路勇，潘振嘉，李建，李博，王正祎

(哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

從內(nèi)燃機(jī)本體技術(shù)出發(fā)，提高發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和降低排放性是內(nèi)燃機(jī)技術(shù)發(fā)展的主要方向之一，發(fā)動(dòng)機(jī)配氣能力對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能有著重要的影響[1]。傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)氣閥開(kāi)啟和關(guān)閉由凸輪驅(qū)動(dòng)，只能使發(fā)動(dòng)機(jī)在某一轉(zhuǎn)速范圍處于最佳的配氣狀態(tài)，在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷改變時(shí)，其配氣相位和配氣升程處于不理想的狀態(tài)。采用可變配氣技術(shù)的發(fā)動(dòng)機(jī)，其氣閥升程、相位和開(kāi)啟持續(xù)期都能隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速改變而改變，以利于增大進(jìn)氣充量和提高進(jìn)氣效率，組織良好的進(jìn)氣渦流，調(diào)節(jié)氣缸爆發(fā)壓力與殘余廢氣量，進(jìn)而獲得發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性、排放性等綜合性能的改善。全可變配氣技術(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響的一維仿真計(jì)算，得到全可變配氣參數(shù)對(duì)性能參數(shù)的影響規(guī)律[2]，但由于缺失缸內(nèi)三維流場(chǎng)的細(xì)節(jié)，無(wú)法揭示全可變配氣技術(shù)改善發(fā)動(dòng)機(jī)性能的根本機(jī)理[3-4]。本文應(yīng)用SolidWorks三維建模軟件，根據(jù)中高速柴油機(jī)實(shí)物建立三維模型，利用ICEM CFD對(duì)三維模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，改變配氣參數(shù)進(jìn)行柴油機(jī)工作過(guò)程缸內(nèi)流場(chǎng)仿真分析研究配氣參數(shù)對(duì)柴油機(jī)缸內(nèi)流場(chǎng)和性能的影響機(jī)理。

1 三維模型建立

為了保證仿真計(jì)算的精度，利用SolidWorks軟件建立柴油機(jī)的三維模型充分還原氣道結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)，并使用ANSYS公司的ICEM CFD專(zhuān)業(yè)流體仿真網(wǎng)格劃分軟件。劃分非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格時(shí)應(yīng)用其獨(dú)創(chuàng)的八叉樹(shù)方法，使得劃分非常迅速，且質(zhì)量較高，保證了之后FLUENT求解器的精確計(jì)算。

中高速柴油機(jī)進(jìn)排氣系統(tǒng)基本參數(shù)如下：采用渦輪增壓的吸氣形式和切向/螺旋進(jìn)氣道。共4個(gè)氣門(mén)包括2個(gè)進(jìn)氣門(mén)和2個(gè)排氣門(mén)。進(jìn)氣門(mén)的開(kāi)啟和關(guān)閉時(shí)刻為-55 ℃A和195 ℃A；排氣門(mén)的開(kāi)啟和關(guān)閉時(shí)刻為511 ℃A和27 ℃A。燃燒室為ω形狀燃燒室，余隙12.8 mm。噴油提前角為-9.5 ℃A，噴油持續(xù)期為28 ℃A。

在SolidWorks中按照柴油機(jī)實(shí)物建立三維模型，模型用于FLUENT軟件計(jì)算缸內(nèi)流場(chǎng)，其中氣閥和燃燒室對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)影響較大，因此需要進(jìn)行精確建模。氣道—?dú)忾y—?dú)飧渍w模型如圖1所示。

圖1 氣道-氣閥-氣缸三維模型Fig.1 Port-valve-cylinder three-dimensional model

為了應(yīng)用FLUENT提供的動(dòng)網(wǎng)格模型中的動(dòng)態(tài)層法，對(duì)氣道-氣閥-氣缸整體網(wǎng)格劃分策略進(jìn)行規(guī)劃[5]?？紤]將整體模型劃分不同部分，分為進(jìn)氣道、排氣道、氣缸蓋、活塞和氣閥以及燃燒室等部分。具體網(wǎng)格劃分策略如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分策略示意圖Fig.2 Meshing strategy

