韓志玉，王 勇，陳 征，鄧 鵬

（1.湖南大學(xué) 先進(jìn)動力總成技術(shù)研究中心，湖南 長沙 410082；2.湖南大學(xué) 汽車車身先進(jìn)設(shè)計制造國家重點實驗室，湖南 長沙 410082）

隨著石油能源的不斷減少以及環(huán)境問題的日益加重，針對車用柴油發(fā)動機(jī)的燃燒和排放提出的要求也越來越嚴(yán)格.為了滿足日益嚴(yán)格的法規(guī)要求，必須合理的組織缸內(nèi)燃燒過程，以提高燃料的燃燒效率和降低排放.

柴油機(jī)螺旋進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)對缸內(nèi)渦流的產(chǎn)生有至關(guān)重要的作用，合理的氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)不僅能保證在進(jìn)氣過程中產(chǎn)生較強(qiáng)的渦流，還能保證在壓縮過程以及壓縮上止點附近缸內(nèi)都具有較強(qiáng)的渦流.通過與噴油時刻的匹配，能保證在噴油燃燒時，缸內(nèi)具有最優(yōu)的渦流比，促進(jìn)燃料與空氣的混合，提高缸內(nèi)空氣的利用率，以達(dá)到改善發(fā)動機(jī)動力性、經(jīng)濟(jì)性以及排放性的目的[1－2］.本文采用最新的三維CFD計算軟件－Converge進(jìn)行數(shù)值研究，分析了柴油機(jī)螺旋進(jìn)氣道的3個主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對缸內(nèi)渦流比的影響，實現(xiàn)了螺旋進(jìn)氣道多結(jié)構(gòu)參數(shù)的數(shù)值研究.

1 基本情況介紹

1.1 發(fā)動機(jī)基本參數(shù)

建立了一臺高速柴油發(fā)動機(jī)的氣道及燃燒三維模型，如圖1所示.氣道三維模型是通過三維激光坐標(biāo)掃描儀掃描氣道砂芯獲取點云圖，并導(dǎo)入三維建模軟件中得到[3］.該柴油機(jī)基本參數(shù)如表1所示.

圖1 氣道及燃燒室三維模型Fig.1 3Dmodel of transit port and combustion chamber

表1 柴油發(fā)動機(jī)基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of the diesel engine

1.2 三維模擬計算軟件介紹

本文采用了最先進(jìn)的三維計算流體力學(xué)軟件－Converge進(jìn)行CAE研究.其不同于傳統(tǒng)CFD軟件之處，在于它的計算網(wǎng)格是在計算過程中自動生成，無需用戶提前畫出計算網(wǎng)格，從而為用戶節(jié)省了大量網(wǎng)格制作時間.在使用Converge時，用戶只需將制作的STL格式的幾何文件導(dǎo)入Converge的前處理軟件中進(jìn)行簡單的幾何檢查和邊界設(shè)置即可[4］.

2 渦流比與進(jìn)氣流量系數(shù)計算

2.1 渦流比與進(jìn)氣流量系數(shù)

2.1.1 渦流比的計算

渦流比SR的計算公式為[4－5］：

式中：Ωflow為缸內(nèi)氣體的角速度，r/min；Ωcrankshaft為發(fā)動機(jī)的曲軸轉(zhuǎn)速，r/min.本文利用Converge計算軟件可直接計算出缸內(nèi)渦流比的大小.

2.1.2 進(jìn)氣流量系數(shù)

Ricardo無量綱流量系數(shù)C[6－7］F：

式中：Q為試驗測得的實際空氣體積流量，m3/s；n為進(jìn)氣門數(shù)目；V0為理論進(jìn)氣速度或速度頭，m/s；AV為氣門座內(nèi)截面積，m2；dV為氣門座內(nèi)徑，m；ΔP為進(jìn)氣道壓差，Pa；ρ為氣門座處氣體的密度，kg/m3.本文通過Converge軟件得出計算的空氣體積流量Q，然后代入式（2），得出計算的流量系數(shù)CF.

