正向設計螺旋進氣道結構參數對缸內流動特性影響的模擬研究

吳慧珉 王怡鑫 朱聿熙 黃儒涯 趙強 王兆文

摘 要：內燃機進氣道的結構參數影響著進入氣缸的空氣質量和流動狀態，進而影響著缸內油氣的混合程度和燃燒質量。本文通過雙進氣道的正向設計，獲得基本型雙進氣道。采用三維流動分析軟件FIRETM進行了該重型柴油機雙進氣道基本型的缸內穩態流動模擬。為了提高數值模擬的可信度，本文進行了進氣道基本型的穩態吹風實驗，驗證了氣道流動數值模擬結果的準確性。隨后在該基本型進氣道的基礎上，基于參數化正向設計，通過結構優化，完成了不同結構參數（最小截面積，螺旋坡角，螺旋包角，渦流室高度，氣門錐角等）下的優化進氣道。為了探索不同結構參數對缸內流動特性的影響規律，并獲得較優性能的雙進氣道，本文進行了不同結構參數進氣道的缸內流動數值模擬，得到各模型的平均流量系數和平均渦流比。通過不同結構參數的模擬結果研究可發現，對于雙進氣道（螺旋氣道加切向氣道）而言，螺旋氣道的結構參數對進氣道的流動特性有較大影響，在選定范圍內，螺旋進氣道的螺旋坡角和螺旋包角對雙進氣道的整體流通能力影響較大。通過各結構參數下的雙進氣道性能對比，獲得了流動特性最佳的雙進氣道結構參數。

關鍵詞：正向設計，雙進氣道，螺旋氣道結構;平均流量系數;平均渦流比

中圖分類號：TK413 文獻標識碼：A

內燃機缸內氣流運動的具體形態，主要取決于進氣道的結構，以及進氣道與氣缸的合理匹配[1-2]。其中，進氣道結構包括進氣道本體的結構，以及進氣道的布置位置;雙進氣道方案還要考慮兩個進氣道的搭配，以及這兩個氣道的相對位置[3-4]。以上因素均會影響進氣道的進氣能力和產生渦流的能力[5-7]。合適的缸內氣流運動，可以促進油氣混合，改善缸內燃燒質量，從而優化內燃機的動力性、經濟性和排放水平。

目前，氣道的設計主要還是采用逆向設計方

法[8]。隨著氣道技術的發展，氣道的正向設計已經逐步成為一種趨勢。氣道的正向設計就是用一組結構參數來約定其尺寸關系，通過特征概念、約束條件和模型參數化等參數化設計手段來完成整個氣道的設計成型過程[9-11]。正向設計需要摸索結構參數對缸內流動的影響規律，解決如何定義螺旋進氣道的外形以及用什么方法來定義的問題[12]。

本文研究對象為基于正向設計的由螺旋氣道和切向氣道組合的柴油機雙進氣道。為了提高正向設計的精準性，本文在設計出雙進氣道的基本型后，進行了該氣道的實驗測量，確定了該氣道下氣缸內基本的流動參數，隨后再以該基本型，進行了一系列進氣道的正向設計，確定了氣道中各個參數對氣缸內流動的影響程度，尤其是螺旋氣道結構參數的影響程度。

1 氣道結構及性能評價標準

在進行正向設計時，具體研究的雙進氣道中螺旋氣道重要結構參數有，最小截面積、螺旋坡角、螺旋包角、渦流室高度、氣門錐角等對缸內氣流運動的影響規律。雙進氣道中，螺旋氣道部分的主要作用是組織良好的缸內渦流，并保證足夠的進氣流量;而切向氣道部分，主要用于提高進氣能力，并產生切向渦流。相對而言，螺旋氣道結構對缸內流動的影響相對更大，其結構也更復雜，是正向設計中的難點部位。

1.1 氣道結構

本文螺旋氣道中部分主要結構參數如圖1所示，最小截面積比Fmin，底坡角β1，螺旋坡角β2，主螺旋坡角β3，副螺旋坡角β4。渦流室高度H ，螺旋包角θ，氣門錐角α，偏心距e。螺旋進氣道結構參數如圖1所示。

