陳　剛，沈　捷，謝正良

（廣西玉柴機器股份有限公司，廣西玉林537005）

YC6J兩氣門氣道優(yōu)化的研究

陳剛，沈捷，謝正良

（廣西玉柴機器股份有限公司，廣西玉林537005）

以內(nèi)燃機進排氣系統(tǒng)中的螺旋進氣道為主要研究對象，重點研究了螺旋進氣道主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣道性能的影響，并應(yīng)用優(yōu)化設(shè)計方法對螺旋進氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化設(shè)計，綜述國內(nèi)外內(nèi)燃機進氣道及缸內(nèi)空氣流動計算和實驗研究的情況，確定了開展螺旋進氣道主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣道性能影響的研究，并對螺旋進氣道主要結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化設(shè)計。

內(nèi)燃機；螺旋進氣道；結(jié)構(gòu)參數(shù)；CFD

對內(nèi)燃機而言，無論采取何種新技術(shù)，歸根結(jié)底都是為了改善燃燒，正如文獻［1］所言，“燃燒是內(nèi)燃機發(fā)展中的永恒課題”。反映到具體的柴油機，就是燃油噴射系統(tǒng)、進氣系統(tǒng)和燃燒室的合理設(shè)計以及三者之間的合理匹配，也就是通常所講的“油-氣-室”的設(shè)計與匹配［1-2］。而進氣道的結(jié)構(gòu)直接影響內(nèi)燃機缸內(nèi)新鮮空氣充量的大小和渦流的強烈程度，關(guān)系到充量系數(shù)和混合氣的形成，從而直接關(guān)系到內(nèi)燃機的燃燒完善度、排氣的成分以及廢氣可用能量等等。在中小型高速直噴式柴油機上，常利用螺旋進氣道來產(chǎn)生適當(dāng)?shù)倪M氣渦流以促進燃料與空氣的混合，改善其燃燒過程。近年來，在缸內(nèi)直噴汽油機上也有應(yīng)用而螺旋進氣道又是所有內(nèi)燃機氣道中外形最為復(fù)雜、設(shè)計要求最高的一類，這給設(shè)計和改進工作帶來了很大的困難［3-4］。傳統(tǒng)的螺旋進氣道設(shè)計采用經(jīng)驗設(shè)計和穩(wěn)流試驗相結(jié)合的方法，經(jīng)多次修正進氣道的幾何形狀，獲得較高的流量系數(shù)和適當(dāng)?shù)倪M氣渦流強度［5］.穩(wěn)流試驗?zāi)軌驅(qū)Σ煌Y(jié)構(gòu)的氣道綜合流動性能進行縱向和橫向比較。

1　任務(wù)背景和目標(biāo)

一直以來YC6J兩氣門柴油機大批量配套于國內(nèi)工程卡車和載貨車市場，但隨著國內(nèi)排放法規(guī)的嚴格實施，雖然YC6J兩氣門由于比四氣門成本低，但是排放指標(biāo)和經(jīng)濟性相對差一些，因此為提升YC6J兩氣門國4柴油機性能和排放指標(biāo)，需對YC6J兩氣門氣道進行性能的評估和開發(fā)，并對氣道流量系數(shù)進行優(yōu)化。根據(jù)計算分析，為使開發(fā)的氣道符合整機開發(fā)目標(biāo)指標(biāo)要求，渦流比滿足國4開發(fā)要求前提下，進氣道流量系數(shù)提升至少10%（同時得出氣道控制的關(guān)鍵參數(shù)以及控制范圍）。

優(yōu)化對象：通過對玉柴氣缸蓋進行進氣道穩(wěn)流實驗，選取了6J缸蓋的第3缸作為優(yōu)化對象，圖1為原始氣道的三維模型。

圖1　原始氣道三維模型

2　可行性分析

2.1平均流量系數(shù)提高10%的可行性分析

氣道穩(wěn)態(tài)流動試驗時會在進氣道兩端給定氣道壓差（△p），根據(jù)能量守恒，這個壓差將會轉(zhuǎn)化為三個部分：

（3）克服流動阻力消耗的δp，包括沿程阻力和局部阻力。

其中：ρ為空氣密度；Va為沿氣缸軸線方向氣流運動速度；Vτ為繞氣缸軸線方向旋轉(zhuǎn)的切向速度。

假設(shè)這個過程是絕熱的，空氣是不可壓縮的，則可以獲得式（1）：

由（1）式和（2）式可以獲得：

將流動阻力去掉，則能得到性能系數(shù)的計算公式（4）

穩(wěn)流數(shù)值模擬結(jié)果顯示：該105氣道氣門升程為11 mm時，流量系數(shù)為0.5372，渦流強度為0.394，氣門座圈內(nèi)徑為43.66 mm，其性能系數(shù)為0.583 3.若假設(shè)優(yōu)化后氣道的性能系數(shù)保持不變，在理想的狀態(tài)下將繞氣缸軸線方向旋轉(zhuǎn)的動能全部轉(zhuǎn)化為沿氣缸軸線方向流動的動能，則式（4）可轉(zhuǎn)化為：