3 邊界條件設(shè)定以及模型標(biāo)定

3.1 邊界條件的設(shè)定

在發(fā)動機(jī)臺架上進(jìn)行2000轉(zhuǎn)倒拖試驗并測得相關(guān)試驗數(shù)據(jù).模擬發(fā)動機(jī)的工作范圍設(shè)定為進(jìn)氣閥開啟前10°至壓縮上止點后20°，則對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角范圍為－386°～20°.根據(jù)倒拖試驗測定的缸壓、溫度等，設(shè)定－386°時刻發(fā)動機(jī)的邊界條件如表2和表3所示.

表2 邊界條件1Tab.2 Boundary condition 1

表3 邊界條件2Tab.3 Boundary condition 2

3.2 模型的標(biāo)定

將數(shù)值計算的發(fā)動機(jī)缸壓與倒拖試驗所得到的實驗缸壓進(jìn)行對比，如圖2所示.由圖2可以看出：在開始時刻計算缸壓和實驗缸壓存在微小的波動，在之后的時刻，計算缸壓和實驗缸壓十分吻合.在壓縮上止點時刻，計算缸壓略高于實驗缸壓，計算的最大缸壓（5.812 1MPa）比實驗的最大缸壓（5.718 4 MPa）高1.6%.因此，可以認(rèn)為：數(shù)值模型能很好地反映實際發(fā)動機(jī)的工作情況，可以使用此數(shù)值模型進(jìn)行下一步研究.

圖2 計算缸壓與試驗缸壓對比Fig.2 Comparison between calculation and experimented results

4 調(diào)整結(jié)構(gòu)參數(shù)的數(shù)值模擬研究

4.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)介紹

將螺旋進(jìn)氣道的三維模型在CAD軟件中直接導(dǎo)出二維工程圖并進(jìn)行適當(dāng)簡化，得出決定螺旋進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)形狀的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)，如圖3所示.

圖3 螺旋進(jìn)氣道主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.3 Main structure parameters of the helical intake port

結(jié)構(gòu)參數(shù)包括：渦殼切割量η、氣道入口截面積S1、氣道最小截面積S2、螺旋底坡角β1、螺旋坡角β2（氣道最小截面的法線與水平面的夾角）、螺旋室高度H、螺旋室直徑D、螺旋進(jìn)氣道高度μ、渦殼半徑R1、R2、螺旋進(jìn)氣道轉(zhuǎn)角θ、螺旋進(jìn)氣道偏心距e以及渦殼轉(zhuǎn)角β3.本文主要研究螺旋室高度H、渦殼切割量η以及螺旋進(jìn)氣道轉(zhuǎn)角θ改變對缸內(nèi)渦流比的影響.

4.2 參數(shù)H的影響

如圖4所示，H為螺旋進(jìn)氣道的螺旋室高度，通過三維造型軟件改變H的取值，分別取H1＝7mm，H2＝7.5mm，H3＝10.5mm，H4＝13mm以及H5＝13.5mm.計算得出H不同取值時的缸內(nèi)渦流比，如圖5所示.對比H不同取值的進(jìn)氣量，如圖6所示.

由圖5可以看出，在整個壓縮過程中，缸內(nèi)渦流比呈先減小后在上止點附近快速增大，達(dá)到一個峰值以后再減小的過程[8］.原因是：在壓縮過程中，隨著活塞的上移，進(jìn)氣初期形成的缸內(nèi)渦流受壓而減弱，從而使渦流比降低；當(dāng)接近上止點時，缸內(nèi)氣體被強(qiáng)制壓入燃燒室，氣體旋轉(zhuǎn)半徑減小并產(chǎn)生擠流，從而使缸內(nèi)渦流增強(qiáng)，渦流比增大并在上止點附近達(dá)到最大值；隨著活塞下移，缸內(nèi)氣體從燃燒室內(nèi)流出，氣體旋轉(zhuǎn)半徑再次增大，缸內(nèi)渦流減弱，渦流比減小.

圖4 螺旋進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)HFig.4 Helical intake port structure parameter H

圖5 H不同取值時的渦流比Fig.5 Swirl ratio of different values of parameter H

圖6 H不同取值的進(jìn)氣量Fig.6 Air inlet of different values of parameter H

同時，可以看出隨著H取值的增加，缸內(nèi)渦流比整體上成先減小后增大再減小的規(guī)律，并在H＝13mm時，缸內(nèi)渦流比獲得最大值.可以得出：H與缸內(nèi)渦流比之間存在非線性的相關(guān)關(guān)系，存在一個最佳H取值，使渦流比具有最大值.