1.2 氣道性能平均標準

進氣道性能主要用流量系數和渦流比來評價。基于不同假定條件，幾家世界著名的內燃機公司分別定義了各自的評價體系，如AVL體系、里卡圖體系、FEV體系、DCS體系[13]。本文采用了AVL評價體系：無因次的平均流量系數（ μσ）m和平均渦流比（nd /n）m。

AVL體系試驗采用恒壓穩流的試驗方式[14]，定義流量系數為實際測得的質量流量與理論流量之比：

μσ=mv /mt （1）

式中，mv——通過氣道的實際空氣質量流量/（kg·s-1）;mt——在Δp壓差下理論上無損失地流過氣道自由控制截面（面積為Fp=dv2π/4）的空氣質量流量/（kg·s-1）;dv——氣門座內徑，m;

AVL渦流比定義為葉片旋轉速度與當時狀態下假想的發動機轉速之比：

nd/n=ndρVs/（30mv） （2）

式中，nd——葉片風速儀轉速/（r·s-1）;n——假想的內燃機轉速，它是由試驗缸套內的平均軸向流速作為活塞平均速度cm而推算出來的/（r·s-1）;Vs——活塞排量/（m3）。

2 進氣道-缸內流動的三維數值模擬

通過氣道-氣缸流動CFD模擬，可以得到具體、準確的氣道內及缸內流動數據，有助于詳細分析氣道內和缸內的空氣具體流動形態，從而進行相應的燃燒室結構優化。

2.1 幾何模型的建立

本文基于正向設計思路，先進行了某重型車載柴油機的雙氣道基本型設計。具體為，采用UG軟件，根據關鍵部位的結構特點，創建基本跡線，再由跡線創建曲面，再由曲面生成實體模型，并且通過曲面的光順，修剪和縫合等工作，最終得到該基本型進氣道的三維幾何模型。最終幾何模型要求軌跡線平順度控制在0.2mm以內，表面平順度控制在0.4mm以內。具體如圖2所示。

2.2 三維網格模型及邊界條件

在幾何模型的基礎上，本文應用FAME技術，生成六面體網格，并對氣閥喉口等處進行網格加密，生成了貼體性能較好的三維穩態模擬網格。網格單元總數約為60萬，具體網格如圖3所示。

計算模型[15]中包含連續性方程，動量守恒方程，能源守恒方程，以及氣體狀態方程。氣道內氣體設置為可壓縮氣體，并且考慮了重力的影響。常用的湍流模型有亞網格尺度模型、單方程模型、k-e雙方程模型、RNG k-e模型和雷諾應力模型（RSM）等。本文采用工程上廣泛使用的k-e雙方程湍流模型。

本文數值模擬的邊界條件是按照實際氣道實驗的情況來設定的：進口總壓為100 000Pa，出口靜壓為97 500Pa，壁面溫度固定為293.15K。

3 數值模擬的實驗驗證

3.1 氣道實驗裝置

AVL體系的氣道穩流試驗臺結構布置如圖4所示，主要由缸蓋-氣缸、穩壓筒、流量計、流量控制和鼓風機組成。通過調節流量控制閥1和2的開度，可控制通過氣道的進氣流量和氣道的進出口壓差。本文試驗保持氣道進出口壓差△P為恒定值2 500Pa，通過讀出每一氣門升程下通過氣道的實際質量流量mv和葉片風速儀轉速nd，運用公式（1）和公式（2）即可算出該升程下的流量系數和渦流比。通過改變氣門升程，并調節閥門1和2的開度，便可測量得到不同氣門升程下的流量系數和渦流比。

3.2 進氣道臺架實驗及數值模擬結果驗證

本文基本型進氣道為螺旋氣道和切向氣道的組合氣道。基本型進氣道設計完成后，本文基于光固化技術進行了該進氣道陰模的快速成型，形成一個結構完全相同的進氣道模型，其最小截面積比為0.55，螺旋坡角為65°，螺旋包角為105°，渦流室高度為10mm，氣門錐角為30°。隨后，利用氣道試驗臺，進行了該基本型進氣道模型的流通性能實驗，獲得該基本型進氣道模型經過氣道吹風實驗得出的流量系數和渦流比。