實際上，為了保證燃油與空氣的混合，渦流強度不可能為零，因此對渦流強度做了以下幾種假設(shè)：

假設(shè)每個氣門升程的渦流強度均降低25%，則最高氣門升程的流量系數(shù)最大提高7.52%，最大理論平均流量系數(shù)提升幅度為3.32%，渦流比的降低幅度為26.28%.

假設(shè)每個氣門升程的渦流強度均降低50%，則最高氣門升程的流量系數(shù)最大提高12.58%，最大理論平均流量系數(shù)提升幅度為5.62%，渦流比的降低幅度為51.88%.

假設(shè)每個氣門升程的渦流強度均降低75%，則最高氣門升程的流量系數(shù)最大提高15.52%，最大理論平均流量系數(shù)提升幅度為6.97%，渦流比的降低幅度為76.03%.

假設(shè)每個氣門升程的渦流強度均降低100%，則最高氣門升程的流量系數(shù)最大提高16.48%，最大理論平均流量系數(shù)提升幅度為8.22%，渦流比的降低幅度為100%.

因此，在性能系數(shù)不變的基礎(chǔ)上，該氣道的平均流量系數(shù)提高10%是不可能實現(xiàn)的。

2.2流量系數(shù)提高10%的可行性分析

為了進一步探明最大氣門升程流量系數(shù)提升的可行性，對原始氣道展開了初步的數(shù)值模擬分析，具體情況如下：

（1）湍流模型

采用k-ε高雷諾數(shù)湍流模型，壁面模型采用two-layer雙層壁面模型。求解連續(xù)性方程采用中心差分格式，求解動量方程、能量方程時采用BATCH差分格式。

（2）網(wǎng)格劃分

進行網(wǎng)格劃分時，為保證流入氣道氣體的穩(wěn)定性，在進氣道入口增加了一個穩(wěn)壓箱，其長寬高均為1.5倍缸徑，如圖2所示，模擬缸套長為2.5倍缸徑，測點布置在1.75倍缸徑位置。為了使網(wǎng)格不失真，最大網(wǎng)格長度為4 mm，布置在穩(wěn)壓腔位置，氣道主體的網(wǎng)格長度為2 mm，在氣門喉口處網(wǎng)格長度進一步細化為1 mm，最后生成的網(wǎng)格數(shù)量為35萬。

圖2　幾何及計算網(wǎng)格模型

（3）邊界條件

進出口邊界條件采用壓力邊界條件，進口壓力設(shè)為0（相對于參考壓力，絕對壓力為（1×105）Pa）；出口壓力在大氣門升程時為-3 500 Pa，低氣門升程為-5 000 Pa.湍流模型的初始湍流強度I=0.044，湍流混合尺度L=0.01575 m.I由以下二式得到：

其中，ReDH為入口的雷諾數(shù)，D為進氣道入口當(dāng)量直徑。

初步數(shù)值模擬情況如下：

圖3為原始氣道數(shù)值模擬速度矢量圖，從左圖可以發(fā)現(xiàn)圓圈標(biāo)識位置由于流通截面過小，對該位置進行改善后，會在右圖圓圈標(biāo)識位置出現(xiàn)回流現(xiàn)象。因此，通過擴大最小流通截面能在一定程度上提高流量系數(shù)，但是渦流強度必然會減小。

圖3　原始氣道數(shù)值模擬速度矢量圖

結(jié)論：在性能系數(shù)保持不變的基礎(chǔ)上，平均流量系數(shù)最大提升幅度理論上不可能達到10%，但最大氣門升程的流量系數(shù)通過擴大最小流通截面有可能提高10%.

3　第一輪氣道優(yōu)化

根據(jù)數(shù)值模擬的初步計算，針對原始氣道最小流通截面過小的問題，第一輪優(yōu)化方案采取的技術(shù)路線為：在盡可能不改變水套的基礎(chǔ)上，通過擴大氣道的最小流通截面以增加氣道的流量系數(shù)。如圖4.

