張宗瀾，陳泓，林思聰，劉明嘉，杜家坤，李鈺懷

廣州汽車集團股份有限公司 汽車工程研究院，廣東 廣州 511434

0 引言

進氣道幾何結(jié)構(gòu)對汽油機進氣性能影響重大，是汽油機設(shè)計的重要內(nèi)容之一，進氣道影響缸內(nèi)氣體流量和滾流比，滾流比對汽油機的動力性和經(jīng)濟性有重要影響[1-4]。大量研究表明，高滾流比進氣道可以加強汽油機缸內(nèi)氣體流動，改善油氣混合質(zhì)量，增加點火時刻湍動能強度[5-7]，加快燃燒速度，進而獲得更好的燃燒相位。流量系數(shù)和滾流比均是評價進氣道性能的重要參數(shù)，一般情況下，流量系數(shù)與滾流比是矛盾的，流量系數(shù)影響發(fā)動機進氣量，不宜太低，進氣道開發(fā)的原則就是在保證合適的流量系數(shù)前提下盡量提高滾流比。目前汽油機廣泛采用高滾流比的進氣道設(shè)計，常用數(shù)值模擬、氣道試驗的方法評估進氣道的穩(wěn)態(tài)流動特性[8-10]。

針對某2.0 L增壓直噴汽油機，設(shè)定合適的進氣道性能目標(biāo)，進行進氣道設(shè)計，試制氣道芯盒，采用三維粒子圖像測速(three-dimensional particle image velocimetry，3D-PIV)穩(wěn)態(tài)流場測試方法，研究進氣道的性能，同時通過缸內(nèi)三維仿真分析進氣道對缸內(nèi)流動影響，以獲得最優(yōu)進氣道設(shè)計方案。

1 進氣道性能參數(shù)

1.1 流量系數(shù)

通過氣門座的實際空氣流量與理論空氣流量之比稱為流量系數(shù)μσ，計算公式為：

平均流量系數(shù)[11]

式中：α為曲軸轉(zhuǎn)角，°；vm為活塞平均速度，m/s；vα為活塞實際速度，m/s。

1.2 滾流比

在一定氣門升程下，垂直缸徑平面的氣體角速度與發(fā)動機平均角速度之比稱為滾流比。滾流比越大，燃燒效果越好，發(fā)動機動力越強。

計算平面的旋轉(zhuǎn)角速度

式中：ωi為第i個單元相對滾流軸線的角速度，rad/s；ri為第i個單元到滾流軸線的距離，m；fi為速度場第i個單元速度，m/s；n為速度場單元數(shù)量。

發(fā)動機平均角速度

滾流比

T=ωFK/ωMOT。

平均滾流比[11]

2 進氣道方案

針對某增壓直噴汽油機性能開發(fā)目標(biāo)，設(shè)計與之匹配的進氣道。發(fā)動機基本技術(shù)參數(shù)與結(jié)構(gòu)如表1所示。

表1 發(fā)動機基本技術(shù)參數(shù)與結(jié)構(gòu)

設(shè)計2種氣道方案，如圖1、2所示。2種氣道方案采用相同的喉口刀具、氣門及氣門座，入口截面形狀也完全一致。為便于分析方案差異，提出氣道的4個切入角參數(shù)，如圖1所示。

圖1 進氣道方案一 圖2 進氣道方案二

2種進氣道方案的切入角不同，如表2所示。方案二在水平投影方向上平直切入燃燒室，即內(nèi)、外切入角度A、B均為0°。在豎直方向上，兩種進氣道方案具有相同的上切入角C，方案二的下切入角D更小，即進氣道底部曲面的魚肚子形狀更加明顯。

表2 進氣道切入角 單位：°

2種進氣道方案匹配相同的燃燒室，燃燒室進氣門的一側(cè)具有氣門遮蔽面，如圖3所示。遮蔽面與進氣門之間的間隙較小，可減弱遮蔽面升程內(nèi)的氣體流動。因發(fā)動機采用米勒循環(huán)，氣門升程較小，燃燒室采用氣門遮蔽面以提升進氣道在米勒循環(huán)下的平均滾流比。

