2.濰柴動力股份有限公司 發(fā)動機研究院，山東 濰坊 261061)

某8缸柴油機采用雙增壓器結構，1、2、3、4缸燃燒后的燃氣排到一個增壓器中， 5、6、7、8缸燃燒后的燃氣排到另一個增壓器中，排氣管結構如圖1所示。其中，1、4缸共用一根排氣道，2、3缸共用一根排氣道，8缸柴油機的發(fā)火順序為1-6-2-4-8-3-7-5，共用一根排氣管的1缸排氣至4缸排氣間隔270°曲軸轉角，4缸排氣至1缸排氣間隔450°曲軸轉角，2-3缸、5-8缸和6-7缸同理[1]。

圖1 排氣管結構示意圖

柴油機各缸排氣間隔角度不均勻，使增壓器受到氣流沖擊，導致增壓效率下降、渦后排氣管抖動、燃油消耗率上升等問題，并且柴油機轉速越高表現(xiàn)越明顯。為了緩解不均勻排氣對增壓器造成的沖擊，在排氣管和增壓器中間增加了緩沖裝置——脈沖轉換器。

脈沖轉換器用于連接排氣管與增壓器，各缸排氣通過脈沖轉換器進入增壓器。本文利用數值模擬方法對脈沖轉換器的結構進行優(yōu)化，以期改善脈沖轉換器出口截面的氣體流動均勻性，緩解排氣間隔不均勻對增壓器造成的沖擊，提升增壓效率，優(yōu)化柴油機性能。

1 脈沖轉換器的優(yōu)化設計方案

圖2為現(xiàn)有脈沖轉換器流通區(qū)域的縱截面圖，廢氣從排氣管出來，從下端流入，從上端流出，進入增壓器。下端排氣管出氣法蘭為雙流道結構，脈沖轉換器入口也采用雙流道結構，在中心部位設置導流板，導流板橫截面設計為矩形。將入口截面上導流板兩側的流速記為v1，將出口截面上導流板對應處的流速記為v2，定義(v1-v2)/v1為流速不均勻度[2-4]。

圖2 脈沖轉換器流通區(qū)域縱截面圖

將流通區(qū)域簡化為圖3， 為了優(yōu)化脈沖轉換器的性能，提出以下幾種方案并對其進行優(yōu)化。

圖3 脈沖轉換器流通截面簡化圖

方案1 如圖4所示，對脈沖轉換器的外邊框形狀進行改進。中心距離底端100 mm處的斜線以上的位置是為固定脈沖轉換器與增壓器連接螺栓留出的空間，該部分外形不做改動；左側從底端到15 mm高度處是脈沖轉換器與排氣管連接螺栓的貫穿區(qū)域，不做改動；右側考慮排氣管螺栓安裝的作業(yè)空間，距離底端40 mm以下的部分也不做改動。只對中間區(qū)域進行優(yōu)化：將原來的直線連接改為橢圓形連接，通過模擬計算確定兩側短軸半徑的具體數值。

圖4 脈沖轉換器(改變外邊框形狀)

方案2如圖5所示，改變導流板的高度。在不改變導流板角度的前提下，以75 mm為基準，增加或者縮短導流板高度，驗證改變導流板高度對流通均勻性是否有改善，根據模擬計算結果決定導流板高度的變化趨勢，并確定導流板高度的具體數值。

圖5 脈沖轉換器(改變導流板高度及截面形狀)

方案3如圖5所示,將導流板縱截面改為拋物線形。原有脈沖轉換器的縱截面為矩形，通過改變導流板截面形狀可以改變流體的流動軌跡[5]，通過模擬計算驗證改變截面形狀對流動均勻性是否有利；如果有利，通過模擬計算結果確定最佳短軸半徑。

對上述3個方案進行驗證，將對流通均勻性有利的方案進行組合，制定新的優(yōu)化方案，并逐步確定最佳設計方案。

2 計算模型

2.1 物理模型

采用計算流體力學軟件分別建立原方案和方案1、2、3的物理模型(如圖3—圖5所示)。

2.2 控制方程

忽略燃氣流過脈沖轉換器時的少量輻射散熱，假定燃氣在脈沖轉換器中的流動是一個定常流動過程[6]，因而只需滿足連續(xù)性方程和運動方程。

連續(xù)性方程為

(1)

運動方程為

(2)

(3)

式中：ρ為密度(kg/m3)；t為時間(s)；p為壓力(Pa)；u、v分別為x、y方向的速度(m/s)。

2.3 邊界條件

1)入口設為質量入口Mass flow inlet，以空氣代替燃氣作為流通介質，取排氣溫度450 ℃，450 ℃時的空氣密度ρ=0.5 kg/m3，根據前期的試驗數據，體積流量qV=1 700 L/min，計算得到入口質量流量qm=0.033 4 kg/s。

