吳慧珉 王怡鑫 朱聿熙 黃儒涯 趙強(qiáng) 王兆文

摘 要：內(nèi)燃機(jī)進(jìn)氣道的結(jié)構(gòu)參數(shù)影響著進(jìn)入氣缸的空氣質(zhì)量和流動(dòng)狀態(tài)，進(jìn)而影響著缸內(nèi)油氣的混合程度和燃燒質(zhì)量。本文通過(guò)雙進(jìn)氣道的正向設(shè)計(jì)，獲得基本型雙進(jìn)氣道。采用三維流動(dòng)分析軟件FIRETM進(jìn)行了該重型柴油機(jī)雙進(jìn)氣道基本型的缸內(nèi)穩(wěn)態(tài)流動(dòng)模擬。為了提高數(shù)值模擬的可信度，本文進(jìn)行了進(jìn)氣道基本型的穩(wěn)態(tài)吹風(fēng)實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了氣道流動(dòng)數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。隨后在該基本型進(jìn)氣道的基礎(chǔ)上，基于參數(shù)化正向設(shè)計(jì)，通過(guò)結(jié)構(gòu)優(yōu)化，完成了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)（最小截面積，螺旋坡角，螺旋包角，渦流室高度，氣門錐角等）下的優(yōu)化進(jìn)氣道。為了探索不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)特性的影響規(guī)律，并獲得較優(yōu)性能的雙進(jìn)氣道，本文進(jìn)行了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)氣道的缸內(nèi)流動(dòng)數(shù)值模擬，得到各模型的平均流量系數(shù)和平均渦流比。通過(guò)不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的模擬結(jié)果研究可發(fā)現(xiàn)，對(duì)于雙進(jìn)氣道（螺旋氣道加切向氣道）而言，螺旋氣道的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)進(jìn)氣道的流動(dòng)特性有較大影響，在選定范圍內(nèi)，螺旋進(jìn)氣道的螺旋坡角和螺旋包角對(duì)雙進(jìn)氣道的整體流通能力影響較大。通過(guò)各結(jié)構(gòu)參數(shù)下的雙進(jìn)氣道性能對(duì)比，獲得了流動(dòng)特性最佳的雙進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)。

關(guān)鍵詞：正向設(shè)計(jì)，雙進(jìn)氣道，螺旋氣道結(jié)構(gòu);平均流量系數(shù);平均渦流比

中圖分類號(hào)：TK413 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的具體形態(tài)，主要取決于進(jìn)氣道的結(jié)構(gòu)，以及進(jìn)氣道與氣缸的合理匹配[1-2]。其中，進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)包括進(jìn)氣道本體的結(jié)構(gòu)，以及進(jìn)氣道的布置位置;雙進(jìn)氣道方案還要考慮兩個(gè)進(jìn)氣道的搭配，以及這兩個(gè)氣道的相對(duì)位置[3-4]。以上因素均會(huì)影響進(jìn)氣道的進(jìn)氣能力和產(chǎn)生渦流的能力[5-7]。合適的缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)，可以促進(jìn)油氣混合，改善缸內(nèi)燃燒質(zhì)量，從而優(yōu)化內(nèi)燃機(jī)的動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和排放水平。

目前，氣道的設(shè)計(jì)主要還是采用逆向設(shè)計(jì)方

法[8]。隨著氣道技術(shù)的發(fā)展，氣道的正向設(shè)計(jì)已經(jīng)逐步成為一種趨勢(shì)。氣道的正向設(shè)計(jì)就是用一組結(jié)構(gòu)參數(shù)來(lái)約定其尺寸關(guān)系，通過(guò)特征概念、約束條件和模型參數(shù)化等參數(shù)化設(shè)計(jì)手段來(lái)完成整個(gè)氣道的設(shè)計(jì)成型過(guò)程[9-11]。正向設(shè)計(jì)需要摸索結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)的影響規(guī)律，解決如何定義螺旋進(jìn)氣道的外形以及用什么方法來(lái)定義的問(wèn)題[12]。

