劉福水 康 寧 徐 洋 黎一鍇

(1.北京理工大學機械與車輛學院， 北京 100081； 2.北京理工大學北京電動車輛協(xié)同創(chuàng)新中心， 北京 100081)

增壓柴油機氣道流量系數(shù)評價與穩(wěn)流特性研究

劉福水1,2康 寧1徐 洋1黎一鍇1

(1.北京理工大學機械與車輛學院， 北京 100081； 2.北京理工大學北京電動車輛協(xié)同創(chuàng)新中心， 北京 100081)

理論推導了增壓柴油機考慮氣體可壓縮性的流量系數(shù)計算公式，建立了直氣道穩(wěn)態(tài)流動仿真模型，研究了進氣壓力與氣道壓差對直氣道穩(wěn)流特性的影響。結(jié)果表明：當氣體可壓縮性較強時，Ricardo評價公式的計算結(jié)果偏離真值的程度越大，不適用于增壓氣道性能的評價，理論推導的流量系數(shù)計算公式能夠適用于增壓氣道流通能力的評價計算；可壓縮性對氣體流動的影響與進氣壓力無關；與相對壓差r有關，隨著r的增加，可壓縮性對氣體流動的影響逐漸增強；當r一定時，隨著進氣壓力的增大，平均流量系數(shù)Caver逐漸增大，增大幅度逐漸減??；當進氣壓力一定時，隨r的增大，Caver先增加后減小；rmax隨著進氣壓力的增加近似呈線性遞減。

增壓柴油機； 可壓縮性； 評價公式； 穩(wěn)流特性

引言

在節(jié)能減排的國際大背景下，柴油機正朝著高增壓、高噴油壓力的方向發(fā)展[1-4]。越來越高的噴油壓力使油束霧化的質(zhì)量越來越好，配合采用增壓技術(shù)，在相同排量的情況下，可以增大噴油量，提高功率密度。而對于高功率密度柴油機來說，循環(huán)進氣量是制約功率提高的主要因素之一，所以其進排氣系統(tǒng)的設計就顯得尤其重要。

氣道性能直接影響進排氣系統(tǒng)的性能。利用穩(wěn)流試驗方法評定和預測氣道的流通特性及氣流運動強度，已成為內(nèi)燃機研究的重要手段之一[5-7]。目前，國際上廣泛使用的氣道評價方法[8]主要有英國Ricardo方法、德國FEV方法、奧地利AVL方法以及美國SwRI方法；LIU等[9]也提出了SKLE評價方法。以上評價方法大多是在不可壓縮流體的假設條件下提出的，而在大壓差條件下，氣體的可壓縮性不能夠忽略，因此傳統(tǒng)的評價方法對增壓狀態(tài)下的氣道性能評價存在一定的局限性[10]。國內(nèi)學者對此問題進行了一些研究[11-14]。在增壓狀態(tài)下，氣道內(nèi)氣流運動的相關研究仍然較少。但是，隨著增壓技術(shù)的應用越來越廣泛，探明增壓條件下氣道內(nèi)氣流運動特性顯得很重要。

本文考慮氣體的可壓縮性，理論推導流量系數(shù)的計算公式，建立自然吸氣、增壓氣道穩(wěn)態(tài)流動仿真計算模型，研究自然吸氣與增壓條件下進氣壓力與氣道壓差對直氣道穩(wěn)流特性的影響規(guī)律。

1 理論依據(jù)與公式推導

壓差是氣體在流道中流速改變的根本原因，幾何條件是使氣流可逆加速的外部條件，在壓力條件得到滿足的前提下，幾何條件是決定性的[15]。實際情況下，在氣道進出口壓差一定的條件下，氣道的幾何形狀很難也不可能與理想形狀一樣(由于摩擦作用以及加工凹臺和氣門的存在)，從而導致了流量損失。流量系數(shù)為實際流量與理論流量的比值，當考慮氣體可壓縮性時，公式中的流量應為質(zhì)量流量。其中，實際流量由流量計等測量儀器測量計算得到；理論流量由理論推導得出。