圖3 燃燒室氣門遮蔽面

3 進氣道3D-PIV測試

為提高測試準(zhǔn)確性及獲取氣道三維速度場特征，采用3D-PIV進行進氣道試驗[12]，測試進氣道的流量系數(shù)和滾流比。

氣道試驗臺如圖4所示，滾流測量平面位于缸蓋(芯盒)底面0.5倍缸徑處，缸套為透明玻璃材質(zhì)以獲取清晰的粒子成像平面。采用定壓差的測試方法，根據(jù)不同氣門升程調(diào)節(jié)離心式風(fēng)機頻率，控制壓差為-2.5 kPa。

圖4 3D-PIV氣道試驗臺架

氣道試驗臺主要設(shè)備有：雙腔高能激光器，單脈沖能量為200 mJ；2臺CCD相機，分辨率為2360 pixels×1776 pixels；壓差傳感器，測量范圍為-10～10 kPa；質(zhì)量流量計，量程為720 kg/h；用于產(chǎn)生壓差的離心式變頻風(fēng)機，量程為960 m3/h；玻璃缸套；控制和計算流場的電腦。

根據(jù)設(shè)計方案，試制進氣道芯盒，如圖5所示。2種芯盒的燃燒室、氣門及氣門座相同，芯盒與玻璃缸套采用膠圈壓緊密封。

圖5 進氣道芯盒

圖6為氣道試驗測量的不同氣門升程下各進氣道的流量系數(shù)。由圖6可知：隨氣門升程的變化，2種氣道的流量系數(shù)呈現(xiàn)出相似的變化趨勢，即先快速增加后趨于平緩。在氣門升程小于6 mm時，2種氣道的流量系數(shù)基本相同，原因為小升程時的流量系數(shù)主要由氣門開度決定；氣門升程大于6 mm時，方案一進氣道各升程的流量系數(shù)比方案二偏大約3.7%，主要原因為2種進氣道方案切入角不同，方案一進氣道喉口截面面積略大，而大升程下的流量系數(shù)與氣道喉口截面面積正相關(guān)。

圖6 兩方案不同氣門升程下的流量系數(shù)

為提高測試精度，各氣門升程下的測試平面連續(xù)拍攝20次，分別進行速度場計算，平均后再選取有效流場(缸徑范圍內(nèi))。試驗流場中約1 mm2對應(yīng)一個速度矢量，包含3個方向的速度，以txt文本格式導(dǎo)出速度場數(shù)據(jù)。編制專用的速度場數(shù)據(jù)處理程序計算滾流比，包含相機布置角度修正、流場圓心修正、滾流軸線尋找、批量處理等功能。

利用3D-PIV速度場數(shù)據(jù)處理程序計算得到不同氣門升程下的滾流比，如圖7所示。由圖7可知，隨氣門升程的變化，2種氣道的滾流比呈現(xiàn)出相似的變化趨勢。1)最大滾流比均在氣門升程為1 mm處，隨后減小，在氣門升程4 mm附近滾流比最小，隨后滾流比逐步增大，氣門升程為5.0～7.5 mm時，方案二進氣道滾流比增加更快。2)2個方案的滾流比在氣門小升程區(qū)間基本相當(dāng)，且滾流比較大，原因為小升程區(qū)間的滾流比主要由燃燒室的進氣門遮蔽面決定，遮蔽面阻礙了進氣門一側(cè)的氣流進入缸內(nèi)，大幅提升進氣道小升程的滾流比；氣門升程大于6 mm時，與方案一相比，方案二進氣道滾流比提升了約20%～25%，在氣門升程為9.79 mm時，方案二進氣道滾流比達到3.13。

圖7 兩方案不同氣門升程下的滾流比

2種進氣道方案部分升程下的0.5倍缸徑處PIV速度場對比如圖8、9所示(圖中數(shù)據(jù)為軸向速度與平均速度之比)。

a)升程為2.00 mm b)升程為6.12 mm c)升程為7.34 mm d)升程為8.57 mm e)升程為7.79 mm

a)升程為2.00 mm b)升程6.12 mm c)升程7.34 mm d)升程8.57 mm e)升程7.79 mm

由圖8、9可知: 1)進氣道引導(dǎo)氣流高速運動，在缸內(nèi)形成了有規(guī)律的流動,氣流貼著排氣側(cè)缸壁(左側(cè))正向進入缸內(nèi)，然后在進氣側(cè)(右側(cè))反向流出，且反向流場區(qū)域(藍色區(qū)域)較大，為保持缸內(nèi)滾流強度提供了良好的條件；2)對比大升程下的速度場，方案二速度場中的反向流場更清晰，面積更大，說明方案二進氣道能夠在缸內(nèi)形成更強的滾流；3)進氣道切入角對速度場中正向流場(紅色區(qū)域)分布有影響，方案一進氣道正向流場有逆時針旋轉(zhuǎn)的趨勢，而方案二進氣道有順時針旋轉(zhuǎn)的趨勢，如圖8、9中箭頭所示；4)氣門升程為2 mm時，受進氣門遮蔽面的影響，流場分布較規(guī)則，正、反向速度場占比基本一致，有利于形成滾流，與圖7中小升程下的高滾流比相對應(yīng)。

