徐玉梁，廖方樓，祖炳鋒，李德勝堃

，叢玉2

偏心倒角對雙切向進氣道進氣性能的影響

徐玉梁1,2，廖方樓1，祖炳鋒1,2，李德勝2堃

，叢玉2

(1. 天津大學(xué)機械工程學(xué)院，天津 300072；2.天津內(nèi)燃機研究所，天津 300072)

針對近年來柴油機中廣泛采用的雙切向進氣道布置形式，自行設(shè)計、制作了實驗用氣道芯盒，利用氣道穩(wěn)流實驗臺研究了氣門座圈底孔偏心倒角結(jié)構(gòu)對氣道流量系數(shù)和渦流比的影響．實驗結(jié)果表明：偏心倒角對流量系數(shù)基本無影響；當標準化氣門升程小于0.184,6時，偏心倒角可以大大提高渦流比，且?guī)牡菇堑母鞣桨搁g渦流比也存在顯著差異；而當標準化氣門升程超過0.184,6時，各方案的渦流比變化曲線幾乎重合．選取2,mm、9,mm分別代表小、大氣門升程，結(jié)合CFD技術(shù)對氣道-氣門-缸筒模型進行了三維數(shù)值模擬研究．模擬結(jié)果顯示2,mm升程時，與無偏心倒角方案缸內(nèi)出現(xiàn)兩個反向渦結(jié)構(gòu)相比，偏心倒角可以避免氣流間的撞擊干涉，使氣流在缸內(nèi)形成同一方向的渦流；而9,mm升程時，有、無偏心倒角方案均在缸內(nèi)形成了單一的渦結(jié)構(gòu)，二者無顯著差異，從而從機理上解釋了實驗結(jié)果．

穩(wěn)流實驗；偏心倒角；數(shù)值模擬；撞擊干涉

進氣道的流動特性對柴油機動力輸出、燃油經(jīng)濟性以及排放水平有著顯著的影響[1-2]，國內(nèi)外對其開展了大量的研究工作，主要研究手段有穩(wěn)流實驗和數(shù)值模擬技術(shù)[3-5]．

傳統(tǒng)四氣門柴油機進氣道多采用螺旋氣道與切向氣道組合的形式[6]．近年來，隨著燃油共軌技術(shù)的發(fā)展，噴油壓力大幅度提高，四氣門柴油機采用雙切向進氣道的結(jié)構(gòu)逐漸成為主流，以求同時獲得較高的流量系數(shù)和渦流比．在此基礎(chǔ)上，對氣門座圈底孔采用適當?shù)钠牡菇墙Y(jié)構(gòu)，可在不降低流量系數(shù)的條件下，有效地提高渦流比，增加缸內(nèi)的湍流，進而改善低速扭矩，滿足日益嚴格的排放及油耗法規(guī)．

本文基于國內(nèi)某車用柴油機的開發(fā)，設(shè)計、制作了進氣道芯盒，利用氣道穩(wěn)流實驗臺研究了偏心倒角結(jié)構(gòu)對柴油機雙切向進氣道進氣性能的影響，并結(jié)合CFD技術(shù)對氣道-氣門-缸筒所組成的流體域進行了穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬研究，從而對渦流比增加的規(guī)律與機理進行了分析．

1 氣道及芯盒模型

1.1 氣道模型

根據(jù)缸蓋整體結(jié)構(gòu)布置，雙切向氣道由2個長、短氣道組合而成，利用三維CAD軟件建立氣道-氣門-缸筒三維模型，如圖1所示，圖中顏色較深的結(jié)構(gòu)為氣門座圈．

圖1 氣道-氣門-缸筒三維幾何模型Fig.1 Three dimension geometry model of intake portvalve-cylinder

1.2 實驗芯盒與可調(diào)整座圈

實驗芯盒如圖2所示，采用數(shù)控加工的方法直接獲得氣道內(nèi)腔，氣道內(nèi)表面綜合誤差可控制在±0.1,mm．

圖2 實驗用進氣道芯盒模型Fig.2 Experimental core box model of intake port

將氣門座圈底孔倒角結(jié)構(gòu)與氣門座圈組合在一起，形成可更換與調(diào)整的座圈結(jié)構(gòu)，在氣門座圈圓周方向逆時針每15°標記1個刻度，以便實驗中定量地調(diào)整座圈偏心倒角的安裝角度，如圖3和圖4所示．