1.1 理論質(zhì)量流量公式推導

假設氣道形狀為理想形狀時，氣體流經(jīng)氣道過程中沒有沿程阻力和局部阻力損失，即沒有摩擦、加工凹臺、氣門等影響，該過程為可逆絕熱過程[16]，此時氣道的質(zhì)量流量應該為理想狀態(tài)下的最大質(zhì)量流量，即理論質(zhì)量流量。

基于以上假設，當氣道進口和出口的絕對壓力都保持不變且進出口有一定壓力差時，將氣道內(nèi)的氣流運動看作穩(wěn)定流動，則單位質(zhì)量流經(jīng)開口系統(tǒng)時的穩(wěn)定流動能量方程有

(1)

式中q——單位質(zhì)量工質(zhì)與外界交換的熱量，J/kgh1——進口比焓，J/kgh2——出口比焓，J/kgv1——進口氣流速度，m/sv2——出口氣流速度，m/sz1——進口高度，mz2——出口高度，mg——重力加速度，m/s2wnet——與外界交換的凈功，J/kg

通常，氣道進出口位置改變不大，所以位能項g(z2-z1)可以忽略不計。氣體在氣道的流動過程中不對外做功，wnet=0，假設為可逆絕熱過程，q=0。則式(1)可簡化為

(2)

式中h0——滯止焓

當氣體流動為亞音速流時，流道出口截面的截面積最小、速度最大，通常計算流經(jīng)此截面的質(zhì)量流量來代表氣流的質(zhì)量流量。對于氣道來說，以流經(jīng)氣門座圈最小截面處的質(zhì)量流量進行計算。

使用下標1代表氣門座圈最小截面狀態(tài)，由式(2)可得該截面上的平均速度v1為

(3)

式中cp——定壓比熱容T0——滯止溫度

等熵過程方程和氣體狀態(tài)方程分別為

(4)

(5)

式中k——絕熱指數(shù)R——氣體常數(shù)ρ——氣體密度p——氣體壓力

(6)

式中p0——滯止壓力ρ0——滯止密度

氣門座圈最小截面處氣體密度為

(7)

則流經(jīng)氣道的理論質(zhì)量流量qth可表示為

qth=ρ1A1v1=

(8)

式中dv——氣門座圈最小截面直徑，m

1.2 實際質(zhì)量流量公式推導

當考慮氣體的可壓縮性時，流量計測得的實際流量需要進行可壓縮性修正。本文以孔板流量計為例進行可壓縮性修正。

因為摩擦和節(jié)流損失的作用，所以流體流經(jīng)孔板的過程為不可逆絕熱過程。為方便計算，先假設此過程為可逆絕熱過程，換熱量q=0，對外凈功wnet=0，孔板流量計水平安裝，則有

(9)

(10)

式中下標3和4分別代表孔板上、下游截面。

則式(9)可表示為

(11)

質(zhì)量守恒方程為

ρ3A3v3=ρ4A4v4

(12)

將式(4)、(12)代入式(11)中可以得到

(13)

則可以求出流經(jīng)孔板流量計的理想質(zhì)量流量

(14)

(15)

則實際質(zhì)量流量qac為

qac=Cqm

(16)

式中，C為孔板流量計的流出系數(shù)，考慮了摩擦和節(jié)流損失的作用，可以通過流量計的標定確定。

由式(8)、(15)、(16)可得考慮氣體可壓縮性流量系數(shù)

(17)

(18)

2 試驗系統(tǒng)與方法

試驗系統(tǒng)示意圖見圖1，主要包括穩(wěn)流氣道試驗臺和進氣增壓系統(tǒng)。穩(wěn)流氣道試驗臺由天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室研制，主要包括：試驗臺主體、氣缸、葉片風速儀、安裝管道、孔板流量計、穩(wěn)壓箱、風機、變頻器、數(shù)據(jù)采集儀及計算機系統(tǒng)等。進氣增壓系統(tǒng)包括：空氣壓縮機、球閥、進氣穩(wěn)壓箱、溫度和壓力傳感器等。試驗用缸蓋為某增壓型柴油機缸蓋，其中氣道類型為直氣道，缸徑132 mm，最大氣門升程11 mm，主要測試設備的技術(shù)參數(shù)見表1。

