發動機進氣道三維數值模擬及仿生設計

王國林，付 晶

(江蘇大學汽車與交通工程學院，江蘇鎮江212013)

進氣道是發動機的重要組成部分，其結構設計直接影響進氣量和流通系數，進而影響燃燒質量及排放物的生成。在進氣管尺寸一定的條件下，流通系數取決于進氣阻力。研究表明，對于大功率高速增壓中冷柴油機，從最大扭矩點到標定轉速點，進氣阻力每增加1 kPa，功率降低 0.3% ～ 0.7%，燃油消耗率升高0.3% ～0.6%，排氣溫度升高0.9% ～1.7%［1］。

為降低進氣道阻力，許多學者在進氣系統優化方面做了大量研究工作。北京理工大學的周磊，等［2］通過分析進氣道內部三維流場及橫截面面積變化，提出縮小氣門桿后部的氣流停滯區可以提高4% ～11%的進氣量。江蘇大學的劉勝吉，等［3］以168F汽油機為研究對象，通過對進氣道參數的優化設計，消除了原樣機進氣道流通截面積的突變，減少了流通阻力，提高了充量系數。中科院工程熱物理研究所的付經倫，等［4］在不改變原機氣道形狀的基礎上，利用穩流試驗的方法研究了進氣道位置的優化問題。由此可見，為提高發動機充量系數，進氣道優化方面的研究主要是從進氣道形狀，材料，布置位置等方面展開的，而通過改變空氣流動的壁面阻力來優化發動機進氣道的研究報道并不多見。

20世紀60年代NASA蘭利研究中心的D.W.Bechert，等［5］通過試驗發現順流向的V形溝槽面能夠有效降低表面摩阻，使非光滑表面減阻的效能研究引起了極大的關注。P.W.Beannan，等［6］發現雷諾數在4×104～3×105的范圍內，利用直徑與圓柱直徑比為0.009的凹坑，可以減小圓柱體的阻力;隕石表面呈現的不規則的凹坑結構，說明高速行駛中非光滑表面具有減阻的效果;高爾夫球表面做成了凹坑型非光滑表面，也是因為凹坑使空氣形成的邊界層緊貼球的表面，減小尾流區，增加球后方的壓力，使球飛得較遠。

為減小發動機進氣阻力，筆者提出在進氣道阻力最大(喉管)處添加凹坑型仿生非光滑結構。以170F柴油機進氣道為分析對象，采用試驗與模擬相結合方法，對進氣道進行氣道穩流試驗和三維數值模擬，將計算結果與試驗對比，認定計算結果有效后，對仿生非光滑進氣道進行CFD分析，探索仿生減阻技術應用在發動機進氣道上的可行性。

1 氣道穩流試驗

由于柴油機進氣道結構較為復雜，氣道內氣體運動是不穩定流動，且具有三維、非定常和湍流性強等特點，直接在發動機上研究十分不便。氣道穩流試驗方法是在氣道模擬試驗臺上將進氣道和氣缸內的不穩定氣流運動用穩態流動模擬，以渦流比與流通系數評價氣道性能的優劣。

170F小型柴油機進氣道穩流試驗臺見圖1。試驗時，將氣缸蓋實物或氣道模型安裝在穩流試驗臺上，調節氣門升程，在不同氣門升程時調整泄壓閥的開度大小，以保持壓力降ΔP1為定值，測量氣體的體積流量Q。由于流量系數受壓力差的影響較小［7］，所以筆者在試驗中測量了在壓差(10 kPa)下不同氣門升程的體積流量，并且計算出了不同升程的流通系數。

圖1 小型柴油機進氣道穩流試驗臺Fig.1 Steady flow test platform of intake port in small diesel engine

2 三維數值模擬

2.1 非光滑表面進氣道模型建立

170F小型柴油機進氣道的參數如表1。

表1 樣機主要性能參數Table 1 Main technical parameters of small non-road spark ignition engine

