汽油機(jī)進(jìn)氣歧管流通性和均勻性數(shù)值模擬

姬芬竹 谷可帥

(北京航空航天大學(xué) 交通科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100191)

發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)的流動(dòng)性能影響其充氣效率和換氣質(zhì)量，進(jìn)而對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和排放性產(chǎn)生重要影響.進(jìn)氣歧管是進(jìn)氣系統(tǒng)的主要部件，歧管內(nèi)氣體的流動(dòng)狀態(tài)和各歧管進(jìn)氣均勻性在很大程度上決定了進(jìn)入氣缸的空氣量，進(jìn)而影響發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸內(nèi)的燃燒［1］.因此，研究進(jìn)氣歧管內(nèi)的氣體流動(dòng)狀態(tài)對(duì)改善發(fā)動(dòng)機(jī)的各缸均勻性和提高充氣效率具有重要作用［2］.采用三維數(shù)值模擬方法能夠全方位研究進(jìn)氣管內(nèi)的氣體流動(dòng)情況，為發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)的合理設(shè)計(jì)提供重要的參考數(shù)據(jù)［3］.

本文以某型號(hào)自然吸氣汽油發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，以GT-power和STAR-CD軟件為仿真平臺(tái)，建立進(jìn)氣系統(tǒng)仿真模型，對(duì)進(jìn)氣歧管進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算和瞬態(tài)分析，研究歧管入口角度，穩(wěn)壓腔容積等結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)歧管流通性和均勻性的影響，并發(fā)掘該歧管進(jìn)一步優(yōu)化方向，為進(jìn)氣系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和評(píng)價(jià)提供重要依據(jù).

1 進(jìn)氣歧管出口邊界

發(fā)動(dòng)機(jī)(直列四缸汽油機(jī))主要技術(shù)參數(shù)如表1所示.

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

在GT-power軟件中，發(fā)動(dòng)機(jī)由若干相互獨(dú)立、瞬時(shí)熱力平衡的子系統(tǒng)組成，各子系統(tǒng)之間通過(guò)熱量與質(zhì)量的交換相互聯(lián)系，并互為邊界條件.本文在分析進(jìn)氣歧管的氣體流動(dòng)狀態(tài)時(shí)，忽略空氣濾清器和消聲器的影響，建立由氣缸、曲軸箱、進(jìn)氣系統(tǒng)和排氣系統(tǒng)組成的熱力系統(tǒng)，應(yīng)用帶有初始設(shè)計(jì)進(jìn)氣系統(tǒng)的汽油機(jī)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行模型校正.

設(shè)定進(jìn)口邊界為1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓0.1MPa，由以上校正的GT-power模型計(jì)算得到進(jìn)氣歧管的氣體出口速度如圖1所示.

圖1 各支管出口速度

從圖1可以看出，支管2和4的出口速度在各自的進(jìn)氣下止點(diǎn)后出現(xiàn)明顯的負(fù)值，說(shuō)明管內(nèi)有一定的氣體倒流現(xiàn)象;支管1和3的氣體流速在接近下止點(diǎn)時(shí)出現(xiàn)短暫升高繼而又繼續(xù)降低，是氣體波動(dòng)效應(yīng);管內(nèi)氣體流速很高，最高速度為120m/s.

2 進(jìn)氣歧管網(wǎng)格模型

為分析歧管內(nèi)氣體流動(dòng)狀態(tài)，建立歧管三維幾何模型.受發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)尺寸的限制，歧管的尺寸和形狀只能在一定范圍內(nèi)修改.本文研究進(jìn)口截面法線方向與支管1夾角α對(duì)進(jìn)氣性能的影響，兩種方案的歧管幾何參數(shù)如表2所示.比較可見(jiàn)，除α外歧管其他參數(shù)變化很小，這主要是由于發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)限制.進(jìn)口截面法線與支管1軸線夾角改變，改變了進(jìn)氣方向，并使主進(jìn)氣管軸線長(zhǎng)度變化，造成穩(wěn)壓腔容積變化，加強(qiáng)了波動(dòng)效應(yīng).采用Trimmed方法通過(guò)STAR-CD的pro-am對(duì)其進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分，原型和改型進(jìn)氣歧管的參數(shù)變化如表2所示.從進(jìn)口端開(kāi)始各支管編號(hào)如圖2所示.