圖1 試驗系統(tǒng)示意圖與實物圖Fig.1 Experiment system diagram and photo1.進氣壓力傳感器 2.葉片風速儀傳感器 3.氣缸壓力傳感器4.進氣溫度傳感器 5.孔板前壓力傳感器 6.孔板后壓力傳感器 7.風機 8.空氣壓縮機 9.閥A 10.閥B 11.進氣穩(wěn)壓箱12.缸蓋 13.氣缸 14.孔板 15.閥C 16.閥D 17.變頻器 18.工作臺

設備 關鍵參數(shù)空氣壓縮機型號HN?16/8，排氣量16m3/min，排出壓力08MPa孔板流量計測量范圍0～1500Pa，精度±075%壓力傳感器型號3804，量程±10kPa、0～400kPa大氣壓力傳感器型號JQYB?A1，量程0～110kPa溫度傳感器型號Pt100，量程0～45℃

進行自然吸氣試驗時，需把圖1中的增壓進氣系統(tǒng)拆卸，關閉閥C、打開閥D，此時氣道進口狀態(tài)為環(huán)境大氣，在計算機軟件中設置一定壓差，變頻器則自動調(diào)節(jié)風機的轉(zhuǎn)速，使大氣壓力與壓力傳感器3的差值達到目標壓差，穩(wěn)定一段時間后即可采集數(shù)據(jù)。

進行進氣增壓試驗時，儀器和設備按圖1所示安裝，關閉閥D、打開閥C，通過調(diào)節(jié)閥A、B、C的開度來控制進氣穩(wěn)壓箱以及氣缸內(nèi)的氣體壓力，各位置壓力達到目標要求且穩(wěn)定一段時間后采集數(shù)據(jù)。

3 穩(wěn)流氣道仿真計算模型

3.1 模型的建立與設置

采用AVL FIRE軟件進行穩(wěn)流氣道仿真計算，該商業(yè)軟件已被廣泛應用于流體的CFD計算[17-19]。取試驗系統(tǒng)一部分建立幾何模型，見圖2，包括穩(wěn)壓箱(370 mm×210 mm×170 mm)、氣道、氣門、氣門座圈、氣缸(長度330 mm)。氣道氣流運動為三維可壓縮黏性流動，邊界條件：進口設總壓，出口設靜壓，具體數(shù)值參照試驗實際狀態(tài)和仿真計算方案，湍流模型選k-ε湍流模型；采用Simple方法進行離散，動量方程采用MINMOD Relaxed格式，連續(xù)性方程和湍流方程采用中心差分格式，能量方程采用迎風格式進行求解。

圖2 幾何模型Fig.2 Geometric model

湍流模型的初始湍流強度和湍流混合尺度[20]為

(19)

式中Re——雷諾數(shù)Din——氣道入口當量直徑μ——動力粘度I——湍流初始強度L——湍流混合尺度

下標in代表氣道入口狀態(tài)。

3.2 模型的校核與驗證

以花費盡可能小的計算成本獲得盡可能精確的計算結(jié)果為目的，對仿真模型分別進行了網(wǎng)格尺寸和收斂標準的校核，以及試驗驗證。

3.2.1 網(wǎng)格尺寸校核

由于不同氣道位置的速度梯度不同，所以采用局部網(wǎng)格尺寸不同的劃分方案進行校核，方案見表2。固定氣門升程10 mm，邊界條件為：進口總壓100.18 kPa，出口靜壓96.7 kPa，即壓差為3.48 kPa；收斂標準取0.001。

表2 網(wǎng)格劃分方案

經(jīng)計算可知，隨著網(wǎng)格數(shù)逐漸增大，即網(wǎng)格尺寸逐漸減小，實際流量收斂于某一值，計算時間呈指數(shù)增長。其中，方案4計算結(jié)果與收斂值偏差很小且計算時間適中，所以選用方案4進行后續(xù)計算。

3.2.2 收斂標準校核

校核方案為：采用3.2.1節(jié)的邊界條件，網(wǎng)格劃分采用方案4，收斂標準分別取0.1、0.01、0.001、0.000 1進行計算。經(jīng)計算，收斂標準0.001與0.000 1的相對誤差僅為0.45%，但是收斂標準0.000 1的計算時間卻是0.001的6倍多，所以收斂標準選取0.001。