整體網(wǎng)格如圖3所示,氣道內(nèi)非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格質(zhì)量在0.3～0.7，氣缸內(nèi)流場(chǎng)部分和氣閥運(yùn)動(dòng)處網(wǎng)格質(zhì)量均在0.7以上，保證了計(jì)算的準(zhǔn)確性。

圖3 整體網(wǎng)格Fig.3 Integral mesh

2 邊界設(shè)置和模型校核

2.1 邊界設(shè)置

在FLUENT中導(dǎo)入計(jì)算機(jī)輔助工具生成的網(wǎng)格，設(shè)置模型建立尺寸，并設(shè)置邊界條件。計(jì)算前檢查網(wǎng)格，檢查是否存在負(fù)體積，網(wǎng)格模型可以進(jìn)行計(jì)算。

固定配氣參數(shù)下，計(jì)算從-55 ℃A開(kāi)始，此時(shí)進(jìn)氣閥將要開(kāi)啟，而排氣閥在關(guān)閉過(guò)程中，柴油機(jī)進(jìn)入掃氣階段。使用氣門(mén)升程曲線控制進(jìn)、排氣閥的運(yùn)動(dòng)。額定工況下進(jìn)出口壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角變化，測(cè)得的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖4所示。

圖4 額定工況進(jìn)排氣壓力波動(dòng)Fig.4 Intake and exhaust pressure fluctuation under rated working conditions

邊界條件設(shè)置：入口壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角有較大波動(dòng)，絕對(duì)壓強(qiáng)平均值為0.485 MPa，數(shù)據(jù)取自實(shí)驗(yàn)測(cè)得增壓器出口壓力。出口壓力也隨曲軸轉(zhuǎn)角而波動(dòng)，平均絕對(duì)壓強(qiáng)為0.403 MPa。仿真過(guò)程中使用控制邊界壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。

2.2 模型校核

為了進(jìn)一步提高網(wǎng)格質(zhì)量，使計(jì)算較快收斂，在計(jì)算之前進(jìn)行網(wǎng)格光順。在噴油和燃燒之前，計(jì)算流體采用理想氣體的空氣，選擇標(biāo)k-ε準(zhǔn)湍流模型，標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)[6-7]。

額定工況下，額定轉(zhuǎn)速1 066 r/min時(shí)，在固定凸輪配氣參數(shù)下，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和仿真值對(duì)比。缸內(nèi)溫度和壓力對(duì)比如圖5和圖6所示。

圖5 缸內(nèi)溫度對(duì)比Fig.5 In-cylinder temperature comparison

圖6 缸內(nèi)壓力對(duì)比Fig.6 In-cylinder pressure comparison

仿真值缸內(nèi)溫度較實(shí)驗(yàn)溫度整體偏高。進(jìn)氣過(guò)程和壓縮過(guò)程初期，實(shí)驗(yàn)值和仿真值基本吻合。壓縮沖程的末期，理想氣體方程和實(shí)際氣體狀態(tài)方程相差較大。另外，由于采用絕熱壁面，使得能量損失比實(shí)際情況較少。在做功沖程中，由于仿真使用絕熱壁面，所以溫度降低速率比實(shí)驗(yàn)值低。缸內(nèi)壓力仿真值略高于實(shí)驗(yàn)值，這是由仿真中近似的絕熱壁面使剛內(nèi)溫度下降略遲緩導(dǎo)致的。建立的模型可準(zhǔn)確反映柴油機(jī)工作情況，可以用于進(jìn)一步的計(jì)算。

3 進(jìn)氣參數(shù)對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)影響仿真分析

改變進(jìn)氣閥開(kāi)啟相位、關(guān)閉相位和最大升程，會(huì)導(dǎo)致缸內(nèi)空氣充量發(fā)生變化，進(jìn)而直接影響柴油機(jī)每循環(huán)輸出功的大小[8-10]。