表2 進(jìn)氣歧管結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)比

圖2 改進(jìn)前后進(jìn)氣歧管三維網(wǎng)格模型

3 計(jì)算模型

3.1 湍流模型

發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣歧管形狀復(fù)雜，流線變化較大，氣體在歧管內(nèi)的流動(dòng)多表現(xiàn)為湍流特性.不同的湍流模型對(duì)進(jìn)氣歧管內(nèi)空氣流動(dòng)的分析結(jié)果影響很大，采用高雷諾數(shù)k-ε湍流模型能夠較準(zhǔn)確地模擬復(fù)雜曲線形狀管道內(nèi)的湍流運(yùn)動(dòng)［4］.

本文以STAR-CD為平臺(tái)，以第1節(jié)計(jì)算得到的歧管出口速度為CFD(Computational Fluid Dynamics)三維數(shù)值模擬的速度邊界，選用高雷諾數(shù)k-ε湍流模型分別對(duì)歧管內(nèi)的氣體流動(dòng)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)仿真分析［5］.湍流模型設(shè)置為:湍流強(qiáng)度為0.03，湍流長(zhǎng)度為0.05.穩(wěn)態(tài)計(jì)算設(shè)置殘差為0.001，瞬態(tài)計(jì)算取時(shí)間步長(zhǎng)為 0.002 5.

湍流模型為式中，Gk為由于平均速度梯度引起的湍動(dòng)能k的項(xiàng);Gb為用于浮力影響引起的湍動(dòng)能;YM為可壓縮湍流中脈動(dòng)擴(kuò)展的貢獻(xiàn);C1ε，C2ε，C3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù);σε，σk分別為與湍動(dòng)能k和耗散率ε對(duì)應(yīng)的湍流數(shù);Sk和Sε為由用戶定義的源項(xiàng);ρ為密度;μ為動(dòng)力黏性系數(shù);μt為湍流黏度，可表示成k和ε的函數(shù).

3.2 流體控制模型

假定氣體在歧管內(nèi)為恒溫流動(dòng)，不涉及能量方程的求解.

連續(xù)性方程為

動(dòng)量守恒方程為

其中，p為氣體壓力;si為動(dòng)量源項(xiàng);τij為作用在與i方向相垂直的平面上的j方向上的應(yīng)力;sij為流體變形率張量;u為湍流脈沖速度;i，j，k=1，2，3.

3.3 流量計(jì)算模型

質(zhì)量流量由下式計(jì)算:

式中，A為計(jì)算截面;V為微元面的流體速度.式(5)在計(jì)算截面上離散后得到

式中，ρi為第 i個(gè)計(jì)算單元的密度;Vix，Viy，Viz分別為第i個(gè)計(jì)算單元的中心速度在3個(gè)坐標(biāo)方向的投影;Aix，Aiy，Aiz分別為第i個(gè)計(jì)算單元的面積在3個(gè)坐標(biāo)方向的投影;n為計(jì)算截面上的單元數(shù).

4 計(jì)算結(jié)果及分析

流通性和均勻性是評(píng)價(jià)進(jìn)氣歧管性能優(yōu)劣的主要指標(biāo).穩(wěn)態(tài)計(jì)算可以得到管內(nèi)氣體的壓力和速度分布，分析流動(dòng)損失和進(jìn)氣阻力，進(jìn)而研究其流通性能;瞬態(tài)計(jì)算能夠得到各時(shí)刻的進(jìn)氣流量變化以及一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)各進(jìn)氣支管的進(jìn)氣流量，進(jìn)而研究其進(jìn)氣均勻性［6－8］.

4.1 穩(wěn)態(tài)模擬結(jié)果及分析

以4個(gè)支管的氣體流通性來(lái)分析進(jìn)氣歧管的流通性.取活塞位于進(jìn)氣沖程下止點(diǎn)位置(時(shí)刻)進(jìn)行分析，當(dāng)進(jìn)口邊界為1個(gè)大氣壓力時(shí)，原型進(jìn)氣歧管管內(nèi)氣體壓力云圖的計(jì)算結(jié)果如圖3所示.

圖3 不同時(shí)刻的歧管壓力云圖

可以看出，在穩(wěn)壓腔與支管之間的連接和管路拐彎等區(qū)域有明顯的壓力損失，整個(gè)歧管的壓力損失主要是支管形狀造成的局部損失.由于歧管的主進(jìn)氣管部分幾何尺寸均勻，方向不變，空氣由進(jìn)口進(jìn)入后均勻向前流動(dòng).因此，氣體阻力沿流動(dòng)方向均勻增加，導(dǎo)致靠近進(jìn)口截面的支管1進(jìn)氣阻力小，遠(yuǎn)離進(jìn)口截面的支管4阻力大，進(jìn)而由流通性不佳而影響發(fā)動(dòng)機(jī)各缸的工作均勻性.