圖4　進排氣道凸臺高度示意

根據(jù)玉柴提供的缸蓋圖紙發(fā)現(xiàn)，進氣道凸臺高度為37 mm（距離缸蓋底面），排氣道凸臺高度為45 mm，因此有可能通過提高凸臺的高度以擴大氣道的最小流通截面，在此基礎(chǔ)上分別制定了切向氣道方案和螺旋氣道方案。

3.1切向氣道方案

方案說明:將原始氣道的結(jié)構(gòu)形式由螺旋氣道更改為切向氣道，凸臺的高度由原始的37 mm分別提高至41 mm，45 mm，49 mm.數(shù)值模擬情況如表1所示（網(wǎng)格數(shù)量為35萬）。

表1　切向氣道方案穩(wěn)流數(shù)值模擬結(jié)果（11mm氣門升程）

隨著凸臺高度的上升，流量系數(shù)有一定幅度的提升，當(dāng)凸臺上升12 mm時，流量系數(shù)達到最大，較原始螺旋氣道提升約7.37%.但是渦流強度較原方案下降約46%.由于該發(fā)動機采用單進氣道布置，若采用切向氣道，難以形成強烈的繞氣缸軸線旋轉(zhuǎn)的空氣旋流，因此切向氣道的渦流強度較原始氣道降低幅度約為50%.由表1可以發(fā)現(xiàn)，凸臺提升高度由8 mm變?yōu)?2 mm時，流量系數(shù)提升幅度基本相當(dāng)，考慮到進氣道凸臺高度比排氣道凸臺高度低8 mm，因此，切向氣道方案的凸臺高度為4 5mm，提升了8 mm（注:氣門導(dǎo)管對應(yīng)地縮短8mm）。

3.2螺旋氣道方案

表2的模擬結(jié)果表明：隨著凸臺高度的上升，流量系數(shù)有一定幅度的提升，當(dāng)凸臺上升8 mm時，流量系數(shù)能達到最大，較原始螺旋氣道提升約5.86%.但是渦流強度較原方案下降約29%.（注:氣門導(dǎo)管對應(yīng)地縮短8 mm）。

表2　螺旋氣道方案穩(wěn)流數(shù)值模擬結(jié)果（11mm氣門升程）

3.3氣道優(yōu)化方案說明

針對數(shù)值模擬結(jié)果，第一輪優(yōu)化方案中共制作了三套方案，如圖5所示。

圖5　優(yōu)化后氣道示意

其中：方案1和方案2為切向氣道方案，方案3為螺旋氣道方案，凸臺的高度均為45 mm.

根據(jù)穩(wěn)流數(shù)值模擬結(jié)果，方案2的平均流量系數(shù)最大，渦流比最?。环桨?的渦流比最大，平均流量系數(shù)最?。环桨?的平均流量系數(shù)和渦流比位于三種方案的平均水平。優(yōu)化后氣道與水套的間隙情況如圖6所示。

圖6　優(yōu)化后氣道與水套的間隙情況示意

其中方案1氣道與水套的間隙與原始狀態(tài)基本相當(dāng)，所以不需要進行任何修改。方案2和方案3由于凸臺高度的提升，氣道與水套的最小間隙分別為0.52和0.3 mm，因此需要對凸臺位置的水套進行更改。

3.4穩(wěn)流試驗驗證

方案1氣道及方案2氣道分別加工了芯盒，穩(wěn)流試驗結(jié)果如表3所示。

表3　方案1氣道與原始氣道穩(wěn)流試驗結(jié)果對比

方案1氣道在犧牲40.71%渦流比的基礎(chǔ)上，平均流量系數(shù)提升4.5%，如表4所示。

表4　方案2氣道與原始氣道穩(wěn)流試驗結(jié)果對比

方案2氣道在犧牲51.89%渦流比的基礎(chǔ)上，最大氣門升程的平均流量系數(shù)提升了10%以上，平均流量系數(shù)提升7.03%，與理論極限值8.22%接近。

總結(jié)：方案1氣道在犧牲40.71%渦流比的基礎(chǔ)上，平均流量系數(shù)提升4.5%；方案2氣道在犧牲51.89%渦流比的基礎(chǔ)上，平均流量系數(shù)提升7.03%，提升幅度接近理論提升最大值。