為了確保數值模擬的準確性，本文利用基本型進氣道的實驗數據，進行了數值模擬方法的實驗驗證。即根據已經完成的實驗工況，進行對應工況下，基本型進氣道內氣體流動的數值模擬，并將模擬結果與實驗結果相對比，以確定數值模擬的結果是否準確。本文對比驗證了不同氣門升程下的流量系數，數值模擬結果和氣道實驗測試結果的具體對比如圖5所示。

由圖5可知，氣門升程在10mm以下時，流量系數模擬值和實驗值的吻合程度很好，都小于2%，僅最大氣門升程處，模擬結果和實驗結果的誤差稍大一些，但也小于5%。誤差分析時發現基本型氣道快速成型時，實際模型中存在有一定的鑄造飛邊，從而使得大流量時模擬與實驗的誤差相對較大。綜合上述各個升程下的模擬誤差可知，該數值模擬的精度較高，模擬結果精確可靠。

4 結構參數對缸內流動的影響分析

完成數值模擬的實驗驗證后，可以確定本文的數值模擬方法的正確性和準確性。隨后，本文在基本型進氣道的基礎上，基于參數化進行了該氣道的正向結構優化設計，具體結構優化參數包括最小截面比、螺旋坡角、螺旋包角、渦流室高度和氣門錐角等。

為分析某一結構參數對缸內流動的影響，在修改模型時應盡可能的保持氣道的其他結構參數不變。通過這些不同結構參數下的氣道內流動數值模擬，即可得到不同結構參數對氣道流動性能的影響規律。

4.1 最小截面積比對缸內流動的影響

最小截面積比定義為氣道最小截面積與氣道喉口面積之比。進氣道的最小截面積往往位于進氣道直流段和雙氣道分流段的接口處。基本型進氣道中，最小截面積為679.18mm2，進氣道喉口面積為1131.97mm2，其最小截面積比為0.6。本文在基本型進氣道的基礎上，具體設計了最小截面積比分別為0.51，0.55，0.64，0.69的四種新氣道模型。各個改進型進氣道的數值模擬的流量系數結果如圖6所示。

由圖6可知，在不同升程下，不同的最小截面積比對流量系數影響并不很明顯。由圖還可知，不同氣門升程下，不同的最小截面積比對流量系數影響的趨勢并不相同。在小氣門升程時，較大的最小截面積比下氣道流量系數較大;但在大氣門升程時，較大的最小截面積比下氣道流量系數反而較小。這主要是因為，小氣門升程時，氣道喉口處流通面積比最小截面面積小，因此喉口處流通面積是決定流通系數的主因，決定了流通系數的大致范圍。此時，較小的最小截面面積，反而有助于緩解流線的收縮率，減小了由于流線收縮較大帶來的流通阻力。大氣門升程時，氣道喉口處流通面積和最小截面面積相差較小，因此最小截面面積和喉口處流通面積都成為決定流通系數的主因。此時，較大的最小截面面積，有助于減小流動的沿程阻力。

為了表現該進氣道的總體性能，本文基于不同氣門升程下的氣道結果，計算了進氣道的平均流量系數和平均渦流比，具體見表1。為了進一步分析結構變化對螺旋氣道和切向氣道各自的影響程度。

由表1可知，隨著最小截面積比的增大，平均流量系數先增大后減小，在0.60時最大;平均渦流比則先減小，再增大，再稍減，在0.60時最小。這表明，無論從流量系數還是渦流比來分析，都不是最小截面積比越大越好，而是需要一個適宜的最小截面積比，使最小截面積處的流動形態順暢最佳，這樣既可以避免流動堵塞，也可以避免流動分離。

圖7為氣門升程6mm時，不同最小截面積下的最小截面處的流線分布圖，包括圖7左圖所示的經過氣門中心的豎直切面流線和圖7右圖所示垂直氣門中心的水平切面流線。

由圖7左圖可知，各最小截面方案下，其豎直切面方向的流線都能較均勻地充滿整個流動空間，只在氣道頂部和氣道底部流線才有細微區別。這表明在經過氣門中心的豎直方向，各不同最小截面方案都具有較好的流動性能。