圖3 無偏心倒角的氣門座圈Fig.3 Valve seat without eccentric chamfer

圖4 帶偏心倒角的氣門座圈Fig.4 Valve seat with eccentric chamfer

2 氣道穩(wěn)流實驗

2.1 氣道評價方法

氣道穩(wěn)流實驗是目前應(yīng)用最廣泛的研究和評價氣道性能的實驗方法，不僅具有低的實驗成本和高的可重復(fù)性等特點，而且研究表明穩(wěn)態(tài)實驗結(jié)果與瞬態(tài)實驗結(jié)果具有良好的對應(yīng)關(guān)系[7]．氣道穩(wěn)態(tài)評價參數(shù)主要包括流量系數(shù)和渦流比，本文采用AVL評價方法[8]．

流量系數(shù)CF為實際通過氣道的氣體流量與理論流量之比，代表了氣道流通性能的潛力，即

式中：q為實測的氣道內(nèi)空氣流量，m3/s；k為進氣門數(shù)；A為進氣門座截面面積，m2；v0為理論進氣速度，m/s；

渦流比NS為進氣末期缸內(nèi)渦流轉(zhuǎn)速與曲軸轉(zhuǎn)速之比，表征氣道形成渦流運動的能力，即

式中：nw為氣缸中渦流運動的轉(zhuǎn)速，r/min；n為發(fā)動機曲軸轉(zhuǎn)速的模擬值，r/min．

2.2 渦流動量計式實驗臺架

對于多氣門發(fā)動機，由于葉片式實驗臺僅能吸收測量葉片掃過位置的渦流，已不適用于四氣門氣道的研究．如圖5所示，實驗采用渦流動量計式實驗臺，它利用蜂窩器來吸收氣流在缸內(nèi)做旋轉(zhuǎn)運動時的全部角動量[5,9-10]，將其轉(zhuǎn)化為動量計的微扭矩并根據(jù)剛體渦流理論得出氣道渦流比等評價參數(shù)．

圖5 渦流動量計式氣道穩(wěn)流實驗臺架Fig.5 Steady flow experiment rig of swirl momentum

2.3 偏心倒角安裝角度匹配方案的設(shè)計

理論上，應(yīng)對偏心倒角角度在所有刻度上進行組合實驗，從而確定以流量系數(shù)和渦流比為目標的最佳匹配方案．然而，每個偏心倒角各有24種安裝角度，按照排列組合原理，共需進行242次實驗，完成所有的實驗方案成本太高，很難實現(xiàn)．根據(jù)設(shè)計意圖，偏心倒角的安裝應(yīng)當盡量避免氣流間的干涉及氣流與氣缸壁面的垂直撞擊，同時導(dǎo)引氣流沿著氣缸圓周方向運動，這樣有利于在缸內(nèi)形成渦流運動．通過分析圖6可知，對于長氣道偏心倒角，較優(yōu)的安裝角度區(qū)間為(75°～135°)，而短氣道偏心倒角的安裝則應(yīng)導(dǎo)引氣流順著長氣道氣流方向運動，因而較優(yōu)的角度為(0°～45°，345°)，如圖6虛線所示．

圖6 初步設(shè)計的偏心倒角安裝角度區(qū)間Fig.6 Preliminarily designed ranges of eccentric chamfer assembling angles

長、短氣道各有5組偏心倒角安裝方案，按照完全試驗設(shè)計，共有25種不同的匹配方案；另外以無偏心倒角時的雙切向進氣道方案作為基準Base，方便與上述25種不同匹配方案進行對比，從而獲得偏心倒角對于氣道進氣性能的影響規(guī)律．

2.4 實驗結(jié)果分析

采用氣道穩(wěn)流實驗臺對初步設(shè)計的25種不同匹配方案及基準方案Base進行了實驗研究．定義氣門升程與氣門直徑的比值為標準化氣門升程，對于錐角為30°的進氣門，當標準化氣門升程大于0.259時，則閥口截面將超過氣門桿部與氣門套筒間環(huán)狀區(qū)域的面積，此時繼續(xù)增加氣門升程，流量幾乎保持不變．因此，實際穩(wěn)流實驗中，對于錐角為30°的進氣門通常標準化升程最大做到0.28．在研柴油機氣門錐角、直徑分別為30°、32.5,mm，故氣門升程區(qū)間取為0.061,5～0.276,9(2～9,mm)，穩(wěn)流實驗結(jié)果如圖7～圖11所示．