繼續(xù)分析圖5可知，改變H的取值，對－20°和0°時刻的渦流比影響較大，而對20°時刻缸內(nèi)渦流比的影響不明顯.因此，－20°和0°時刻的缸內(nèi)渦流比對結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化較敏感，結(jié)構(gòu)參數(shù)的微小變動，都會影響此時的缸內(nèi)渦流比，而20°時刻的缸內(nèi)渦流經(jīng)過了上止點的壓縮過程，對結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化已經(jīng)不那么敏感了.

由圖6可知，雖然H的取值不斷增加，但進(jìn)氣量的變化卻不明顯.在－120°時刻，缸內(nèi)進(jìn)氣量最大值與最小值之間相差0.72%，因此，可以認(rèn)為：結(jié)構(gòu)參數(shù)H的改變對進(jìn)氣量沒有影響.

4.3 參數(shù)η的影響

根據(jù)實際試驗中，渦殼切割量對缸內(nèi)渦流比有一定的影響，因此，取η為渦殼切割量，如圖7所示.通過修改使其取值分別為η0＝0mm，η1＝1.27 mm，η2＝2.54mm.

圖7 結(jié)構(gòu)參數(shù)ηFig.7 Structure parameterη

計算得出η不同取值時的缸內(nèi)渦流比，如圖8所示.對比η不同取值的進(jìn)氣量，如圖9所示.

圖8 η不同取值的渦流比Fig.8 Swirl ratio of different values of parameterη

由圖8可以發(fā)現(xiàn)，隨著η的增大，缸內(nèi)渦流比先增大后減小.在η＝1.27mm時，渦流比在－180°～20°曲軸轉(zhuǎn)角之間都具有最大值，且其最大渦流比（1.114 8，－4°）比η＝0mm 的最大渦流比（0.950 6，－3°）高17.3%；同時，在－20°和0°時刻，η＝1.27mm的渦流比比η＝0mm時高17.9%和17%.隨著η值的繼續(xù)增大，缸內(nèi)渦流比降低，并低于η＝0mm的渦流比.

圖9 η不同取值的進(jìn)氣量Fig.9 Air inlet of different values of parameterη

由圖9可知，雖然η的取值不斷增加，但進(jìn)氣量的變化卻不明顯.在－120°時刻，缸內(nèi)進(jìn)氣量最大值與最小值之間相差0.58%，因此，可以認(rèn)為：結(jié)構(gòu)參數(shù)η的改變對進(jìn)氣量沒有影響.

4.4 參數(shù)θ的影響

以進(jìn)氣閥的軸線為軸，進(jìn)氣閥的軸心與進(jìn)氣道入口截面的中心連線，繞此軸旋轉(zhuǎn)的角度為θ，如圖10所示.設(shè)氣道初始位置的θ角度為0°，且順時針旋轉(zhuǎn)為＋，逆時針旋轉(zhuǎn)為－.通過三維建模軟件修改θ的取值，分別為－15°，－10°，－5°.TIF，＋5°.TIF，＋10°以及＋15°.計算得出缸內(nèi)渦流比，如圖11所示.對比參數(shù)θ不同取值的進(jìn)氣量，如圖12所示.

由圖11可以看出，無論是順時針旋轉(zhuǎn)還是逆時針旋轉(zhuǎn)，缸內(nèi)渦流都降低，且順時針旋轉(zhuǎn)降低的程度要遠(yuǎn)小于逆時針旋轉(zhuǎn)降低的程度，同時隨著旋轉(zhuǎn)角度的增大，渦流比下降的速率也逐漸增大.根據(jù)不同的θ取值，可以得出初始位置時螺旋進(jìn)氣道所處的θ角是使缸內(nèi)渦流比為最大值的最佳角度.

圖10 結(jié)構(gòu)參數(shù)θFig.10 Structure parameterθ

圖11 θ不同取值的渦流比Fig.11 Swirl ratio of different values of parameterθ

圖12 θ不同取值的進(jìn)氣量Fig.12 Air inlet of different values of parameterθ

從圖12可以看出，無論θ的取值如何變化，進(jìn)氣量的變化卻不明顯.在－120°時刻，缸內(nèi)進(jìn)氣量最大值與最小值相差0.6%，因此，可以認(rèn)為：結(jié)構(gòu)參數(shù)θ的改變對進(jìn)氣量沒有影響.