3.1 進(jìn)氣閥開(kāi)啟相位對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)影響分析

為了得到額定轉(zhuǎn)速下進(jìn)氣閥開(kāi)啟最佳相位，在額定轉(zhuǎn)速1 066 r/min下，改變進(jìn)氣閥開(kāi)啟相位，采用圖7中的氣閥升程曲線編寫(xiě)文件控制氣閥運(yùn)動(dòng)[11]。固定配氣參數(shù)下，進(jìn)氣閥-55 ℃A開(kāi)啟。再進(jìn)行4組仿真，研究進(jìn)氣閥開(kāi)啟相位的影響。

圖7 進(jìn)氣閥不同開(kāi)啟相位升程曲線Fig.7 Intake valve lift curve at different opening phases

1) 不同進(jìn)氣閥開(kāi)啟相位90 ℃A缸內(nèi)流場(chǎng)分析。

為了分析柴油機(jī)工作過(guò)程中進(jìn)氣閥開(kāi)啟相位對(duì)缸內(nèi)渦流的影響，選擇90 ℃A曲軸轉(zhuǎn)角，對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行分析，如圖8所示。

圖8 不同進(jìn)氣閥開(kāi)啟相位缸內(nèi)橫截面速度矢量Fig.8 In-cylinder cross section velocity vector at different intake valve opening phases

此時(shí)進(jìn)氣閥在各相位開(kāi)啟的情況都已達(dá)到最大升程，活塞速度也達(dá)到最大，因此進(jìn)氣渦流整體增強(qiáng)。同時(shí)存在順時(shí)針渦流和逆時(shí)針渦流，用箭頭表示方向，氣缸軸線附近有4個(gè)對(duì)稱(chēng)的小渦流[8]。進(jìn)氣閥-65和-60 ℃A開(kāi)啟情況下，壁面處切向速度較大，但是未形成覆蓋整個(gè)氣缸的大尺度渦流，只是形成了幾個(gè)相鄰但旋轉(zhuǎn)方向相反的小渦流；在渦流相連的部分，氣流速度不會(huì)相互抵消，所以渦團(tuán)得以保留。進(jìn)氣閥-45與-50 ℃A開(kāi)啟時(shí)，缸內(nèi)整體氣流速度較小。而進(jìn)氣閥開(kāi)啟較早的情況下，會(huì)增加進(jìn)氣閥開(kāi)啟持續(xù)期，整體進(jìn)氣渦流較大[10]。

在進(jìn)氣過(guò)程中，當(dāng)活塞經(jīng)過(guò)上止點(diǎn)向下運(yùn)動(dòng)時(shí)，缸內(nèi)壓力減小，空氣從進(jìn)氣道經(jīng)進(jìn)氣閥進(jìn)入氣缸，而如果進(jìn)氣閥開(kāi)啟較晚，在活塞吸氣的時(shí)候，氣閥開(kāi)度較小，不能充分利用吸氣壓力使大量空氣進(jìn)入氣缸。進(jìn)氣閥開(kāi)啟過(guò)早的話，會(huì)使進(jìn)氣倒流現(xiàn)象更加顯著，從而減少缸內(nèi)空氣充量。

2) 不同進(jìn)氣閥開(kāi)啟相位350.5 ℃A缸內(nèi)擠流對(duì)比。

當(dāng)前時(shí)刻的流場(chǎng)狀態(tài)只對(duì)下一時(shí)刻產(chǎn)生直接影響，為了分析流場(chǎng)對(duì)燃?xì)饣旌系挠绊懀钪庇^的方式是考察噴油前一時(shí)刻缸內(nèi)流場(chǎng)狀態(tài)如圖9所示，噴油提前角為9.5 ℃A即350.5 ℃A時(shí)噴油開(kāi)始。