本文研究對(duì)象為基于正向設(shè)計(jì)的由螺旋氣道和切向氣道組合的柴油機(jī)雙進(jìn)氣道。為了提高正向設(shè)計(jì)的精準(zhǔn)性，本文在設(shè)計(jì)出雙進(jìn)氣道的基本型后，進(jìn)行了該氣道的實(shí)驗(yàn)測(cè)量，確定了該氣道下氣缸內(nèi)基本的流動(dòng)參數(shù)，隨后再以該基本型，進(jìn)行了一系列進(jìn)氣道的正向設(shè)計(jì)，確定了氣道中各個(gè)參數(shù)對(duì)氣缸內(nèi)流動(dòng)的影響程度，尤其是螺旋氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響程度。

1 氣道結(jié)構(gòu)及性能評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)

在進(jìn)行正向設(shè)計(jì)時(shí)，具體研究的雙進(jìn)氣道中螺旋氣道重要結(jié)構(gòu)參數(shù)有，最小截面積、螺旋坡角、螺旋包角、渦流室高度、氣門錐角等對(duì)缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的影響規(guī)律。雙進(jìn)氣道中，螺旋氣道部分的主要作用是組織良好的缸內(nèi)渦流，并保證足夠的進(jìn)氣流量;而切向氣道部分，主要用于提高進(jìn)氣能力，并產(chǎn)生切向渦流。相對(duì)而言，螺旋氣道結(jié)構(gòu)對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)的影響相對(duì)更大，其結(jié)構(gòu)也更復(fù)雜，是正向設(shè)計(jì)中的難點(diǎn)部位。

1.1 氣道結(jié)構(gòu)

本文螺旋氣道中部分主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖1所示，最小截面積比Fmin，底坡角β1，螺旋坡角β2，主螺旋坡角β3，副螺旋坡角β4。渦流室高度H ，螺旋包角θ，氣門錐角α，偏心距e。螺旋進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖1所示。

1.2 氣道性能平均標(biāo)準(zhǔn)

進(jìn)氣道性能主要用流量系數(shù)和渦流比來(lái)評(píng)價(jià)?；诓煌俣l件，幾家世界著名的內(nèi)燃機(jī)公司分別定義了各自的評(píng)價(jià)體系，如AVL體系、里卡圖體系、FEV體系、DCS體系[13]。本文采用了AVL評(píng)價(jià)體系：無(wú)因次的平均流量系數(shù)（ μσ）m和平均渦流比（nd /n）m。

AVL體系試驗(yàn)采用恒壓穩(wěn)流的試驗(yàn)方式[14]，定義流量系數(shù)為實(shí)際測(cè)得的質(zhì)量流量與理論流量之比：

μσ=mv /mt （1）

式中，mv——通過(guò)氣道的實(shí)際空氣質(zhì)量流量/（kg·s-1）;mt——在Δp壓差下理論上無(wú)損失地流過(guò)氣道自由控制截面（面積為Fp=dv2π/4）的空氣質(zhì)量流量/（kg·s-1）;dv——?dú)忾T座內(nèi)徑，m;

AVL渦流比定義為葉片旋轉(zhuǎn)速度與當(dāng)時(shí)狀態(tài)下假想的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速之比：

nd/n=ndρVs/（30mv） （2）

式中，nd——葉片風(fēng)速儀轉(zhuǎn)速/（r·s-1）;n——假想的內(nèi)燃機(jī)轉(zhuǎn)速，它是由試驗(yàn)缸套內(nèi)的平均軸向流速作為活塞平均速度cm而推算出來(lái)的/（r·s-1）;Vs——活塞排量/（m3）。