分析圖中流量系數(shù)隨氣門升程的變化規(guī)律，可以看出標準化氣門升程小于0.184,6(6,mm)時，流量系數(shù)隨升程的增加顯著增大；當標準化氣門升程從0.184,6增至0.246,2(8,mm)時，流量系數(shù)幾乎維持在同一個水平；標準化氣門升程繼續(xù)增至0.276,9 (9,mm)時，流量系數(shù)有較為明顯的提高．橫向比較各匹配方案以及無偏心倒角的基準方案Base，可以發(fā)現(xiàn)各變化曲線幾乎重合，說明偏心倒角對氣道的實際進氣量無明顯影響．這是因為氣道內(nèi)氣流運動的壓力損失主要為局部損失，而氣體又處于高湍流狀態(tài)，此時局部損失系數(shù)與雷諾數(shù)無關(guān)．在氣道幾何形狀和尺寸不變的情況下，氣體流經(jīng)氣道的壓力損失(即氣道壓差)與速度的平方成正比，從而實際流過氣道的氣體流量正比于氣道壓差的平方根；盡管偏心倒角會改變局部的結(jié)構(gòu)尺寸，但由于其尺寸較小且處于氣道末端，因而對實際進氣量影響十分有限．

分析圖中渦流比隨標準化氣門升程的變化曲線可以看出，各匹配方案及基準方案Base之間存在明顯差異．標準化氣門升程小于0.184,6時，有偏心倒角的各方案渦流比值均顯著大于無偏心倒角的基準方案Base，且隨著標準化氣門升程的增加差異逐漸減??；當標準化氣門升程大于0.184,6時，包括基準方案在內(nèi)的所有方案渦流比變化曲線幾乎重合，說明此時偏心倒角對渦流比無明顯影響．這說明小氣門升程時偏心倒角的存在使得2束氣流的角動量更好地疊加，從而提高了缸內(nèi)的渦流強度；而隨著氣門升程的增大，偏心倒角作用逐漸減低，后續(xù)將通過CFD手段對其機理進行詳細的分析．

分析圖7～圖11中小氣門升程下渦流比隨短氣道偏心倒角角度的變化規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)，短氣道偏心倒角位于345°、0°、15°這3個相鄰的位置時，其渦流比值明顯大于偏心倒角位于30°、45°時的對應(yīng)值．這與一般經(jīng)驗有較大差別，尤其345°時氣流已明顯吹向壁面，但其小氣門升程下的渦流比基本處于最大值的位置．分析圖7可以發(fā)現(xiàn)，當短氣道位于345°、0°、15°時，雖然氣流會吹向缸壁，但遇到缸壁后會受到缸壁的導(dǎo)引作用，從而形成較強的繞壁渦流；隨著短氣道偏心倒角角度的增大，從該氣道進入缸內(nèi)的氣流切向速度分量逐漸降低，導(dǎo)致缸內(nèi)渦流強度逐漸減弱．橫向比較小氣門升程時5組長氣道偏心倒角角度方案，從75°到135°渦流比呈現(xiàn)出先變大再變小的規(guī)律．總體上偏心倒角處于75°、90°、105°時較大，其中以90°為最大，而120°、135°時較小．在長氣道偏心倒角處于75°與90°位置時，短氣道30°時的渦流比數(shù)值與345°、0°、15°時的數(shù)值較為接近，處于高渦流比區(qū)域，而短氣道45°時的渦流比數(shù)值較低；隨著長氣道偏心倒角角度的增加，短氣道30°時的渦流比數(shù)值與345°、0°、15°時的數(shù)值差距逐漸加大，而短氣道45°時的渦流比數(shù)值進一步下降．這其中的基本機理同上，但是要分析短氣道與長氣道氣流的相互影響就需要采用CFD手段獲得流場的詳細信息．

圖7 長氣道偏心倒角處于75°時各方案流量系數(shù)與渦流比的變化規(guī)律Fig.7 Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 75°

圖8 長氣道偏心倒角處于90°時各方案流量系數(shù)與渦流比的變化規(guī)律Fig.8 Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 90°

圖9 長氣道偏心倒角處于105°時各方案流量系數(shù)與渦流比的變化規(guī)律Fig.9Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 105°

