應用CFD防爆車輛發動機排氣系統處理結構設計

馬利華，何光輝，梁志禮

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

1 引言

高粉塵區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，而發動機的排氣系統屬于高溫設備，因此必須進行防爆技術改裝[1]。排氣系統處理結構是防爆車輛發動機排氣系統的一個重要組成部分，能夠將發動機排出的氣體冷卻、降溫、清除排氣中所夾帶的碳煙，溶解有害氣體。防爆發動機經過廢氣處理結構排出的氣體要達到防爆認證標準。在排氣系統加裝防爆裝置，導致排氣阻力的增加，這樣進入發動機的空氣減少，燃油不能充分燃燒，功率降低，動力性經濟性降低。因此，設計合理排氣系統處理結構具有重要應用價值。

國內外學者對此進行了一定的研究：文獻[2]應用流體動力學的方法來研究和設計缸體形狀和氣缸的排氣口，已達到防爆設計的目標；文獻[3]采用計算流體力學分析排氣歧管的壓力云圖和流速圖，，從而對結構進行優化設計；文獻[4]采用流固耦合法建立煙氣—排氣管—冷卻水系統數學模型，對排氣管進行防爆設計；文獻[5]采用過熱蒸汽理論研究防爆柴油機排氣系統廢氣處理箱，并對其換熱過程進行分析。

針對防爆發動機排氣系統廢氣處理結構進行分析，基于內部的熱力學機理，分析廢氣處理結構的熱力學模型，提出水汽之間發生顯熱交換和潛熱交換；利用CFD建立了水汽兩相流模型，初始條件依據試驗數據，得到不同時間內高溫煙氣穿越水箱液池的形態變化圖，分析進氣管長度和直徑對于氣體穿越液池深度的影響。利用防爆柴油機試驗臺架，對廢氣處理結構的功率和扭矩消耗進行分析。

2 廢氣處理結構設計

2.1 廢氣處理結構內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，廢氣處理箱內是煙氣和冷卻水直接接觸傳熱，這種氣液直接接觸的傳質傳熱，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，熱量從高溫介質流向低溫介質，冷卻水吸熱，高溫煙氣放熱[6]。它一般是由對流、輻射及導熱引起的換熱結果。潛熱傳質是指靠擴散和對流傳熱，蒸汽壓差作為推動力，并且伴隨傳質傳熱的同時也存在潛熱傳質，在液面蒸汽分壓高于氣流中的蒸汽分壓時，液體蒸發放熱[7]。在高溫煙氣和冷卻水接觸混合直到煙氣（帶有水）排出的過程中，煙氣冷卻增濕，冷卻水被加熱蒸發。把氣體與液體之間的溫度變化做出一個圖，如圖1所示。

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

圖中：T1—冷卻水蒸發溫度；T2—蒸發后升溫終點溫度。

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間下降過程和溫度隨時間升高過程，具體的過程描述如下：

（1）煙氣溶于冷卻水冷卻增濕（冷卻水水溫上升至蒸發溫度）：啟動發動機，此時冷卻水處于常溫，高溫煙氣從進氣口進入水箱，此時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，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散，冷卻水冷卻氣膜，從而產生汽化潛熱，冷卻水吸收放出的熱量水溫上升到某一溫度，冷卻水開始蒸發。此時，熱量主要是用于冷卻水的蒸發和水的汽化潛熱。

（2）液體蒸發直到水溫平衡過程：當發動機達到一定的轉速時，液體溫度逐漸升高直到平衡狀態，氣體溫度逐漸下降到平衡狀態[8]。此時，氣傳遞給水的熱量完全變成了水的汽化潛熱。氣液之間不再發生熱傳遞。