圖9 不同進(jìn)氣閥開(kāi)啟相位缸內(nèi)縱截面速度矢量Fig.9 In-cylinder section velocity vector at different intake valve opening phases

表1是不同進(jìn)氣閥開(kāi)啟相位下，上止點(diǎn)前9.5 ℃A，即噴油前一時(shí)刻缸內(nèi)平均擠流速率和湍動(dòng)能?？梢钥闯?，擠流最明顯的是進(jìn)氣閥在-65和-60 ℃A開(kāi)啟情況，-45 ℃A時(shí)最不明顯，整體趨勢(shì)為從-65～-45 ℃A平均擠流速度依次減小。擠流和缸內(nèi)空氣充量的關(guān)系很明顯，充量越多擠流越大[12]。

表1 不同進(jìn)氣閥開(kāi)啟相位缸內(nèi)平均擠流速率和湍動(dòng)能Table 1 Average squish flow rate and turbulent energy at different intake valve opening phases

湍動(dòng)能表征了缸內(nèi)湍流強(qiáng)度，湍流越強(qiáng)，空氣流動(dòng)越混亂，有利于混合氣的形成。壓縮末期湍動(dòng)能的大小與進(jìn)氣過(guò)程和壓縮過(guò)程空氣的流動(dòng)關(guān)系十分復(fù)雜，進(jìn)氣閥-50 ℃A打開(kāi)時(shí)湍動(dòng)能最大。湍動(dòng)能隨進(jìn)氣閥開(kāi)啟相位的變化整體趨勢(shì)是，氣閥開(kāi)啟越晚，湍動(dòng)能越大。進(jìn)氣閥開(kāi)啟較晚時(shí)，活塞經(jīng)過(guò)上止點(diǎn)后，氣閥升程較小，空氣射流較大，空氣高速進(jìn)入氣缸，對(duì)缸內(nèi)原有空氣的擾動(dòng)較大，使缸內(nèi)空氣運(yùn)動(dòng)情況復(fù)雜，湍動(dòng)能較高。

3.2 進(jìn)氣閥關(guān)閉相位對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)影響分析

改變進(jìn)氣閥關(guān)閉相位進(jìn)行仿真，進(jìn)氣閥關(guān)閉相位只影響進(jìn)氣過(guò)程的末期和壓縮過(guò)程，對(duì)進(jìn)氣閥不同關(guān)閉相位下，噴油前一時(shí)刻，即上止點(diǎn)前9.5 ℃A曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)缸內(nèi)流場(chǎng)加以分析。圖10為不同關(guān)閉相位進(jìn)氣閥升程曲線。

圖10 進(jìn)氣閥不同關(guān)閉相位升程曲線Fig.10 Intake valve lift curve at different closing phases

固定凸輪配氣參數(shù)進(jìn)氣閥關(guān)閉相位為195 ℃A曲軸轉(zhuǎn)角，除此之外，又進(jìn)行5組仿真，分析進(jìn)氣閥關(guān)閉相位對(duì)流場(chǎng)的影響。

1) 350.5 ℃A曲軸轉(zhuǎn)角渦流對(duì)比。

在氣閥開(kāi)啟和保持最大升程階段，只改變進(jìn)氣閥關(guān)閉相位，而不改變開(kāi)啟相位、開(kāi)啟速率和開(kāi)啟最大升程等進(jìn)氣參數(shù)的情況下，缸內(nèi)進(jìn)氣渦流沒(méi)有顯著區(qū)別。而在壓縮末期、噴油前一時(shí)刻缸內(nèi)渦流的變化，能直觀反應(yīng)缸內(nèi)流場(chǎng)對(duì)油氣混合的影響。因此本節(jié)重點(diǎn)分析350.5 ℃A曲軸轉(zhuǎn)角即噴油前一刻時(shí)，進(jìn)氣閥關(guān)閉相位對(duì)壓縮渦流的影響。