5 調(diào)整多個結(jié)構(gòu)參數(shù)的研究

為研究多個參數(shù)改變時，對缸內(nèi)渦流比的影響，分別同時改變2個參數(shù)和3個參數(shù)，設(shè)置5個Case的模擬計算，表4所示，為每個Case中各參數(shù)的取值.其中，Case1的參數(shù)取值為所研究發(fā)動機(jī)螺旋進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)的實測值；Case2的參數(shù)取值是將各參數(shù)調(diào)節(jié)到使渦流比為最大值的參數(shù)取值；Case3的參數(shù)取值是保持Case2中η和θ的取值不變，調(diào)整H的取值；Case4和Case5的參數(shù)取值是保持Case2中H和η的取值不變，調(diào)整θ的取值.

表4 各Case參數(shù)取值Tab.4 The parameters values of different Cases

按表4所示，修改結(jié)構(gòu)參數(shù)后導(dǎo)入計算，得到5個Case的渦流比，如圖13所示.對比5個Case的進(jìn)氣量，如圖14所示.

圖13 5個Case的渦流比Fig.13 Swirl ratio of five Cases

圖14 5個Case的進(jìn)氣量Fig.14 Air inlet of five Cases

比較圖14中的Case1和Case2可以發(fā)現(xiàn)，雖然分別單獨調(diào)節(jié)H＝13mm或η＝1.27mm時能使渦流比達(dá)到最大值，但當(dāng)同時調(diào)整H和η時，并沒有使渦流比得到提高.因此，可以認(rèn)為：各結(jié)構(gòu)參數(shù)對渦流比的影響效果不是簡單的相互疊加，而是存在相互制約、相互抵消的作用.在此基礎(chǔ)上，對比分析Case2和Case3，在保持η和θ取值不變的情況下，適當(dāng)調(diào)整H的取值時，發(fā)現(xiàn)Case3的渦流比得到一定幅度的提高，但整體上仍小于Case1的渦流比.同樣，對比分析，Case2和Case4和Case5可以發(fā)現(xiàn)，在保持H和η取值不變的情況下，調(diào)整θ的取值，渦流比較Case2有增大也有減小，但變化幅度沒有調(diào)整參數(shù)H明顯.

通過上面的分析，可以得出：缸內(nèi)渦流比是各結(jié)構(gòu)參數(shù)相互作用的結(jié)果，各結(jié)構(gòu)參數(shù)之間存在相互制約的作用.欲使缸內(nèi)渦流比得到優(yōu)化，必須準(zhǔn)確了解各結(jié)構(gòu)參數(shù)與渦流比的相關(guān)關(guān)系，通過分析相關(guān)關(guān)系可以得出優(yōu)化缸內(nèi)渦流比的各參數(shù)取值.

分析圖14可以看出，在各種情況下進(jìn)氣量的變化都不大.在－120°時刻，缸內(nèi)進(jìn)氣量最大值與最小值相差1.1%，因此，可以認(rèn)為：在誤差允許的范圍內(nèi)，本文中所討論的結(jié)構(gòu)參數(shù)改變對進(jìn)氣量沒有影響.

6 缸內(nèi)流動情況的分析

分析修改結(jié)構(gòu)參數(shù)后對缸內(nèi)流動情況的影響，沿兩進(jìn)氣閥的軸線做一豎直截面，取進(jìn)氣閥在最大升程時刻，且右側(cè)為螺旋進(jìn)氣道，獲得缸內(nèi)流動速度分布圖，如圖15所示.

圖15 缸內(nèi)流動速度分布Fig.15 Distribution of in－cylinder flows speed

分析圖15可以看出：在15（a）圖中，氣缸中心處產(chǎn)生了一個較大渦流，并進(jìn)一步使進(jìn)氣氣流在兩氣門之間向左側(cè)流動，加速了缸內(nèi)渦流的產(chǎn)生；而15（b）圖中，由于缸內(nèi)產(chǎn)生的渦流較小，進(jìn)氣氣流進(jìn)入缸內(nèi)后直接流向燃燒室，缸內(nèi)不能很好地組織渦流.分析原因，可以得出：由于Case1和Case5的螺旋進(jìn)氣道在結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)H，η和θ的取值上存在一定的差異，從而使Case1和Case5的進(jìn)氣道在進(jìn)氣過程中產(chǎn)生渦流的能力發(fā)生改變.Case1中各結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)的取值優(yōu)于Case5，從而使Case1的缸內(nèi)渦流比高于Case5.因此，合理的設(shè)計螺旋進(jìn)氣道的結(jié)構(gòu)參數(shù)能很好的改善發(fā)動機(jī)的缸內(nèi)流動情況，提高缸內(nèi)渦流比，最終達(dá)到優(yōu)化發(fā)動機(jī)缸內(nèi)燃燒過程的目的.