圖10 長氣道偏心倒角處于120°時各方案流量系數(shù)與渦流比的變化規(guī)律Fig.10Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 120°

圖11 長氣道偏心倒角處于135°時各方案流量系數(shù)與渦流比的變化規(guī)律Fig.11Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 135°

3 氣道數(shù)值模擬研究

從上述氣道穩(wěn)流實驗結(jié)果可以看出，偏心倒角在大、小升程時對氣道渦流比的影響存在截然不同的趨勢，為分析這一影響機理，本文選取2,mm、9,mm分別代表小升程和大升程，對應(yīng)標準化氣門升程為0.061,5、0.276,9，采用CFD數(shù)值模擬方法對有、無偏心倒角情況下的雙切向氣道進行研究[5,11]，其中以75°～0°方案代表有偏心倒角的雙切向進氣道．

3.1 流動控制方程及湍流模型

內(nèi)燃機氣道流場計算是對可壓縮黏性流體流動控制方程進行求解，主要包括雷諾時均質(zhì)量、動量以及能量守恒方程[12]，并引入相應(yīng)的湍流模型方程以考慮湍流脈動對流場的影響，在此不一一詳述，僅列出張量形式的雷諾時均質(zhì)量、動量方程，即

式中：ρ為流體密度，kg/m3；t為時間，s；ui、uj代表速度，m/s；i、j取值1、2、3，分別表示x、y、z方向；μ為流體動力黏度，Pa·s；iu′、ju′表示速度脈動量，m/s；Si表征源項．

本研究采用k-ε湍流模型，基于有限體積法對流動控制方程進行離散，利用simple算法對速度-壓力耦合方程進行解耦求解[10]，從而獲得流動區(qū)域內(nèi)的流場信息．

3.2 計算邊界條件

為保證模擬計算的精度，本文計算邊界條件依據(jù)氣道穩(wěn)流實驗中的參數(shù)進行設(shè)置．進口邊界設(shè)為總壓0.1,MPa，溫度為293,K，湍動能根據(jù)初步計算取為1.5,m2/s2，湍流長度尺度為0.000,8,m，出口邊界設(shè)為靜壓．2,mm、3,mm升程時進出口壓差為5,kPa，其余升程為4,kPa．由于穩(wěn)流實驗條件是在室溫下進行，實驗用芯盒及缸筒壁面溫度與大氣溫度接近，且實驗中氣流速度很快，與壁面的接觸時間非常短，因而將壁面設(shè)為絕熱無滑移條件．

3.3 計算結(jié)果分析

表1為4種不同方案下計算的流量系數(shù)和渦流比值與穩(wěn)流實驗結(jié)果的對比．從中可以看出，流量系數(shù)與實驗結(jié)果吻合良好．小升程時渦流比計算值與實驗值差異較大，但計算結(jié)果能夠體現(xiàn)出實驗中渦流比升降的趨勢，大升程時計算值與實驗值有較好的一致性．

表1不同方案下流量系數(shù)和渦流比的計算值與實驗值對比Tab.1Comparison between calculated CFand NSand experimental values in different cases

圖12為無偏心倒角2,mm方案整體流線，可以看出，從長、短氣道進入缸內(nèi)的氣體并未形成一前一后沿氣缸壁面的流動，而是分成兩股反向氣流并在氣缸中心偏上位置處相互撞擊，最終形成一股氣流，同時在出口處形成了明顯的滾流運動．這些氣流間的撞擊干涉及最終的滾流運動都大大降低了缸內(nèi)的渦流運動強度；而從圖13可以很明顯地看出，在偏心倒角的導(dǎo)引作用下，兩股氣流從一開始就形成了一前一后沿氣缸壁面流動的運動形式，沒有出現(xiàn)圖12中的撞擊和滾流運動，兩股氣流切向運動能量的疊加使得缸內(nèi)形成了較強的渦流運動．

圖12 無偏心倒角2,mm方案時整體流線Fig.12Overall streamline plot of 2,mm case without eccentric chamfers

圖13 帶偏心倒角2,mm方案時整體流線Fig.13Overall streamline plot of 2,mm case with eccentric chamfers