3.2.3 試驗驗證

為驗證仿真模型的準確性，采用上述方法對不同氣門升程2～11 mm進行建模計算，并與試驗結(jié)果進行比較，仿真和試驗的邊界條件相一致，其中自然吸氣的邊界條件為：進口總壓100 kPa，壓差為4 kPa；進氣增壓邊界條件為：進口總壓約150 kPa，壓差約50 kPa，對比結(jié)果見圖3。

從圖3可知，各氣門升程下的仿真計算結(jié)果與試驗值基本重合，仿真結(jié)果略大于試驗結(jié)果，可能是因為：仿真模型是對試驗系統(tǒng)的簡化，且沒有考慮壁面粗糙度的影響；試驗的壓力測點與模型邊界條件的位置稍有差別。經(jīng)計算，在自然吸氣與增壓條件下，平均流量系數(shù)的仿真與試驗結(jié)果的相對誤差分別為4.2%、4.8%，說明建立的數(shù)值模型是可靠的、準確的，能夠代替試驗進行研究。

4 結(jié)果與分析

為研究進氣壓力與氣道壓差對直氣道穩(wěn)流特性的影響規(guī)律，仿真計算方案見表3。

圖3 模型驗證結(jié)果Fig.3 Results of model validation

進氣壓力/kPa氣道壓差/kPa1004、6、8、10、125、15、20、30、403004、10、15、20、25、30、40、60、80、1005004、10、20、30、40、60、80、100

注：每個壓差下氣門升程變化范圍：2～11 mm，間隔1 mm。

定義Cf、CRf分別為由推導公式和Ricardo公式計算得到的流量系數(shù)；Caver、CRaver分別為對應Cf、CRf的平均流量系數(shù)，是由各個氣門升程得到的流量系數(shù)曲線下的積分面積與積分區(qū)間的比值得來。

4.1 評價公式對比

圖4為自然吸氣條件即進氣壓力為100 kPa時，CRf和Cf隨氣門升程和壓差的變化曲線。由圖4a可知，隨著壓差的增加，每個升程下的CRf均出現(xiàn)一定程度的降低，且隨著升程的變大，CRf降低的幅度越大。在氣門升程為11 mm時，壓差從4 kPa增加到40 kPa，CRf降低了約22.6%。而由圖4b可知，隨著壓差的增加，在各氣門升程下的Cf基本保持不變。

圖4 自然吸氣條件下CRf與Cf的變化曲線Fig.4 Changing curve of CRf and Cf under naturally aspirated condition

圖5為不同進氣壓力下，Caver、CRaver隨壓差的變化曲線。從圖5可以看出，當進氣壓力一定時，隨著壓差的增加，CRaver逐漸降低，且降低的幅度也十分明顯，當進氣壓力為300 kPa時，壓差從4 kPa增加到100 kPa，CRaver降低了約20.5%；而Caver基本保持不變。當氣道壓差一定時，隨著進氣壓力的增加，Caver、CRaver均逐漸增加；各氣道壓差下Caver與CRaver兩者之間的差值隨著進氣壓力的增加不斷降低。

圖5 不同進氣壓力下Caver、CRaver的變化曲線Fig.5 Changing curve of Caver and CRaver under different intake pressures

圖6 氣門升程11 mm下的速度場Fig.6 Velocity fields of valve lift of 11 mm

此外，2種方法計算得到的流量系數(shù)之間的差值在一定程度上也反映了可壓縮性對氣道內(nèi)氣體流動的影響。由圖5可知，當壓差一定時，隨著進氣壓力的增加，CRaver降低的幅度反而減弱，可壓縮性對氣體流動的影響有可能與進氣壓力有關。為了進一步研究，進行如下數(shù)據(jù)處理：定義r為氣道壓差與進氣壓力的比值，即相對壓差；定義δ=(Caver-CRaver)/Caver，即偏差率。

圖7為不同進氣壓力下，δ隨r的變化規(guī)律。由圖7可知，當r一定時，隨著進氣壓力的增加，δ保持不變，說明可壓縮性對氣體流動的影響與進氣壓力無關；當進氣壓力一定時，隨著r的增加，δ逐漸增大，即可壓縮性對氣體流動的影響逐漸增強。

圖7 不同進氣壓力下δ隨r的變化曲線Fig.7 Changing curve of δ with r under different intake pressures