為改善進(jìn)氣歧管的流通性和均勻性，把進(jìn)口截面與進(jìn)氣支管1的夾角由原來(lái)的90°改為50°，其他尺寸不變，重新劃分網(wǎng)格并選擇相同的邊界條件進(jìn)行計(jì)算.2缸進(jìn)氣下止點(diǎn)歧管壓力云圖如圖4所示，由于篇幅所限，其他歧管不再給出.

圖4 改型歧管壓力云圖

對(duì)比圖3d和圖4可知，改型后B處壓差更大，進(jìn)氣更流暢.此外，由于主進(jìn)氣總管軸線的變化及引起的穩(wěn)壓腔容積的變化，增強(qiáng)了在該工況的壓力波動(dòng)效應(yīng)，使穩(wěn)壓腔內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)激烈，死角處壓力更大.

支管的進(jìn)、出口壓力差反映支管內(nèi)氣體流通性能.壓力差越大，支管流動(dòng)阻力越大，流通性越差.通過(guò)改型前后進(jìn)氣歧管穩(wěn)態(tài)計(jì)算，得到各支管的出口與進(jìn)口壓力差，如表3所示.改型后支管2壓差最小，流通性最好;支管4壓差最大，流通性最差.改型前后支管1和支管4的壓差分別增加了1.7%和3.3%，支管2和支管3的壓差則分別降低了8.6%和5.9%.

表3 改型前后各支管壓力差 Pa

對(duì)改型前后的進(jìn)氣歧管分析可知，原型歧管的主進(jìn)氣管形狀簡(jiǎn)單，與各進(jìn)氣支管垂直.由流體力學(xué)知識(shí)可知，在氣流方向不變的情況下，隨著氣體流動(dòng)距離的增加，沿程損失逐漸增大，進(jìn)氣歧管的流通性能較差.此外，隨著氣缸數(shù)目的增加，遠(yuǎn)離進(jìn)口截面的支管壓差會(huì)越來(lái)越大，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)各缸的工作均勻性不利.改型進(jìn)氣歧管，受擠流和波動(dòng)效應(yīng)影響，支管2性能提升最明顯，支管3次之，由于流動(dòng)加強(qiáng)，使流動(dòng)損失增大，支管1和支管4略有下降，但幅度不大，使得進(jìn)氣歧管總體流通性能有所提升.

4.2 瞬態(tài)模擬結(jié)果及分析

為保證發(fā)動(dòng)機(jī)各缸工作均勻，應(yīng)合理組織進(jìn)氣，使各缸進(jìn)氣均勻，以4個(gè)支管的平均進(jìn)氣性能為標(biāo)準(zhǔn)分析歧管的進(jìn)氣均勻性［9－10］.當(dāng)進(jìn)口邊界為1個(gè)大氣壓力時(shí)，改型前后進(jìn)氣歧管內(nèi)氣體速度云圖如圖5所示.

圖5 改型前后進(jìn)氣歧管氣體速度云圖

由圖5可以看出，改型后進(jìn)氣歧管C區(qū)域的氣流速度明顯大于原型歧管此區(qū)域的氣體流速;D區(qū)域氣體流動(dòng)增強(qiáng)，主要原因是改型歧管在入口處發(fā)生彎曲，具有一定速度的氣流沖擊歧管壁面，造成氣流被擠壓從而加速氣體流動(dòng);E區(qū)域出現(xiàn)微小渦流，氣體與管壁有分離現(xiàn)象，從而使進(jìn)氣損失略有增加，并使M區(qū)域的氣體流動(dòng)速度減小;F區(qū)域的氣體擾動(dòng)減小，主要原因是改型歧管氣體入口方向改變使氣體更容易流入支管2和支管3，進(jìn)而使N區(qū)域的氣體流速升高.進(jìn)氣歧管的循環(huán)進(jìn)氣量如表4所示.相同邊界條件下總進(jìn)氣量有所增加;原型歧管各支管進(jìn)氣量由支管1～支管4逐漸減小，支管1與支管4的流量差達(dá)0.037 g.改型歧管的中間兩個(gè)支管流量有所增大，兩端兩個(gè)支管流量略有減小，支管1與支管4的流量差達(dá)0.030 g.