圖14為渦流比計量截面處流線．可以看出，無偏心倒角時此截面上主要有兩股反向的渦流運動，而帶有偏心倒角的方案則在此處形成了單一的渦流運動，且渦流中心靠近缸筒軸線，從而直接解釋了小氣門升程時偏心倒角可以顯著提高渦流比的現(xiàn)象．對比分析圖15、圖16可以發(fā)現(xiàn)，在9,mm氣門升程時有、無偏心倒角方案的流線分布規(guī)律基本一致：來自兩氣道的部分氣流在短氣道下方發(fā)生撞擊干涉，另一部分則在同一方向上沿氣缸壁面流動，形成缸內(nèi)的渦流運動．雖然無偏心倒角方案長、短氣道之間氣流的相互沖撞強于有偏心倒角方案，但這種沖撞很快消失．圖17為渦流比計量截面處流線，可以發(fā)現(xiàn)2種方案沒有明顯差異，從而從機理上證實了大氣門升程時偏心倒角對渦流比幾乎無影響的實驗現(xiàn)象．

圖14 渦流比計量截面處流線(2,mm方案)Fig.14 Streamline plot at the section where swirl ratio is calculated (2,mm case)

圖15 無偏心倒角9,mm方案時整體流線Fig.15 Overall streamline plot of 9,mm case without eccentric chamfers

圖16 帶偏心倒角9,mm方案時整體流線Fig.16 Overall streamline plot of 9,mm case with eccentric chamfers

圖17 渦流比計量截面處流線(9,mm方案)Fig.17Streamline plot at the section where swirl ratio is calculated(9,mm case)

4 結(jié) 論

(1) 自行設(shè)計了實驗用氣道芯盒模型，通過初步分析確定了25組較優(yōu)的偏心倒角安裝角度匹配方案，利用渦流動量計式氣道穩(wěn)流實驗臺對包括無偏心倒角在內(nèi)的26種不同方案進行了實驗研究．

(2) 偏心倒角對流量系數(shù)基本無影響；當標準化氣門升程小于0.184,6時，偏心倒角可以大大提高渦流比值，且不同偏心倒角安裝角度匹配方案間渦流比也存在顯著差異；而當標準化氣門升程超過0.184,6時，各方案間的渦流比值無明顯差異．

(3) 以2,mm、9,mm分別代表小、大氣門升程，結(jié)合CFD技術(shù)對氣道-氣門-缸筒三維模型進行了數(shù)值模擬研究．2,mm升程時，無偏心倒角方案長短氣道內(nèi)的氣流于缸內(nèi)發(fā)生撞擊干涉，缸內(nèi)出現(xiàn)了反向渦結(jié)構(gòu)，而偏心倒角則可以導(dǎo)引氣流在缸內(nèi)形成單一渦結(jié)構(gòu)．9,mm氣門升程時，有、無偏心倒角方案流線無明顯差異，從而從機理上解釋驗證了實驗結(jié)果．

［1］ 王建昕，帥石金. 汽車發(fā)動機原理 [M]. 北京：清華大學(xué)出版社，2012. Wang Jianxin，Shuai Shijin. Automotive Engine Fundamentals[M]. Beijing：Tsinghua University Press，2012(in Chinese).

［2］ Andre B，Kai B，Roland D，et al. Effects of charge motion characteristics on engine variables such as emission behavior and efficiency[C]//SAE Paper. Destroit，USA，2007：2007-01-0640.

［3］ 祖炳鋒，王 振，徐玉梁，等. 增壓狀態(tài)下汽油機進氣道性能評價及流通特性分析[J]. 天津大學(xué)學(xué)報，2012，45(10)：865-869. Zu Bingfeng，Wang Zhen，Xu Yuliang，et al. Intake port performance evaluation and flow characteristicanalysis of gasoline engine under boosted condition [J]. Journal of Tianjin University，2012，45(10)：865-869(in Chinese).

［4］ Nassiri-Toosi A，Ghamari M. Numeric simulation of intake port flow by using VECTIS CFD code [C]// SAE Paper. Destroit，USA，2003：2003-32-0072.

［5］ 徐玉梁，付光琦，祖炳鋒，等. 發(fā)動機缸內(nèi)滾流運動的穩(wěn)流實驗與三維數(shù)值模擬[J]. 空氣動力學(xué)學(xué)報，2008，26(2)：173-177. Xu Yuliang，F(xiàn)u Guangqi，Zu Bingfeng，et al. Steady flow test and three dimension numeric simulation of tumble in engine cylinder[J]. Acta Aerodynamica Sinica，2008，26(2)：173-177(in Chinese).