4.2 直氣道穩(wěn)流特性

如圖8所示，將模型分為2個區(qū)域，定義截面1-1與2-2所包圍的區(qū)域為喉口段，剩余區(qū)域為進出口段，截面3-3為平均馬赫數(shù)Ma測量面。取氣門升程為11 mm時的計算結(jié)果進行分析。

圖8 截面分布示意圖Fig.8 Sections distribution diagram

圖9 Ma隨進氣壓力與r的變化曲線Fig.9 Changing curve of Ma with r under different intake pressures

圖9為不同進氣壓力下氣門座圈最小截面上的Ma隨r的變化規(guī)律。由圖9可知，當進氣壓力一定時，隨著r增加，Ma不斷增大，但增大趨勢逐漸變緩；當r一定時，隨著進氣壓力增加，Ma逐漸增大，但變化范圍很小，相同r下進氣壓力為300 kPa與500 kPa的Ma幾乎相同。

圖10為不同進氣壓力下，喉口段總壓損失所占總體總壓損失的百分比隨r的變化曲線。從圖10可知，當進氣壓力一定時，隨著r的增加，喉口段總壓損失所占比例逐漸增加，且增加幅度逐漸增大；當r一定時，隨著進氣壓力的增加，喉口段總壓損失所占比例逐漸降低，且降低的幅度逐漸減??；以r=0.15為界，當r<0.15時，隨著進氣壓力的變化，喉口段總壓損失所占比例的變化幅度較大，當r>0.15時，變化幅度較小。

圖10 喉口段總壓損失Fig.10 Total pressure loss of throat section

圖11為不同進氣壓力下，Caver隨r的變化曲線。由圖11可知，當進氣壓力一定時，Caver隨r的增加先增大后減小，存在一個峰值。這是因為當r較小時，氣體流速較小，粘性邊界層較厚，導致氣流的有效流通面積減小，當r逐漸增加時，流速增大，有效流通面積變大，所以Caver增加；當流速增大到一定程度時，流動阻力損失所占比重越來越大，從而導致Caver減小。當r一定時，隨著進氣壓力的增加，喉口段總壓損失所占比例逐漸減小，所以Caver隨進氣壓力的

增大逐漸增大，但增大的幅度隨進氣壓力的增大逐漸減小，與喉口段總壓損失所占比例隨進氣壓力的變化規(guī)律一致。

圖11 Caver隨r的變化曲線Fig.11 Changing curve of Caver with r under different intake pressures

定義rmax為各進氣壓力下Caver峰值所對應的r值。圖12為rmax隨進氣壓力的變化曲線。由圖12可知，隨著進氣壓力的增大，rmax逐漸減小，且rmax與進氣壓力近似呈線性關系。說明隨著進氣壓力的不斷增加，獲得Caver最大值所需的壓差越來越小。

圖12 rmax隨進氣壓力的變化曲線Fig.12 Changing curve of rmax with intake pressure

5 結(jié)論

(1)隨著氣道壓差的不斷增大，氣體可壓縮性逐漸增強，Ricardo評價公式的計算結(jié)果偏離真值的程度越大，不適用于增壓氣道性能的評價，本文考慮可壓縮性推導了流量系數(shù)計算公式。

(2)可壓縮性對氣體流動的影響與進氣壓力無關；與相對壓差r有關，隨著r的增加，可壓縮性對氣體流動的影響逐漸增強。

(3)當r一定時，隨著進氣壓力的增大，Caver逐漸增大，增大幅度逐漸減??；當進氣壓力一定時，隨著r的增大，Caver先增加后減?。籸max隨著進氣壓力的增加逐漸減小，且近似呈線性關系。

1 鄭尊清，張文強，堯命發(fā)，等. 高/低壓EGR對兩級增壓柴油機性能和排放影響的試驗研究[J]. 內(nèi)燃機工程, 2014, 35(1): 1-7. ZHENG Zunqing, ZHANG Wenqiang, YAO Mingfa, et al. Effect of high/low pressure EGR on combustion and emissions of two-stage turbocharged diesel engine[J]. Chinese Internal Combustion Engine Engineering, 2014, 35(1): 1-7.(in Chinese)

2 劉博，胡志龍，李華雷，等. 可調(diào)二級增壓柴油機旁通閥特性和調(diào)節(jié)規(guī)律的試驗[J]. 內(nèi)燃機學報, 2012, 30(1): 72-78. LIU Bo, HU Zhilong, LI Hualei, et al. Experiment on characteristic of bypass valves and regulating MAP of a regulated two-stage turbocharged diesel engine[J]. Transactions of CSICE, 2012, 30(1): 72-78.(in Chinese)

3 PARLAK A, YASAR H, SOYHAN H S, et al. Optimization of an irreversible diesel cycle: experimental results of a ceramic coated indirect-injection supercharged diesel engine[J]. Energy & Fuels, 2008, 22(3): 1930-1935.