圖11為不同進(jìn)氣閥關(guān)閉相位下，上止點(diǎn)前9.5 ℃A氣缸中部橫截面速度矢量圖。顏色由空氣切向速度表示，深色為逆時(shí)針?lè)较颉?/p>

圖11 350.5 ℃A氣缸橫截面速度矢量Fig.11 350.5 ℃A in-cylinder cross section velocity vector

可以看出，渦流速率較大的是氣閥200 ℃A和210 ℃A曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)關(guān)閉的情況，渦流速率最小的是190 ℃A曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)。氣閥關(guān)閉相位超過(guò)200 ℃A后，渦流速率隨著關(guān)閉相位推遲而減小。壓縮過(guò)程中的渦流主要是空氣在進(jìn)氣過(guò)程中角動(dòng)量被保存下來(lái)的結(jié)果。在進(jìn)氣過(guò)程中，空氣從進(jìn)氣道進(jìn)入氣缸會(huì)產(chǎn)生有規(guī)律的渦流和隨機(jī)的無(wú)規(guī)律復(fù)雜流動(dòng)，而進(jìn)氣越多，進(jìn)氣過(guò)程產(chǎn)生的有規(guī)律的渦流越多。隨機(jī)產(chǎn)生的無(wú)序流動(dòng)空氣在壓縮過(guò)程中會(huì)相互碰撞，速度抵消，從動(dòng)能轉(zhuǎn)化成空氣內(nèi)能，所以對(duì)壓縮渦流幾乎沒(méi)有什么貢獻(xiàn)，而繞一定方向旋轉(zhuǎn)的有規(guī)律大范圍渦流在壓縮過(guò)程中將會(huì)保留，雖然有一定的衰減，但是壓縮渦流大部分源自進(jìn)氣產(chǎn)生的渦流。

如圖12，進(jìn)氣閥晚關(guān)的情況下，缸內(nèi)壓縮渦流整體比進(jìn)氣閥早關(guān)的情況要大。這是因?yàn)殡m然早關(guān)和晚關(guān)都會(huì)減少氣缸內(nèi)空氣質(zhì)量，但是早關(guān)時(shí)進(jìn)入的空氣質(zhì)量減小，使缸內(nèi)空氣損失了一部分繞氣缸軸線旋轉(zhuǎn)的角動(dòng)量。而進(jìn)氣閥晚關(guān)，雖然有空氣又從氣缸倒流回了進(jìn)氣道，但是，氣缸內(nèi)空氣保留了這一部分流入氣缸空氣的角動(dòng)量，使壓縮末期缸內(nèi)渦流比較大。

圖12 不同進(jìn)氣關(guān)閉相位渦流比Fig.12 Swirl ratio at different closing phases

2) 不同進(jìn)氣閥關(guān)閉相位350.5 ℃A缸內(nèi)擠流對(duì)比。

缸內(nèi)空氣流動(dòng)十分復(fù)雜，油氣混合的程度受上止點(diǎn)前噴油前一時(shí)刻缸內(nèi)空氣流動(dòng)狀態(tài)直接影響。噴油前在進(jìn)氣過(guò)程中產(chǎn)生的滾流已經(jīng)都破碎成湍流，復(fù)雜且不可預(yù)測(cè)，但是可以促進(jìn)油氣混合。通過(guò)觀察350.5 ℃A曲軸轉(zhuǎn)角氣缸縱向截面速度矢量圖分析不同進(jìn)氣閥關(guān)閉相位對(duì)缸內(nèi)擠流的影響，如圖13所示。