為再現進氣試驗過程，仿真模型包括穩壓箱、進氣道、進氣門和氣缸。進氣道前加穩壓箱是為了穩定氣道入口處的流動狀態，方便在計算中對入口施加總壓條件，為避免出口對測量面的影響，避免出口處流場對缸內流場的影響，同時也是為了和實驗臺架上的模擬缸套一致，模擬氣缸長度取原氣缸直徑的2.5倍，170F氣缸直徑為69.7 mm，所以氣缸長度取175 mm。由于發動機氣門喉口位置截面形狀復雜且黏滯阻力大，為降低發動機進氣阻力，提升充氣效率，筆者在發動機進氣道喉管內壁面布置凹坑型非光滑結構。張成春［8］詳細給出了仿生非光滑結構單元尺寸估算方法，結合研究對象，考慮到實際加工的難易程度，凹坑的分布以圓形陣列式均勻排布，兩相鄰凹坑的周向夾角取7.5°。由于仿生非光滑結構的減阻是通過干擾邊界層運動來實現的，將非光滑形態的高度或深度控制在邊界層的最小厚度，根據進氣壓力，估算出喉管處邊界層厚度為0.12 mm。因此選取凹坑直徑為0.6 mm，深度為0.1 mm，軸向距離取1.1 mm，計算區域三維線框模型和進氣道喉管凹坑分布參數如圖2和圖3。

圖2 計算區域三維線框模型Fig.2 Three-dimensional wire frame model of computational domain

圖3 進氣喉管凹坑表面尺寸參數Fig.3 Dimensional parameters of dimpled surface of the engine intake duct

2.2 Fluent仿真模型的建立

在進行流場分析時，忽略排氣沖程留在缸內的殘余旋渦，最初的流體處于靜止狀態;進氣道入口處設為常壓邊界條件，構成燃燒室的各個壁設為常溫邊界。

2.2.1 湍流模型

為準確模擬氣體在進氣道的三維黏性流場，近壁面的湍流采用SST k-ω模型來描述。SST k-ω模型是為了使標準k-ω模型在近壁區有更好地精度和算法穩定發展來的，對邊界層的模擬具有較高的精確度。在不考慮浮力的情況下k及ω運輸方程為［9］：

式中：k為湍流運動能量;ω為湍流耗散函數;ρ為流體密度;t為時間;xi為i方向上的坐標分量;ui為i坐標方向時均速度分量;μt為湍流運動黏性系數;τij為湍動剪切應力，其生成項為：

式中：Sij為應變率張量。

2.2.2 網格劃分

網格劃分的質量對流動數值模擬計算結果有很大的影響，它不僅影響計算的時間和收斂的速度，而且還影響計算精度。為適應進氣道的復雜結構，將整個計算域離散四面體非結構化網格，并在進氣喉管區域進行網格細化。通常，近壁區黏性底層范圍約為0≤y+≤5。因此，第一個層網格節點必須控制在y+=5以內。為充分反映非光滑結果對近壁面流場的影響，張成春，等［10］給出了貼近壁面的第一層網格尺寸的計算方法：

式中：Δy為第一層網格節點至壁面的距離;y+為第一層網格至壁面的無量綱距離;kp是第一層網格節點的湍動能;μ是流體動力黏度。

經反復試算，最終將尺寸函數定義為：近壁區網格第一層厚度為0.01 mm，增長率為1.1;凹坑處網格尺寸為0.2 mm;喉管內壁網格尺寸為0.6 mm;其余部分網格尺寸為1 mm，網格模型如圖4(a)。

為進行對比分析，同時建立了光滑進氣道分析模型，如圖4(b)。

圖4 光滑進氣道與非光滑進氣道網格模型Fig.4 The mesh model of the smooth and the non-smooth intake duct

2.3.3 初始條件與邊界條件

進出口壓力以及溫度分別采用試驗中所測得的數值。采用壓力邊界條件，假設氣缸和進氣道內有相同的氣體和溫度，給定入口壓力Pinlet=100 kPa，溫度為288.16 K;出口壓力Poutlet=90 kPa。由于缸內氣體與缸壁溫差不大，氣體在缸內停留時間短，可以認為在工作過程中，缸內氣體與缸壁間無熱量交換，因此進氣道以及氣缸與活塞壁面采用絕熱邊界條件;所有固壁均采用無滑移邊界。