4 JAYASHANKARA B, GANESAN V. Effect of fuel injection timing and intake pressure on the performance of a DI diesel engine—a parametric study using CFD[J]. Energy Conversion and Management, 2010, 51(10): 1835-1848.

5 劉瑞林，劉志剛，劉伍權(quán)，等. 4氣門發(fā)動機單氣門工作時缸內(nèi)滾流運動的穩(wěn)態(tài)測量研究[J]. 內(nèi)燃機學報, 2001, 19(5): 405-409. LIU Ruilin, LIU Zhigang, LIU Wuquan, et al.Studies on steady measurement of in-cylinder tumble in a 4-valve engine with one inlet valve opening[J]. Transactions of CSICE, 2001, 19(5): 405-409.(in Chinese)

6 劉瑞林，關立哲，劉志剛，等. 4氣門汽油機缸內(nèi)渦流的穩(wěn)態(tài)測量研究[J]. 內(nèi)燃機學報, 2001, 19(4): 377-382. LIU Ruilin, GUAN Lizhe, LIU Zhigang, et al. Studies on steady measurements of in-cylinder swirl in a 4-valve gasoline engine[J]. Transactions of CSICE, 2001, 19(4): 377-382.(in Chinese)

7 王天友，林榮文，劉書亮，等. 直噴式柴油機進氣道變壓差穩(wěn)流試驗方法的研究[J]. 內(nèi)燃機學報, 2005, 23(2): 131-136. WANG Tianyou, LIN Rongwen, LIU Shuliang, et al. Study on steady flow test method for inlet port of DI diesel engines with variable pressure drop[J]. Transactions of CSICE, 2005, 23(2): 131-136.(in Chinese)

8 段家修，堯命發(fā)，許振忠. 柴油機進氣道性能試驗與評價方法[J]. 汽車技術(shù), 2001(7): 23-25.

9 LIU S L, LI Y F, LU M. Prediction of tumble speed in the cylinder of the 4-valve spark ignition engines[C]. SAE Paper 2000-01-0247, 2000.

10 ALGIERI A, BOVA S, DE BARTOLO C. Influence of valve lift and throttle angle on intake flow in a high-performance four-stroke motorcycle engine[J]. ASME Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2006, 128(4): 934-941.

11 陳濤，諸葛偉林，張揚軍，等. 高壓差下增壓柴油機進氣道流通特性研究[J]. 內(nèi)燃機工程, 2008, 29(5): 57-61. CHEN Tao, ZHUGE Weilin, ZHANG Yangjun, et al.Research on flowability in intake port of turbocharged diesel engine at high port pressure drop[J]. Chinese Internal Combustion Engine Engineering, 2008, 29(5): 57-61.(in Chinese)

12 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]. 天津大學學報：自然科學與工程技術(shù)版, 2012, 45(10): 865-869. ZU Bingfeng, WANG Zhen, XU Yuliang, et al.Intake port performance evaluation and flow characteristic analysis of gasoline engine under boosted condition[J]. Journal of Tianjin University: Science and Technology, 2012, 45(10): 865-869.(in Chinese)

13 YU C H, LI X R, WANG X Y, et al. Research on characteristics of intake flow under supercharging condition in diesel engine[C]∥2011 International Conference on Electric Information and Control Engineering, 2011:5237-5240.

14 LI X R, ZHAO L M, LIU F S, et al. Study on characteristics of intake port on supercharged diesel engine[C]∥2012 International Conference on Computer Distributed Control and Intelligent Environmental Monitoring, 2012: 659-662.

15 童鈞耕，蔣智敏，沈維道. 工程熱力學[M]. 3版. 北京: 高等教育出版社, 2006: 232-239.