以一小時作為數值計算和實驗模擬的時間，因為柴油機工作1h后柴油釋放的熱量為Q：

2.2 熱力學模型

常壓下單位質量的物質在一定溫度下由液態轉變為氣態所需的熱量叫作汽化潛熱。水汽兩相的傳質傳熱過程中忽略掉輻射散熱和自然對流以及外界大氣對于水箱壁面的影響，離開系統的能量主要有冷卻水蒸發所損失的熱量以及冷卻水溫度升高所損失的熱量[9]。也就是說水汽兩相之間的傳質傳熱通過氣液分界面傳遞發生了顯熱傳遞以及汽化潛熱。建立了廢氣處理結構內部熱力學模型，如圖2所示。

圖2 廢氣處理箱內部熱力學模型Fig.2 Internal Thermodynamic Model of the Exhaust Gas Treatment Tank

根據質量守恒定律，進入系統的能量=離開系統的能量+系統中能量的增量。進入系統中主要為進入系統高溫煙氣所帶的能量，離開系統的能量包括以下部分：煙氣溶于水的熱焓，冷卻水蒸發吸熱，水溫升高吸熱，壁面散熱等[10]。

高溫煙氣進入廢氣處理箱發生空氣與水直接接觸時的熱濕交換，溫差作為熱交換的推動力，水蒸氣分壓力差作為質交換的推動力。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，上圖表示高溫煙氣與水接觸的傳質傳熱過程。取氣液兩相豎直方向的微元段dz，并且對此微元段進行分析。高溫煙氣進入水池進行凈化，因為煙氣的溫度大概有（370～450）℃，氣液之間存在著氣液交界面，氣液之間的動量、能量、熱量就是通過此交界面進行傳遞的。氣相依靠對流傳熱的方式向冷卻水傳遞熱量，液相主要是靠蒸發散熱。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，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。

根據質量守恒定律，氣體經過微元段的變化量等于水分的變化量，即：

式中：V1—氣相流速；V2—液相流速；H—濕度。

氣體經過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，上式轉變為：

式中：q—傳熱速率；a—氣液兩相流換熱系數。

2.3 結構模型

排氣系統處理結構，如圖3所示。結構特點主要為：廢氣凈化器和廢氣處理箱的二級凈化處理；箱內安裝隔板將箱體內部分為兩個腔室，隔板上均勻密布小孔來加強氣液混合現象；一級進氣管底端壁面做成消音孔，主要用于消滅噪音；端部安裝網篩結構用于破碎氣泡；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 廢氣處理結構Fig.3 Exhaust Gas Treatment Structure

3 基于CFD結構流動性分析

3.1 初始時刻

煙氣以很高的流速從進氣管進入水箱，沖擊水池，引起液面震蕩，在這里把氣體射入水池的過程看作是氣體的射流。射流是指一股流體從進口管流入液體，并同流體發生強烈混合的一種流動狀態。根據射流形成的動力將射流分為：動量射流、卷流和浮射流。動量射流是初始動量對流動起支配作用的射流；卷射流是在環境密度差存在下的射流，浮射流是既受動量作用又受浮力作用。高溫煙氣進入水箱箱體由于環境密度差的存在，同時受到水對其浮力的作用，所以發生的是浮射流。t=0.6s水箱內部壓力云圖，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的壓力分布不均勻，整體上呈現進氣管左側壓力低右側壓力高，水箱上側壓力低水箱底部壓力高的分布趨勢。這是由于氣體從進口管進入水箱擠壓冷卻水，導致水箱底部壓力偏高，而又由于水氣體要從右側出口流出，所以氣體大方向的運動趨勢是從進口偏向右側從右側出口流出。這時氣體的流動呈現從低壓區向高壓區的流動，但是由于在水箱內部是氣體大氣泡向出口的流動過程，所以導致在氣液相互擠壓的過程中出現混合不完全高溫煙氣冷卻不徹底充分，水流從出口壓出的現象。