2)出口設為壓力出口Pressure outlet，其余壁面默認為是絕熱壁面[7-8]。

通過分析流通截面上的速度分布來判斷流體在脈沖轉換器內的流動均勻性。

3 計算結果及分析

優(yōu)化之前，脈沖轉換器流通縱截面上的速度分布如圖6所示。箭頭方向為氣體的流動方向，出口截面上，導流板兩側的氣流速度與導流板正對的出口截面上的氣流速度明顯不同，兩側的流速大于1.22 m/s，中間位置的流速為0.88 m/s，可見出口截面上的速度分布明顯不均勻，流速不均勻度為27.9%。

圖6 流通縱截面速度分布圖

外邊框變成橢圓后，計算結果如圖7所示。兩側的流速為1.17 m/s，中間流速為0.97 m/s，兩側與中間的氣流沒有明顯分流，流動均勻性有所改善,流速不均勻度為17.1%。

圖7 流通縱截面速度分布圖(外邊框改為橢圓)

導流板高度從75 mm增大到85 mm，計算結果如圖8所示。由圖8可知，兩側的氣流與中間的氣流分流明顯，流動均勻性變差，說明增大導流板高度不可行。

圖8 流通縱截面速度分布圖(增大導流板高度(85 mm))

將導流板高度從75 mm減小到70 mm，計算結果如圖9所示。由圖9可知，兩側的氣流速度為1.2 m/s，中間的氣流速度為1.0 m/s，流動均勻性有所改善，流速不均勻度為16.7%。

圖9 流通縱截面速度分布圖(減小導流板高度(70 mm))

將導流板截面改成拋物線形，計算結果如圖10所示。由圖10可知，兩側的氣流速度為1.22 m/s，中間的氣流速度為1.01 m/s，流動均勻性有所改善，流速不均勻度為17.2%。

圖10 流通縱截面速度分布圖(導流板截面拋物線形)

對能夠改善流動均勻性的方案進行組合，檢驗綜合有利因素是否能進一步改善混合均勻性。將導流板截面設計為拋物線形，并進一步減小導流板高度到65 mm，計算結果如圖11所示。

圖11 流通縱截面速度分布圖(導流板截面為拋物線形、導流板高度65 mm)

由圖11可知，兩側的氣流速度為1.21 m/s，中間的氣流速度為1.07 m/s，流速不均勻度降至11.6%；而且，與圖11相比，兩側氣流與中間氣流在離出口截面較遠處已混合的較為均勻。由此可見，將可提高混合均勻性的有利因素組合到一起，能進一步提高混合均勻性。

在圖11的基礎上將外邊框改為橢圓形，計算結果如圖12所示。

圖12 流通縱截面速度分布圖(導流板截面為拋物線形、導流板高度65 mm、外邊框為橢圓形)

由圖12可知，兩側的氣流速度為1.2 m/s，中間的氣流速度為1.1 m/s，兩側氣流與中間氣流在出口截面上的速度相差不大，混合均勻性良好，流速不均勻度為8.3%。

4 試驗驗證

為了驗證脈沖轉換器流動均勻性的提高對柴油機性能的影響，選取最簡單的降低導流板高度的方案進行試驗驗證。

不改變導流板形狀，將導流板的高度降至65 mm，制作樣件進行試驗研究。柴油機外特性燃油消耗率的試驗對比結果如圖13所示。

圖13 提高流速不均勻度對柴油機燃油消耗率的影響

由圖13可知，導流板高度降低后，外特性曲線上的燃油消耗率降低，在700～1 200 r/min內，燃油消耗率可降低1～1.5 g/(kW·h)。證明降低脈沖轉換器的流速不均勻度有利于柴油機性能的優(yōu)化提升。

5 方案比較

本文采取以下5種方案對脈沖轉換器進行優(yōu)化設計：(1)將脈沖轉換器的外邊框改為橢圓形；(2)減小導流板高度；(3)將導流板截面改為拋物線形；(4)將導流板截面改為拋物線形并減小導流板高度；(5)將導流板截面改為拋物線形并減小導流板高度，同時將外邊框改為橢圓形。模擬計算結果見表1。

表1 流速不均勻度計算結果匯總

由表1可知，優(yōu)化方案1、2、3均能使流動均勻性得到改善；方案4(將方案2和3進行組合)使流速不均勻度得到了進一步優(yōu)化；方案5(將方案1、方案2和方案3進行結合)使流速不均勻度在方案4的基礎上得到了進一步改善，降至8.3%。因此，脈沖轉換器的最優(yōu)設計方案為將導流板截面改為拋物線形、減小導流板高度并將外邊框改為橢圓形。該優(yōu)化設計方案使脈沖轉換器的流速不均勻度從優(yōu)化前的27.8%降至8.3%，可有效提高進入增壓器燃氣的流動均勻性，從而提升柴油機性能。