3 結果與分析

3.1 穩態仿真與試驗結果對比

表2給出了光滑進氣道穩態試驗與模擬結果對比情況。從表2中可以看出，仿真得到的流通系數隨氣門升程的變化趨勢和試驗得到的結構一致，且各氣門升程下流通系數的試驗處理值與仿真計算處理值之間的誤差很小，模擬結果與試驗結果有較高的一致性。但整體呈現仿真結果略大于試驗結果的趨勢，這是由于三維造型與仿真計算時，都是按照最理想的狀態(實際氣缸蓋內表面較為粗糙)進行分析造成的。可見，模擬結果與試驗結果有較高的一致性，所見的仿真分析模型是正確的。

表2 進氣道穩流試驗值與模擬值對比Table 2 Comparison between the tested value and simulated value

3.2 流通系數對比分析

表3給出了光滑進氣道與非光滑表面進氣道流通系數對比情況。由表3可知，非光滑表面的流通系數明顯大于光滑表面。為分析原因，對二者的進氣阻力進行了對比分析，圖5反映出不同氣門升程時光滑和凹坑型非光滑進氣道進氣阻力仿真結果。由圖5可知，在喉管處添加非光滑表面之后，進氣道對氣流的阻礙作用減小，所以流通系數提高。

表3 光滑表面進氣道與非光滑表面進氣道在不同升程下流通系數對比Table 3 Contrast table of intake flow rate between non-smooth and the smooth surface

圖5 非光滑表面進氣道與光滑表面進氣道進氣阻力對比Fig.5 Difference of intake flow rate between the non-smooth and the smooth surface

3.3 非光滑進氣喉管減阻機理分析

為進一步分析仿生非光滑壁面減阻機理，進行了兩種壁面剪切應力對比分析。

圖6為進氣道喉管處光滑壁面與非光滑壁面剪切應力云圖對比。從圖6可以看出，凹坑附近的壁面剪切應力比光滑壁面剪切應力有大幅度降低，在凹坑底部表現尤為明顯。

圖6 光滑模型和非光滑模型在喉管處壁面剪切應力對比Fig.6 Comparison of wall shear stress between the non-smooth and the smooth intake duct

圖7為進氣道喉管處光滑與非光滑壁面法向截面上的速度云圖對比。由圖7可以看出凹坑表面的邊界層厚度大于光滑表面，這相當于增加了凹坑表面的黏性底層厚度，由于其內部低速流動到外部高速流動的過渡層較厚，相應的凹坑壁面附近的流場速度梯度減小，從而起到減小凹坑表面黏性阻力的作用，這與相關研究文獻得出的結論是一致的［11］。

圖7 非光滑與光滑壁面法向截面上的速度云圖對比Fig.7 Comparison of speed diagram on wall normal section between the non-smooth and the smooth wall

凹坑底部存在著低速反轉渦流，其起到類似于“滾動軸承”的作用，使來流在渦上運動，避免了與凹坑部分的直接接觸，減小了摩擦阻力;低速反轉渦流在凹坑底部產生的摩擦阻力與來流方向相反，該阻力作為一種附加動力推動流體向下游運動。圖8為進氣喉管表面凹坑內部速度矢量圖，可見文中的數值模擬計算也證實了低速反轉渦流和推動效應的存在［12］。

圖8 凹坑內部速度矢量圖Fig.8 Velocity vector of the dimpled interior

4 結論

1)筆者采用CFD數值求解方法，結合穩流試驗，依據仿生學非光滑表面減阻的思想，將凹坑型非光滑表面布置于發動機進氣喉管內壁。利用CFD數值分析方法，對發動機進氣過程的氣體流動進行了三維數值模擬。對比分析了光滑表面和非光滑表面進氣道的進氣阻力和流通系數，結果表明，非光滑進氣道壁面阻力減小14.2%左右，流通系數提高1.2%。

2)凹坑表面改變了近壁面流體的流動狀態，減小近壁面流體的湍流強度，并在凹坑底部形成一個類似于滾動軸承的小渦，從而達到化滑動摩擦阻力為滾動摩擦阻力的效果;同時凹坑結構增大了邊界層的厚度，減小了壁面附近區域內的速度梯度，從而起到減小凹坑表面黏性阻力的作用。

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