7 結(jié) 論

1）本文討論的螺旋進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變對進(jìn)氣量的影響較小，而對缸內(nèi)渦流比的影響較大.當(dāng)分別單獨修改螺旋室高度、渦殼切割量以及螺旋進(jìn)氣道轉(zhuǎn)角為13mm，1.27mm以及0°時，缸內(nèi)渦流比得到大幅度的提高，并取得最大值.

2）分析了發(fā)動機(jī)缸內(nèi)渦流比的動態(tài)變化情況，研究了對燃燒有意義的時間段（－20°，0°和20°）的缸內(nèi)渦流比，其結(jié)果比穩(wěn)流試驗臺的結(jié)果更反映發(fā)動機(jī)的實際工作過程，更真實合理.

3）同時改變多個結(jié)構(gòu)參數(shù)對缸內(nèi)渦流比的影響比較復(fù)雜，各參數(shù)之間的作用效果不是簡單的相互疊加的，而是相互制約的.

4）采用三維計算流體力學(xué)軟件Converge，可以較方便地實現(xiàn)螺旋進(jìn)氣道多結(jié)構(gòu)參數(shù)的數(shù)值研究和優(yōu)化，對氣道的設(shè)計有重要的指導(dǎo)意義.

致謝

感謝Convergent Science，Inc.提供Converge軟件以及相應(yīng)的技術(shù)支持.

[1]周龍保.內(nèi)燃機(jī)學(xué)[M］.3版.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2011：261－266.ZHOU Long－bao.Internal combustion engine theory[M］.3nd ed.Beijing：China Machine Press，2011：261－266.（In Chinese）

[2]蔣德明.內(nèi)燃機(jī)燃燒與排放學(xué)[M］.西安：西安交通大學(xué)出版社，2001：512－538.JIANG De－ming.Internal combustion engine combustion and emissions[M］.Xi｀an：Xi｀an Jiao Tong University Press，2001：512－538.（In Chinese）

[3]王天友，劉大名，沈捷，等.四氣門柴油機(jī)進(jìn)氣道開發(fā)[J］.內(nèi)燃機(jī)工程，2008，29（2）：51－55.WANG Tan－you，LIU Da－ming，SHEN Jie，etal.Development of Intake ports of foul－valve diesel engine[J］.Chinese Internal Combustion Engine Engineering，2008，29（2）：51－55.（In Chinese）

[4]RICHARDS K J，SENECAL P K，POMRANING E.CONVERGE（Version 1.3）[M］.Middleton：Convergent Science，Inc，2008.

[5]吳克啟，舒朝暉.高等流體力學(xué)[M］.北京：中國電力出版社，2009：13－26.WU Ke－qi，SHU Chao－h(huán)ui.Advanced fluid mechanics[M］.Beijing：China Electric Power Press，2009：13－26.（In Chinese）

[6]周俊杰，徐國權(quán).FLUENT工程技術(shù)與實例分析[M］.北京：中國水利水電出版社，2010：14－17.ZHOU Jun－jie，XU Guo－quan.FLUENT engineering techniques and examples analysis[J］.Beijing：China WaterPower Press，2010：14－17（In Chinese）.

[7]邱卓丹，沈捷.直噴式柴油機(jī)螺旋進(jìn)氣道性能試驗及評價方法[J］.內(nèi)燃機(jī)工程，2005，26（3）：27－30.QIU Zhuo－dan，SHEN Jie.Helical inlet port test and evaluation method for direct injection diesel engine[J］.Chinese Internal Combustion Engine Engineering，2005，26（3）：27－30.（In Chinese）

[8]PAYRI F，BENAJES J，MARGOT X.CFD modeling of the incylinder flow in direct－injection diesel engines[J］.Computers＆Fluids，2004（33）：955－1021.