由圖7右圖可知，在垂直氣門中心的水平切面方向上，不同最小截面積比下的流動狀態相差較大。最小截面比0.51方案中，氣流流向偏向氣道兩側，存在較嚴重的中間部位氣體分離現象;0.55方案中，氣流的主流在氣道中心線部位，并且流動較順暢;0.6方案中，氣流分布相對最均勻，并且流動最為順暢，故而該方法下流量系數和螺旋進氣道流量都相對較高。隨著最小截面比的進一步增大，氣道內流動明顯偏向內側或外側，在另一側形成低流速區，從而降低了其流通能力，導致氣道流量系數，螺旋進氣道流量及切向進氣道流量都大幅降低。

4.2 螺旋坡角對缸內流動的影響

螺旋坡角決定了氣流進入氣缸時的豎直方向的分速度，對氣道的流通系數和渦流比都有較大的影響。本文在基本型進氣道螺旋坡角65°的基礎上，設計了螺旋坡角分別為55°，60°，70°，75°的四種新氣道模型，并進行了相應的氣道-氣缸內流動數值模擬分析，其具體模擬結果見表2。

表2為不同螺旋坡角下的平均流量系數和平均渦流比。由表2可知，隨著螺旋坡角的增大，平均流量系數先增后減;平均渦流比則沒有明確的趨勢，但總體上逐步減小。進一步分析螺旋氣道流量和切向氣道流量的分配可知，隨著螺旋坡角的增大，切向氣道的流量逐步減小，螺旋氣道流量則變化不大，但總體上是先增大后減小。同時可知，隨著螺旋坡角的增大，螺旋氣道流量占總體流量的比例逐步增大。其原因分析如下：隨著螺旋坡角的增大，切向氣道內的流通截面逐步減小，從而使得其流通能力逐步降低;在螺旋氣道中，隨著螺旋坡角的增大，螺旋氣道內氣體受螺旋坡角的壓迫下直接流向氣門處，氣體流程逐步減短，流動阻力逐步減小，可以增大流通能力;但同時，較大的螺旋坡角，會使流動截面積減小，從而減小了其流動能力，故而使得螺旋氣道流量呈現出先增后減的趨勢。同時，當螺旋氣道因流動流程減短而使流量增大時，切向氣道流量因螺旋氣道的分流而流量減小;當螺旋氣道因流動截面減小而流量減小時，切向氣道流量先減小再稍微增大。這主要是螺旋氣道流動截面的改變，使得氣道內流型發生了變化。

圖8為不同螺旋坡角下，氣門升程6mm時的進氣道內截面流線圖和缸內流線圖。由圖8左圖可知，隨著螺旋坡角的增大，氣流流線越來越朝下轉向，這也驗證了前面的分析，在較大的螺旋坡角下，螺旋氣道內氣體受上壁面壓迫，較大比例的氣體直接進入氣門區域而未進行螺旋運動。由圖8右圖螺旋氣道水平剖面流線可知，隨著螺旋坡角的變化，其流線分布并沒出現較大的變化，這表明，螺旋坡角的變化，對螺旋進氣道內氣流的水平流形影響較小。由圖8還可知，不同螺旋坡角下，螺旋氣道外側都存在著一定的流動分離，氣道結構可進一步優化。綜合可知，較大的螺旋坡角，將使螺旋氣道內氣流速度的豎直分量增大，從而使其進氣能力增大，但受流動截面積減小的影響，其進氣能力又有所減小。較大的豎直速度分量使氣體直接流向氣門而未做螺旋運動，使氣道產生螺旋運動的能力減弱。該氣道各方案中，螺旋坡角為55°，60°時，平均流量系數比基本型進氣道略小，但渦流比增加較多。在氣道設計時，可以選擇螺旋坡角在55°到60°之間，既保證了較高的平均渦流比，同時可以獲得較大的平均流量系數。

4.3 螺旋包角對缸內流動的影響

螺旋包角決定了氣流進入氣缸時的圓周方向的分速度，對氣道的流通系數和渦流比都有較大的影響。本文在基本型進氣道螺旋包角為105°的基礎上，分別設計了螺旋包角分別為95°、100°、110°和115°的四種新氣道模型，其模擬結果見表3。