2 進(jìn)氣道-缸內(nèi)流動(dòng)的三維數(shù)值模擬

通過(guò)氣道-氣缸流動(dòng)CFD模擬，可以得到具體、準(zhǔn)確的氣道內(nèi)及缸內(nèi)流動(dòng)數(shù)據(jù)，有助于詳細(xì)分析氣道內(nèi)和缸內(nèi)的空氣具體流動(dòng)形態(tài)，從而進(jìn)行相應(yīng)的燃燒室結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

2.1 幾何模型的建立

本文基于正向設(shè)計(jì)思路，先進(jìn)行了某重型車載柴油機(jī)的雙氣道基本型設(shè)計(jì)。具體為，采用UG軟件，根據(jù)關(guān)鍵部位的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，創(chuàng)建基本跡線，再由跡線創(chuàng)建曲面，再由曲面生成實(shí)體模型，并且通過(guò)曲面的光順，修剪和縫合等工作，最終得到該基本型進(jìn)氣道的三維幾何模型。最終幾何模型要求軌跡線平順度控制在0.2mm以內(nèi)，表面平順度控制在0.4mm以內(nèi)。具體如圖2所示。

2.2 三維網(wǎng)格模型及邊界條件

在幾何模型的基礎(chǔ)上，本文應(yīng)用FAME技術(shù)，生成六面體網(wǎng)格，并對(duì)氣閥喉口等處進(jìn)行網(wǎng)格加密，生成了貼體性能較好的三維穩(wěn)態(tài)模擬網(wǎng)格。網(wǎng)格單元總數(shù)約為60萬(wàn)，具體網(wǎng)格如圖3所示。

計(jì)算模型[15]中包含連續(xù)性方程，動(dòng)量守恒方程，能源守恒方程，以及氣體狀態(tài)方程。氣道內(nèi)氣體設(shè)置為可壓縮氣體，并且考慮了重力的影響。常用的湍流模型有亞網(wǎng)格尺度模型、單方程模型、k-e雙方程模型、RNG k-e模型和雷諾應(yīng)力模型（RSM）等。本文采用工程上廣泛使用的k-e雙方程湍流模型。

本文數(shù)值模擬的邊界條件是按照實(shí)際氣道實(shí)驗(yàn)的情況來(lái)設(shè)定的：進(jìn)口總壓為100 000Pa，出口靜壓為97 500Pa，壁面溫度固定為293.15K。

3 數(shù)值模擬的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 氣道實(shí)驗(yàn)裝置

AVL體系的氣道穩(wěn)流試驗(yàn)臺(tái)結(jié)構(gòu)布置如圖4所示，主要由缸蓋-氣缸、穩(wěn)壓筒、流量計(jì)、流量控制和鼓風(fēng)機(jī)組成。通過(guò)調(diào)節(jié)流量控制閥1和2的開(kāi)度，可控制通過(guò)氣道的進(jìn)氣流量和氣道的進(jìn)出口壓差。本文試驗(yàn)保持氣道進(jìn)出口壓差△P為恒定值2 500Pa，通過(guò)讀出每一氣門升程下通過(guò)氣道的實(shí)際質(zhì)量流量mv和葉片風(fēng)速儀轉(zhuǎn)速nd，運(yùn)用公式（1）和公式（2）即可算出該升程下的流量系數(shù)和渦流比。通過(guò)改變氣門升程，并調(diào)節(jié)閥門1和2的開(kāi)度，便可測(cè)量得到不同氣門升程下的流量系數(shù)和渦流比。

3.2 進(jìn)氣道臺(tái)架實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬結(jié)果驗(yàn)證

本文基本型進(jìn)氣道為螺旋氣道和切向氣道的組合氣道?；拘瓦M(jìn)氣道設(shè)計(jì)完成后，本文基于光固化技術(shù)進(jìn)行了該進(jìn)氣道陰模的快速成型，形成一個(gè)結(jié)構(gòu)完全相同的進(jìn)氣道模型，其最小截面積比為0.55，螺旋坡角為65°，螺旋包角為105°，渦流室高度為10mm，氣門錐角為30°。隨后，利用氣道試驗(yàn)臺(tái)，進(jìn)行了該基本型進(jìn)氣道模型的流通性能實(shí)驗(yàn)，獲得該基本型進(jìn)氣道模型經(jīng)過(guò)氣道吹風(fēng)實(shí)驗(yàn)得出的流量系數(shù)和渦流比。