［6］ 付經(jīng)倫，李向榮，杜 巍，等. 切向/螺旋進氣道穩(wěn)流實驗與數(shù)值仿真[J]. 北京理工大學(xué)學(xué)報，2005，25(12)：1039 -1042. Fu Jinglun，Li Xiangrong，Du Wei，et al. Test and numeric simulation of tangent/helical intake duct[J]. Transactions of Beijing Institute of Technology，2005，25(12)：1039-1042(in Chinese).

［7］ 韓運動. 16,V240,ZJB型柴油機進氣道的CFD計算分析[D]. 大連：大連交通大學(xué)交通運輸工程學(xué)院，2010. Han Yundong. The CFD Computaion Analysis of 16V240ZJB Diesel Engine Intake Port[D]. Dalian： School of Traffic & Transportation，Dalian Jiaotong University，2010(in Chinese).

［8］ AVL Fire User Manuals，Version 8. 5[EB/OL]. http:// www. avl. com，2006.

［9］ 趙振武，劉書亮，劉德新．柴油機氣道變壓差穩(wěn)流檢測技術(shù)[J]. 天津大學(xué)學(xué)報，2004，37(11)：1005-1008. Zhao Zhenwu，Liu Shuliang，Liu Dexin. Non-constant pressure steady state flow test technology of diesel engine port[J]. Journal of Tianjin University，2004，37(11)：1005-1008(in Chinese).

［10］ 劉伍權(quán)，許洪軍，劉書亮，等．四氣門發(fā)動機可變進氣機構(gòu)斜軸渦流特性[J]. 天津大學(xué)學(xué)報，2005，38(6)：476-480. Liu Wuquan，Xu Hongjun，Liu Shuliang，et al. Inclined-axis swirl of a 4-valve spark ignited engine with variable intake device[J]. Journal of Tianjin University，2005，38(6)：476-480(in Chinese).

［11］ Akio K，Teruhiko A，Noriyuki T，et al. A robustness focused shape optimization method for intake ports[C]// SAE Paper. Detroit，USA，2009：2009-01-1777.

［12］ Versteeg H K，Malalasekera W. An Introduction to Computational Fluid Dynamics：The Finite Volume Method[M]. 2nd ed. Edinburgh：Pearson Education Limited，2007.

(責(zé)任編輯：孫立華)

Effects of Eccentric Chamfers on Intake Performance of Double Tangent Intake Ports

Xu Yuliang1,2，Liao Fanglou1，Zu Bingfeng1,2，Li Desheng2，Cong Yukun2
(1. School of Mechanical Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. ICE Research Institute of Tianjin，Tianjin 300072，China)

Aimed at the double tangent intake port layout scheme which is widely adopted in diesel engine in recent years，core box of intake port was designed and manufactured，and an experimental study about effects of eccentric chamfers at valve seats on intake performance of double tangent ports was conducted with steady flow experiment rig of intake port. The experimental results show：eccentric chamfers have quite little influence on flow coefficient；when normalized valve lift is smaller than 0.184,6，eccentric chamfers can significantly increase swirl ratio，and obvious differences exist among eccentric chamfers of ,the concerned cases；when normalized lift exceeds 0.184,6，swirl ratio curves of all the cases almost coincide with each other. 2,mm and 9,mm were selected to be on behalf of small and large valve lift respectively，and 3D numeric simulation of port-valve-cylinder model was performed with the help of computational fluid dynamics(CFD). The simulation results suggest that at 2,mm lift，compared to the case without eccentric chamfers，in which two swirl structures from different directions appear in the cylinder．Eccentric chamfers are able to prevent impact and interference phenomenon between different air flows，causing a single swirl to form inside the cylinder；as a result，however，one single swirl can always form inside cylinder at 9,mm lift，regardless of eccentric chamfers. Therefore，the experimental results are explained from the point of mechanism.

steady flow experiment；eccentric chamfer；numerical simulation；impact and interference

TK422

A

0493-2137(2015)11-0974-07

10.11784/tdxbz201406015

2014-06-06；

2014-08-11.

國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃(863計劃)資助項目(2014AA041501).

徐玉梁（1973— ），男，博士，高級工程師，xyl@tju.edu.cn.

祖炳鋒，zbf@tju.edu.cn.

時間：2014-08-22. 網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/doi/10.11784/tdxbz201406015.html.