根據(jù)各進氣門升程下的流量系數(shù)及滾流比，計算平均流量系數(shù)及平均滾流比，結(jié)果見表3。由表3可知：方案一進氣道平均滾流比不達標(biāo)，平均流量系數(shù)偏大；方案二性能參數(shù)均達標(biāo)，與方案一相比，進氣道的平均流量系數(shù)低2.6%，但平均滾流比提升了20.3%。

表3 進氣道性能參數(shù)

在保證流量系數(shù)的基礎(chǔ)上，方案二大幅提升進氣道的滾流，可保證點火時刻缸內(nèi)產(chǎn)生更強的湍流強度，加快火焰?zhèn)鞑ニ俣?，為較優(yōu)方案。

4 缸內(nèi)流動分析

為評估進氣道與燃燒室、活塞的匹配情況，并進一步分析進氣道對缸內(nèi)流動的影響。利用Converge軟件建立缸內(nèi)流動分析模型，如圖10所示。計算工況為發(fā)動機轉(zhuǎn)速2250 r/min，平均有效壓力為1.2 MPa。

圖10 缸內(nèi)流動分析模型

燃油噴射相位為曲軸轉(zhuǎn)角430°時的兩個進氣道方案缸內(nèi)瞬態(tài)滾流比如圖11所示。由于噴霧的影響，缸內(nèi)滾流比在進氣行程出現(xiàn)增速變緩的趨勢，如圖11中虛線圓框所示，當(dāng)氣門升程最大時，瞬態(tài)滾流比達到峰值，然后減小，壓縮行程再次出現(xiàn)峰值。在進氣及壓縮行程中，方案二的缸內(nèi)瞬態(tài)滾流比均大于方案一，與進氣道PIV穩(wěn)態(tài)滾流比試驗結(jié)果一致，其中缸內(nèi)瞬態(tài)滾流比的第二峰值增大約33%。方案二進氣道增強了缸內(nèi)瞬態(tài)滾流比，與燃燒室和活塞的匹配更好。

圖11 2種進氣道方案的缸內(nèi)瞬態(tài)滾流比 圖12 2種進氣道方案的缸內(nèi)瞬態(tài)渦流比

2種進氣道方案的缸內(nèi)瞬態(tài)渦流比如圖12所示。由圖12可知，在曲軸轉(zhuǎn)角450°后的過程中，方案二缸內(nèi)瞬態(tài)渦流比的絕對值均小于方案一，尤其在壓縮末期，壓縮上止點的渦流比降低了57%，表明方案二進氣道與燃燒室和活塞的匹配更好。

缸內(nèi)瞬態(tài)滾流比直接影響湍動能的大小及分布。曲軸轉(zhuǎn)角為710°時刻2種進氣道方案缸內(nèi)的湍動能分布(圖中單位為m2/s2)如圖13所示。由圖13可知，方案二的湍動能明顯高于方案一，且均勻地分布在火花塞附近，有利于提高點火后火焰?zhèn)鞑ニ俣取?/p>

圖13 曲軸轉(zhuǎn)角710°時刻兩方案缸內(nèi)湍動能分布

5 結(jié)論

1)進氣道切入角是氣道開發(fā)的關(guān)鍵參數(shù)，合適的切入角可以提高進氣道滾流比，并保持流量系數(shù)基本一致。

2)燃燒室的氣門遮蔽面可以大幅提升小氣門升程下的滾流比，速度場分布更加規(guī)則。

3)方案二平均流量系數(shù)及滾流比分別為0.264、3.2，性能更優(yōu)，滿足氣道性能開發(fā)目標(biāo)；與燃燒室、活塞頂匹配更好，可以獲得較高的缸內(nèi)瞬態(tài)滾流及湍動能，壓縮終點的湍動能分布更加合理。