表3為不同螺旋包角下的平均流量系數和平均渦流比。由表3可知，螺旋氣道的進氣量隨著螺旋包角的增大而逐步減小，這主要是隨著螺旋包角的增大，螺旋氣流旋轉的角度增大，進入氣缸的阻力增大，從而導致流量系數減少。但螺旋氣道流量減小的通順，切向氣道流量有增加的趨勢，這表明在一定的壓差作用下，螺旋氣道流動受阻，將有一部分氣體轉移到切向氣道，導致切向氣道流量增大。綜合螺旋氣道和切向氣道的結果可知，隨著螺旋包角的增加，雙進氣道進氣能力降低，這與平均流量系數相吻合。由表3可知，渦流比則呈現出明顯的先增大再減小趨勢，這表明當螺旋包角由95°增加到100°，由于螺旋包角的增加，氣流旋流增大，渦流比增大，當進氣道的螺旋坡角進一步增大后，氣流的旋轉影響了進氣道的進氣能力，從而使得整體進氣的旋轉沖量降低，渦流比降低。這從螺旋氣道流量占比的變化趨勢也可以驗證，螺旋包角大于100°之后，隨著螺旋包角的增大，螺旋氣道流量占總流量的比例明顯減小。

圖9顯示了雙氣道在缸內產生的渦流速度矢量情況，由圖9可知，該氣道中，螺旋氣道產生的渦旋旋轉方向和切向氣道產生的渦旋旋轉方向相反，這就使得最終的渦流比是兩者競爭的結果。在小螺旋包角下，螺旋氣道流量占比大，切向氣道對總體渦流比的影響較小，但在大螺旋包角方案中，切向氣道流量占比逐步增大，減弱了螺旋氣道產生的渦流比。在該氣道各方案中，綜合各方案的流量系數和渦流比數據，建議選用螺旋包角100°的結構參數。

4.4 渦流室高度對缸內流動的影響

渦流室高度主要是氣門與氣缸的垂直距離，屬于氣門布置參數。本文基本型進氣道渦流室高度為10mm，在基本型進氣道的基礎上，共設計了渦流室高度分別為6mm，8mm，12mm，14mm的四種新氣道模型，其模擬結果見表4。

由表4可知，隨著渦流室高度的增大，平均流量系數總體趨勢在增大，這時渦流室的整流作用，使得氣流在渦流室通道內較平順地流動，故而減少了氣流相撞損失。但在更大的渦流室高度下，流量系數產生了突降，這表明渦流室高度過長時，其沿程阻力逐步形成主要因素，導致螺旋進氣道流量重新降低。由于渦流室的整流作用，隨著渦流室高度增大，其平均渦流比總體趨勢在逐步減小。

圖10為氣門升程6mm時，不同渦流室高度下的氣道喉口速度分布矢量圖。由圖10可知，隨著渦流室的增大，螺旋氣道產生的氣流渦流在渦流室內運行路徑增長，這樣使得氣流渦流旋轉的能量進一步損失，故而其渦流比總體趨勢在一直降低。同樣，隨著渦流室高度的增大，進入氣缸氣流的切向分量變小，體現了渦流室高度的整流效果，導致螺旋氣道的氣流流量先逐步增加。由圖10還可知，隨著渦流室高度的增大，螺旋氣道流動的切向流速逐步降低，使得螺旋氣道和切向氣道的流動競爭效應逐步減輕，故而其切向氣道的流量系數也得到一定程度的提高，從而使得進氣道的整體進氣能力有一定的提高。綜合流量系數和渦流比趨勢可知，當渦流室高度為8mm時，平均渦流比超過了基本型進氣道，而流量系數幾乎相同，故而8mm的渦流室高度其綜合性能更佳。

5 結語

雙進氣道是現代發動機的趨勢，進行氣道的正向設計，有利于從原理上提高對氣道進氣能力的理解，從而促進內燃機工業的進一步發展。實驗驗證表明，本文的氣道-氣缸內流動數值模擬具有較好的精度。雙進氣道中，螺旋進氣道的結構參數對氣道整體性能有較大影響，故而需要進行結構尋優。對比各結構因素可知，螺旋坡角和螺旋包角對進氣道的流量系數和渦流比影響相對較大，是螺旋進氣道的主要影響結構參數。本文雙進氣道中，最小截面比0.6，螺旋坡角60°，螺旋包角100°，渦流室高度為12mm時，雙進氣道的綜合性能最佳，流量系數較大渦流比也較強。

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