為了確保數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，本文利用基本型進(jìn)氣道的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，進(jìn)行了數(shù)值模擬方法的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。即根據(jù)已經(jīng)完成的實(shí)驗(yàn)工況，進(jìn)行對(duì)應(yīng)工況下，基本型進(jìn)氣道內(nèi)氣體流動(dòng)的數(shù)值模擬，并將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相對(duì)比，以確定數(shù)值模擬的結(jié)果是否準(zhǔn)確。本文對(duì)比驗(yàn)證了不同氣門升程下的流量系數(shù)，數(shù)值模擬結(jié)果和氣道實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果的具體對(duì)比如圖5所示。

由圖5可知，氣門升程在10mm以下時(shí)，流量系數(shù)模擬值和實(shí)驗(yàn)值的吻合程度很好，都小于2%，僅最大氣門升程處，模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差稍大一些，但也小于5%。誤差分析時(shí)發(fā)現(xiàn)基本型氣道快速成型時(shí)，實(shí)際模型中存在有一定的鑄造飛邊，從而使得大流量時(shí)模擬與實(shí)驗(yàn)的誤差相對(duì)較大。綜合上述各個(gè)升程下的模擬誤差可知，該數(shù)值模擬的精度較高，模擬結(jié)果精確可靠。

4 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)的影響分析

完成數(shù)值模擬的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證后，可以確定本文的數(shù)值模擬方法的正確性和準(zhǔn)確性。隨后，本文在基本型進(jìn)氣道的基礎(chǔ)上，基于參數(shù)化進(jìn)行了該氣道的正向結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，具體結(jié)構(gòu)優(yōu)化參數(shù)包括最小截面比、螺旋坡角、螺旋包角、渦流室高度和氣門錐角等。

為分析某一結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)的影響，在修改模型時(shí)應(yīng)盡可能的保持氣道的其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變。通過(guò)這些不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的氣道內(nèi)流動(dòng)數(shù)值模擬，即可得到不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)氣道流動(dòng)性能的影響規(guī)律。

4.1 最小截面積比對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)的影響

最小截面積比定義為氣道最小截面積與氣道喉口面積之比。進(jìn)氣道的最小截面積往往位于進(jìn)氣道直流段和雙氣道分流段的接口處。基本型進(jìn)氣道中，最小截面積為679.18mm2，進(jìn)氣道喉口面積為1131.97mm2，其最小截面積比為0.6。本文在基本型進(jìn)氣道的基礎(chǔ)上，具體設(shè)計(jì)了最小截面積比分別為0.51，0.55，0.64，0.69的四種新氣道模型。各個(gè)改進(jìn)型進(jìn)氣道的數(shù)值模擬的流量系數(shù)結(jié)果如圖6所示。

由圖6可知，在不同升程下，不同的最小截面積比對(duì)流量系數(shù)影響并不很明顯。由圖還可知，不同氣門升程下，不同的最小截面積比對(duì)流量系數(shù)影響的趨勢(shì)并不相同。在小氣門升程時(shí)，較大的最小截面積比下氣道流量系數(shù)較大;但在大氣門升程時(shí)，較大的最小截面積比下氣道流量系數(shù)反而較小。這主要是因?yàn)椋忾T升程時(shí)，氣道喉口處流通面積比最小截面面積小，因此喉口處流通面積是決定流通系數(shù)的主因，決定了流通系數(shù)的大致范圍。此時(shí)，較小的最小截面面積，反而有助于緩解流線的收縮率，減小了由于流線收縮較大帶來(lái)的流通阻力。大氣門升程時(shí)，氣道喉口處流通面積和最小截面面積相差較小，因此最小截面面積和喉口處流通面積都成為決定流通系數(shù)的主因。此時(shí)，較大的最小截面面積，有助于減小流動(dòng)的沿程阻力。