如圖所示，在進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。這是因為在t=0.6s時刻高溫煙氣射入水池內部，進口流速很高，但是此時煙氣又以極高的速度從出口流出，因為時間短促，所以水池內部沒有發生劇烈變化，整個箱體內水流速基本保持均勻。流動劇烈地方是從進口到出口的這個區域，其他地方流動以及氣液混合現象并不明顯，在從進口向出口出現了不規則的渦流現象，導致了一定程度的能量耗散現象。

3.2 高溫煙氣穿越液池深度的分析

在t=0.1s到t=0.6s的過程中，氣體在進氣口處以鼓泡形式堆積，直到泡狀形式發展到一定時發生破裂，因此取做一個監視直線，初始點從水箱進口中點，終結點為正對初始點的水箱底部，如圖6所示。t=0.6s時刻監測線1上的水汽分布圖，如圖7所示。

圖6 水箱內設定監測線1示意圖Fig.6 Schematic Diagram of Setting Monitoring Line 1 in the Water Tank

圖7 t=0.6時刻監測線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時刻，氣含量為0；在-460mm≤y≤-440mm時刻，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。改變原物理結構進氣管的直徑（原物理結構直徑為80mm）直徑分別為60mm、70mm、80mm、90mm、100mm、110mm。分別以水箱進氣口中點到水箱底部這條垂直于水箱底部的直線作為監測直線，得到t=0.6s時刻的水汽分布圖，如圖8所示。找到氣液分界面，根據氣體穿越液池最大深度=氣液分界面處-進氣管長度，算出高溫煙氣穿越液池最大深度。

圖8 t=0.6s時刻進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，高溫煙氣穿越廢氣處理箱液池的最大深度隨著進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，高溫煙氣穿越廢氣處理箱液池的最大深度隨著進氣管長度的增加而增加，但是從（430～450）mm的距離處，最大穿越深度增長平緩。因此，減小進氣管管徑，增長進氣管長度可以增加氣體穿越深度。

4 排氣系統防爆處理結構測試

使用防爆柴油機本體及水力測功機搭建起來的一個功率扭矩測試試驗臺，可以用于測試防爆處理結構的功率和扭矩消耗，試驗臺，如圖9所示，測試結果，如圖10所示。

圖9 發動機試驗臺架Fig.9 Engine Test Bench

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

圖10 試驗測試結果Fig.10 Test Result

從圖10（b）可以看出，防爆柴油機的扭矩從轉速n為1300rpm到1700rpm整體上呈現緩慢上升趨勢，從扭矩為273.10N.m升高到288.38N·m。但是當轉速到達1900rpm時，扭矩出現了小幅下降趨勢，是從288.38N·m（1700rpm）降到278.35N·m（1900rpm），緊接著扭矩從轉速為1900rpm 時的278.35N·m 升高到轉速為2000rpm的284.56N·m。在轉速為2000rpm到轉速為2400rpm的范圍內轉矩逐漸下降。在轉速為1700rpm時防爆柴油機的扭矩達到最大為288.38N·m，拆除裝置后的柴油機在轉速為1700rpm時達到最大值296.98N·m，比未拆除時的柴油機扭矩上升3.4%。相對比，在測量的轉速范圍內，安裝防爆裝置的柴油機扭矩隨轉速變化曲線基本低于拆除的曲線。

5 結論

（1）初始時刻高溫煙氣從進口流入廢氣處理箱時，氣體在進氣管進口處堆積形成泡狀堆積氣泡結構；氣泡會隨著時間慢慢增大直到破碎，氣體壁面液膜破裂氣體擾動液體，同時液體擾動氣體從而氣液發生強烈的湍流運動；

（2）在其他已知條件不變的情況下，高溫煙氣穿越廢氣處理箱液池的最大深度隨著進氣管直徑的增加而降低；最大深度隨著進氣管長度的增加而增加；

（3）安裝排氣系統防爆裝置后，發動機的功率下降了15.04%，扭矩下降了3.4%。相對比，在測量的轉速范圍內，安裝防爆裝置的柴油機功率和扭矩隨轉速變化曲線基本低于拆除裝置后的曲線。