從圖13可以看出進(jìn)氣閥在200 ℃A關(guān)閉時(shí)擠流速率最大，從氣缸壁面流向中心。進(jìn)氣閥215 ℃A關(guān)閉時(shí)擠流速率最小。進(jìn)氣閥早關(guān)對(duì)缸內(nèi)擠流的影響沒(méi)有進(jìn)氣閥晚關(guān)大。在進(jìn)氣閥晚關(guān)的情況下，氣閥關(guān)閉越晚，缸內(nèi)擠流速率越小。表2是不同進(jìn)氣閥關(guān)閉相位下上止點(diǎn)前9.5 ℃A缸內(nèi)平均擠流速率和湍動(dòng)能。擠流速率與缸內(nèi)空氣充量的關(guān)系十分明顯，進(jìn)氣閥200 ℃A關(guān)閉時(shí)，缸內(nèi)空氣充量最大，擠流速率也最大，并且擠流速率與缸內(nèi)充量隨進(jìn)氣閥關(guān)閉相位的變化趨勢(shì)相同。

圖13 不同進(jìn)氣閥關(guān)閉相位缸內(nèi)縱截面速度矢量Fig.13 In-cylinder section velocity vector at different intake valve closing phases

表2是不同進(jìn)氣閥關(guān)閉相位下上止點(diǎn)前9.5 ℃A缸內(nèi)平均擠流速率和湍動(dòng)能。擠流速率與缸內(nèi)空氣充量的關(guān)系十分明顯，進(jìn)氣閥200 ℃A關(guān)閉時(shí)，缸內(nèi)空氣充量最大，擠流速率也最大，并且擠流速率與缸內(nèi)充量隨進(jìn)氣閥關(guān)閉相位的變化趨勢(shì)相同。

表2 不同進(jìn)氣閥關(guān)閉相位缸內(nèi)平均擠流速率和湍動(dòng)能Table 2 Average squish flow rate and turbulent energy at different intake valve closing phases

進(jìn)氣閥200 ℃A后關(guān)閉，缸內(nèi)湍動(dòng)能比進(jìn)氣閥200 ℃A之前關(guān)閉高。進(jìn)氣閥205 ℃A關(guān)閉時(shí)，缸內(nèi)湍動(dòng)能最高。缸內(nèi)湍流的產(chǎn)生非常復(fù)雜，影響湍流強(qiáng)度的因素很多。

3.3 進(jìn)氣閥最大升程對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)影響分析

本節(jié)考慮進(jìn)氣閥最大升程對(duì)柴油機(jī)缸內(nèi)流場(chǎng)和性能的影響。改變最大升程時(shí)并不改變進(jìn)氣閥開(kāi)啟和關(guān)閉的速度。圖14是不同最大升程進(jìn)氣閥升程曲線。

圖14 不同進(jìn)氣閥最大升程曲線Fig.14 Intake valve lift curve at different maximum lift

柴油機(jī)固定凸輪進(jìn)氣閥最大升程為21 mm，除原始參數(shù)外，進(jìn)行5組仿真，研究進(jìn)氣閥最大升程的影響。

1) 350.5度曲軸轉(zhuǎn)角缸內(nèi)渦流對(duì)比。

壓縮沖程末期缸內(nèi)空氣流動(dòng)狀態(tài)直接影響柴油機(jī)油氣混合過(guò)程，下面通過(guò)350.5 ℃A時(shí)氣缸橫截面速度矢量圖分析缸內(nèi)渦流。圖15是350.5 ℃A時(shí)，不同進(jìn)氣閥最大升程下，氣缸中部橫截面速度矢量圖。

圖15 不同進(jìn)氣閥最大升程缸內(nèi)橫截面速度矢量Fig.15 In-cylinder cross section velocity vector at different intake valve maximum lift

進(jìn)氣閥最大升程為19 mm時(shí)，渦流最明顯，而進(jìn)氣閥為21、22和23 mm時(shí)，渦流大小相似。進(jìn)氣閥最大升程較小時(shí)，空氣射流速度增加，使渦流的形式更加明顯但是比較缸內(nèi)空氣總質(zhì)量，可以發(fā)現(xiàn)最大升程在21 mm以下時(shí)，減小最大升程將會(huì)減少缸內(nèi)空氣充量。應(yīng)該綜合考慮改變進(jìn)氣閥最大升程對(duì)缸內(nèi)空氣流動(dòng)狀態(tài)和空燃比的影響。