16 ANNAND W J, ROE G E. Gas flow in the internal combustion engine[M]. Sparkford: G. T. Foulis & Co. Ltd., 1974.

17 雷基林，覃忠耿，賈德文，等. 柴油機螺旋氣道數(shù)字化設計方法[J/OL]. 農(nóng)業(yè)機械學報, 2015, 46(9): 343-349. http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?flag=1&file_no=20150950&journal_id=jcsam.DOI:10.6041/j.issn.1000-1298.2015.09.050. LEI Jilin, QIN Zhonggeng, JIA Dewen, et al.Digital design method of helical intake port for diesel engine[J/OL]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2015, 46(9): 343-349. (in Chinese)

18 段煉, 袁壽其, 胡林峰,等. 高壓共軌噴油器控制閥空化研究[J/OL]. 農(nóng)業(yè)機械學報, 2015, 46(5): 321-327. http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?flag=1&file_no=20150545&journal_id=jcsam.DOI:10.6041/j.issn.1000-1298.2015.05.045. DUAN Lian, YUAN Shouqi, HU Linfeng, et al.Cavitation analysis of control-valve in high-pressure common rail injector[J/OL]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2015, 46(5): 321-327. (in Chinese)

19 劉琦, 歐陽光耀, 楊昆,等. 高壓噴射條件下非常態(tài)燃油噴嘴內(nèi)部空化流動特性[J/OL]. 農(nóng)業(yè)機械學報, 2016, 47(6): 333-339.http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?flag=1&file_no=20160644&journal_id=jcsam.DOI:10.6041/j.issn.1000-1298.2016.06.044. LIU Qi, OUYANG Guangyao, YANG Kun, et al.Nozzle inner cavitation flow characteristics of non-normal fuel based on high pressure injection condition[J/OL]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2016, 47(6): 333-339. (in Chinese)

20 LU Z, WANG T Y, LI X C, et al. Parametric design of the tangential intake port in diesel engines[J]. Proc. IMech E. Part D: Journal of Automobile Engineering, 2013, 227(3): 409-421.

Discharge Coefficient Evaluation and Steady Flow Characteristics for Intake Port of Turbocharged Diesel Engine

LIU Fushui1,2KANG Ning1XU Yang1LI Yikai1

(1.SchoolofMechanicalEngineering，BeijingInstituteofTechnology，Beijing100081，China2.CollaborativeInnovationCenterforElectricVehicles，BeijingInstituteofTechnology，Beijing100081,China)

For a turbocharged diesel engine, the differential pressure in the intake port is up to 60～80 kPa during the intake stroke, and the gas compressibility needs to be considered. Therefore, a formula of the discharge coefficient with consideration of the gas compressibility was theoretically derived and compared with the Ricardo’s formula. Furthermore, the steady flow simulation models of the direct intake port were established, and the effects of intake pressure and differential pressure on steady flow characteristics were studied. Results showed that when the compressibility of gas in the intake port became stronger, the calculation values of Ricardo’s formula were deviated from the true value much more, so the Ricardo’s formula cannot be used for the performance evaluation of the intake port in turbocharged diesel engines any more. However, the derived formula can be still applied to the flow capacity evaluation calculation. From the investigation of the steady flow characteristics, the influence of the compressibility on the air motion was irrelevant to the intake pressure, but it was relevant tor(differential pressure divided by the intake pressure), and with the increase ofr, the influence was enhanced. Whenrwas the same, with the increase of intake pressure,Caver(mean discharge coefficient) was increased. When intake pressure was the same, with the increase ofr,Caverwas firstly increased and then decreased. Thus under each intake pressure, with the variation ofr, there was a peak, and the correspondingrwas calledrmax. With the increase of intake pressure,rmaxwas approximately decreased linearly.

turbocharged diesel engine； compressibility； evaluation formula； steady flow characteristics

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.06.045

2016-11-29

2016-12-29

基礎產(chǎn)品創(chuàng)新計劃科研項目(0410)

劉福水(1964—)，男，教授，博士生導師，主要從事內(nèi)燃機流動與燃燒研究，E-mail： fushui_liu@bit.edu.cn

TK421+.8

A

1000-1298(2017)06-0341-08