4　第二輪優(yōu)化

4.1新方案說明

根據(jù)會審的結(jié)果，以螺旋氣道為主，對氣道進行了新一輪的優(yōu)化。優(yōu)化后的氣道模型如圖7所示。

圖7　方案4氣道與原氣道三維模型對比

主要的結(jié)構(gòu)更改：

（1）在保證水套與氣道壁厚的基礎(chǔ)上，對進氣道流通截面的進行了整體優(yōu)化；

（2）對進氣道的最小流通截面進行了優(yōu)化；

（3）提高了缸蓋內(nèi)殘余空間的利用率，同時新方案氣道凸臺整體上升5mm，氣門導(dǎo)管不變。

4.2穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬結(jié)果

穩(wěn)流數(shù)值模擬結(jié)果如表5所示。

表5　方案4氣道穩(wěn)流數(shù)值模擬結(jié)果（網(wǎng)格數(shù)量90萬）

小結(jié)：

（1）在原有氣道空間和形狀基礎(chǔ)上，對氣道進行了新一輪優(yōu)化，平均性能系數(shù)提高1.6%；

（2）新設(shè)計氣道不需要對原有的水套及配氣機構(gòu)進行任何更改；

（3）根據(jù)CFD數(shù)值模擬結(jié)果，新方案氣道在犧牲約-20.9%渦流比的基礎(chǔ)上，平均流量系數(shù)提升約3.73%，高升程下流量系數(shù)提高4.5%～5.2%.

4.3穩(wěn)態(tài)流動試驗

穩(wěn)流試驗結(jié)果如表6所示。

表6　方案4氣道與原始氣道穩(wěn)流試驗結(jié)果對比

小結(jié)：

（1）在原有氣道空間和形狀基礎(chǔ)，對氣道進行了新一輪優(yōu)化，平均性能系數(shù)基本相當(dāng)；

（2）新設(shè)計氣道不需要對原有的水套及配氣機構(gòu)進行任何更改；

（3）根據(jù)穩(wěn)流試驗結(jié)果，新方案氣道在犧牲約-20.8%渦流比的基礎(chǔ)上，平均流量系數(shù)提升約5%，高升程下流量系數(shù)提高7.38%～8.34%.

5　結(jié)束語

這次優(yōu)化的主要工作如表7所列，并通過實驗驗證得出以下結(jié)論：

表7　優(yōu)化的主要工作內(nèi)容

（1）經(jīng)過兩輪優(yōu)化，完成了玉柴6J兩氣門進氣道的優(yōu)化工作，新設(shè)計的進氣道具有相對較好的鑄造及加工工藝性。

（2）新設(shè)計氣道在犧牲約-20.8%渦流比的基礎(chǔ)上，平均流量系數(shù)提升約5%，高升程下流量系數(shù)提高7.38%～8.34%，滿足合同的要求。

［1］劉崢，王建聽.汽車發(fā)動機原理教程［M］.北京：清華大學(xué)出版社，2001.

［2］楊玫，吳承雄.進氣道穩(wěn)流試驗裝置內(nèi)三維流動特性的數(shù)值分析［J］.內(nèi)燃機工程，1998，（3）：25-30.

［3］常思勤.發(fā)動機氣道現(xiàn)代設(shè)計方法及其應(yīng)用的研究［D］.武漢：華中理工大學(xué)，1998.

［4］王瑜芳.柴油機螺旋進氣道三維流動的數(shù)值模擬研究［D］.吉林：長春吉林大學(xué)，2004.

［5］王志，黃榮華.基于CAD/CAM/CFD的發(fā)動機氣道研究［J］.內(nèi)燃機工程，2002，（3）：33-38.

Research on Helical Intake Pore Optimization of Y C6J 2 Valve

CHEN Gang，SHEN Jie，XIE Zheng-liang
（Guangx iYuchai Machinery Co.，Ltd，Yulin Guangxi 537005，China）

In internal combustion engine，the cooperation of the intake & exhaust system，the fuel supply system and the shape of the combustion chamber are the keys for the quality of the combustion process. The main research work of this paper is to optimize the main structure parameters of the helical intake port，which is based on the optimization design techniques. On the base of reading a great deal of literature，the study status of the CFD，and the experimentation of the atmosphere in intake port and cylinder， in order to optimize the helical intake port， the research focus on the main structure parameters which have some effect on the performance of the helical intake port.

internal combustion engine；helical intake port；structure parameters；CFD

TK4

A

1672-545X（2016）06-0032-06

2016-03-11

陳剛（1980-），男，湖北荊州人，碩士，工程師，研究方向：內(nèi)燃機整機設(shè)計開發(fā)。