2) 不同進(jìn)氣閥最大升程350.5 ℃A缸內(nèi)擠流對(duì)比。

壓縮沖程末期，氣缸中顯著的空氣流動(dòng)除了渦流還有擠流。而擠流對(duì)壓縮末期缸內(nèi)湍流的影響更明顯。不同進(jìn)氣閥最大升程對(duì)壓縮沖程末期缸內(nèi)擠流的影響如16、圖17所示。

圖16 不同進(jìn)氣閥最大升程渦流比Fig.16 Swirl ratio at different maximum lift

圖17 不同進(jìn)氣閥最大升程缸內(nèi)縱截面速度矢量圖Fig.17 In-cylinder section velocity vector at different intake valve maximum lift

最大升程為18、19 mm時(shí)平均擠流速率較小，氣閥最大升程達(dá)到飽和升程21 mm后，進(jìn)一步增加最大升程，對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)幾乎沒(méi)有什么影響。且由于擠流與缸內(nèi)充量的緊密關(guān)系，當(dāng)最大升程超過(guò)21 mm后，進(jìn)一步增大最大升程，缸內(nèi)充量幾乎沒(méi)有變化；當(dāng)最大升程小于21 mm時(shí)，空氣充量和擠流速率隨著進(jìn)氣閥最大升程升高而增大。

表3是不同進(jìn)氣閥關(guān)閉相位下上止點(diǎn)前9.5 ℃A缸內(nèi)平均擠流速率和湍動(dòng)能。當(dāng)最大升程低于21 mm時(shí)，減小最大升程，缸內(nèi)湍動(dòng)能增加，最大升程大于21 mm時(shí)，增大升程，湍動(dòng)能變化不大。

表3 不同進(jìn)氣閥最大升程缸內(nèi)平均擠流速率和湍動(dòng)能Table 3 Average squish flow rate and turbulent energy at different intake valve maximum lift

4 結(jié)論

1)與固定凸輪配氣參數(shù)相比，當(dāng)進(jìn)氣閥晚開(kāi)5 ℃A會(huì)使空氣充量、渦流比和湍動(dòng)能均較大，整體缸內(nèi)流動(dòng)性能比較理想；進(jìn)氣閥晚關(guān)5 ℃A時(shí)，空氣充量最大，且在噴油前一時(shí)刻缸內(nèi)渦流、擠流速率和湍動(dòng)能均增大；在固定凸輪升程基礎(chǔ)上適當(dāng)減小最大升程1～2 mm，雖然缸內(nèi)充量有所減小，但渦流比和湍動(dòng)能增大，使油氣混合更加充分。

2)渦流形成所需角動(dòng)量在進(jìn)氣時(shí)產(chǎn)生，在壓縮過(guò)程中小渦流相互抵消使缸內(nèi)溫度升高，增強(qiáng)湍流強(qiáng)度，在壓縮末期表現(xiàn)出單一大尺度渦流。在壓縮過(guò)程末期擠流速率與缸內(nèi)充量關(guān)系明顯。綜合優(yōu)化配氣參數(shù)可以提高渦流比、擠流速率和湍流強(qiáng)度，并促進(jìn)燃?xì)饣旌?，進(jìn)而提高功率。考慮到排氣閥升程曲線參數(shù)對(duì)柴油機(jī)氣流組織的作用很小，本文沒(méi)有研究改變排氣參數(shù)對(duì)柴油機(jī)缸內(nèi)流場(chǎng)的影響，但是排氣閥參數(shù)對(duì)柴油機(jī)的排放有一定的影響，因此有進(jìn)一步研究的價(jià)值；柴油機(jī)配氣參數(shù)之間有高度的耦合特性，因此還需考慮對(duì)柴油機(jī)配氣參數(shù)之間耦合的仿真，這需要巨大的計(jì)算量，會(huì)在今后工作中進(jìn)一步完善。