表4 改型前后各歧管進(jìn)氣流量 g

充氣系數(shù)是評(píng)價(jià)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)性能的一個(gè)重要指標(biāo).它是指實(shí)際進(jìn)入氣缸的混合氣或新鮮空氣質(zhì)量Gs與在標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下充滿氣缸的混合氣或新鮮空氣的質(zhì)量Gl之比，即

充氣系數(shù)越高，每循環(huán)進(jìn)氣量越多，發(fā)動(dòng)機(jī)的性能越好［11］.原型進(jìn)氣歧管和改型進(jìn)氣歧管充氣系數(shù)如表5所示.改型后，支管1充氣系數(shù)提升不明顯，支管2和支管3有明顯提升，支管4有所下降，總充氣系數(shù)提高近3%.

表5 改型前后各支管充氣系數(shù)

均勻性系數(shù)是進(jìn)氣歧管各支管的進(jìn)氣流量與各支管平均進(jìn)氣量的比值.各支管的均勻性系數(shù)能很好反映歧管改變前后的各支管進(jìn)氣流量變化與總進(jìn)氣流量變化的相互影響.均勻性系數(shù)由下式計(jì)算:

式中，λi為第i支管的均勻性系數(shù);qi為第i支管的進(jìn)氣量;Q為總進(jìn)氣量.

表6是計(jì)算得到的改型前后各支管進(jìn)氣均勻性系數(shù).

表6 改型前后各支管均勻性系數(shù)

對(duì)比表6中數(shù)據(jù)可以看出，原型進(jìn)氣歧管各支管均勻性系數(shù)圍繞支管1波動(dòng)，差異較大.改型進(jìn)氣歧管支管1，2，3均勻性系數(shù)趨近于1，而支管4偏離較大.因此，改型進(jìn)氣歧管使支管1，2，3進(jìn)氣量更趨于均勻，而相對(duì)犧牲了支管4的均勻性能.

由于進(jìn)氣過(guò)程是瞬態(tài)的，進(jìn)氣流量隨曲軸轉(zhuǎn)角不斷變化，通過(guò)瞬態(tài)計(jì)算，可以得到一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)各支管的進(jìn)氣流量隨曲軸轉(zhuǎn)角變化關(guān)系［12］，如圖6所示.

各缸質(zhì)量流量變化趨勢(shì)基本一致，對(duì)于原歧管和相位，由于進(jìn)氣門開(kāi)啟和關(guān)閉太晚，進(jìn)氣門關(guān)閉前有明顯回流，改型后進(jìn)氣歧管減少了各支管進(jìn)氣量的差異，但在進(jìn)氣門開(kāi)啟后和關(guān)閉前仍然有進(jìn)氣回流.

圖6 改型前后一個(gè)循環(huán)內(nèi)進(jìn)氣流量變化

由以上分析可知，進(jìn)氣歧管的優(yōu)化工作是復(fù)雜而多面的，僅進(jìn)行結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化很難達(dá)到最優(yōu)目的，還要配合配氣相位的優(yōu)化設(shè)計(jì)，以盡可能減小或消除回流影響［13］.因此，可變配氣相位技術(shù)能極大地提高進(jìn)氣效率.

5 結(jié)論

1)進(jìn)口截面法線方向與支管1夾角為90°時(shí)，靠近進(jìn)口截面的支管1進(jìn)氣阻力小、進(jìn)氣流量大，遠(yuǎn)離進(jìn)口截面的支管4進(jìn)氣阻力大、進(jìn)氣流量小，主進(jìn)氣管中沿氣體流動(dòng)方向壓力不斷增加，使各缸進(jìn)氣不均勻，歧管的流通性能差.

2)進(jìn)口截面法線方向與支管1夾角為50°時(shí)，中間支管2和支管3的進(jìn)氣阻力明顯減小，進(jìn)氣流量增大，歧管的流通性能得到提升.而前后支管1和支管4的進(jìn)氣阻力有所增加，使進(jìn)氣流量減小，各缸進(jìn)氣量趨于均勻.

3)改型進(jìn)氣歧管的總充氣系數(shù)有所提高，其中支管2和支管3的充氣系數(shù)提高較大，支管4有所降低，支管1基本不變.

4)僅優(yōu)化進(jìn)氣歧管的幾何形狀來(lái)提高進(jìn)氣效率的作用是有限的，如果要進(jìn)一步提高進(jìn)氣效率，消除回流影響，還要配合進(jìn)排氣相位的優(yōu)化設(shè)計(jì).

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