為了表現(xiàn)該進(jìn)氣道的總體性能，本文基于不同氣門升程下的氣道結(jié)果，計(jì)算了進(jìn)氣道的平均流量系數(shù)和平均渦流比，具體見(jiàn)表1。為了進(jìn)一步分析結(jié)構(gòu)變化對(duì)螺旋氣道和切向氣道各自的影響程度。

由表1可知，隨著最小截面積比的增大，平均流量系數(shù)先增大后減小，在0.60時(shí)最大;平均渦流比則先減小，再增大，再稍減，在0.60時(shí)最小。這表明，無(wú)論從流量系數(shù)還是渦流比來(lái)分析，都不是最小截面積比越大越好，而是需要一個(gè)適宜的最小截面積比，使最小截面積處的流動(dòng)形態(tài)順暢最佳，這樣既可以避免流動(dòng)堵塞，也可以避免流動(dòng)分離。

圖7為氣門升程6mm時(shí)，不同最小截面積下的最小截面處的流線分布圖，包括圖7左圖所示的經(jīng)過(guò)氣門中心的豎直切面流線和圖7右圖所示垂直氣門中心的水平切面流線。

由圖7左圖可知，各最小截面方案下，其豎直切面方向的流線都能較均勻地充滿整個(gè)流動(dòng)空間，只在氣道頂部和氣道底部流線才有細(xì)微區(qū)別。這表明在經(jīng)過(guò)氣門中心的豎直方向，各不同最小截面方案都具有較好的流動(dòng)性能。

由圖7右圖可知，在垂直氣門中心的水平切面方向上，不同最小截面積比下的流動(dòng)狀態(tài)相差較大。最小截面比0.51方案中，氣流流向偏向氣道兩側(cè)，存在較嚴(yán)重的中間部位氣體分離現(xiàn)象;0.55方案中，氣流的主流在氣道中心線部位，并且流動(dòng)較順暢;0.6方案中，氣流分布相對(duì)最均勻，并且流動(dòng)最為順暢，故而該方法下流量系數(shù)和螺旋進(jìn)氣道流量都相對(duì)較高。隨著最小截面比的進(jìn)一步增大，氣道內(nèi)流動(dòng)明顯偏向內(nèi)側(cè)或外側(cè)，在另一側(cè)形成低流速區(qū)，從而降低了其流通能力，導(dǎo)致氣道流量系數(shù)，螺旋進(jìn)氣道流量及切向進(jìn)氣道流量都大幅降低。

4.2 螺旋坡角對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)的影響

螺旋坡角決定了氣流進(jìn)入氣缸時(shí)的豎直方向的分速度，對(duì)氣道的流通系數(shù)和渦流比都有較大的影響。本文在基本型進(jìn)氣道螺旋坡角65°的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了螺旋坡角分別為55°，60°，70°，75°的四種新氣道模型，并進(jìn)行了相應(yīng)的氣道-氣缸內(nèi)流動(dòng)數(shù)值模擬分析，其具體模擬結(jié)果見(jiàn)表2。

表2為不同螺旋坡角下的平均流量系數(shù)和平均渦流比。由表2可知，隨著螺旋坡角的增大，平均流量系數(shù)先增后減;平均渦流比則沒(méi)有明確的趨勢(shì)，但總體上逐步減小。進(jìn)一步分析螺旋氣道流量和切向氣道流量的分配可知，隨著螺旋坡角的增大，切向氣道的流量逐步減小，螺旋氣道流量則變化不大，但總體上是先增大后減小。同時(shí)可知，隨著螺旋坡角的增大，螺旋氣道流量占總體流量的比例逐步增大。其原因分析如下：隨著螺旋坡角的增大，切向氣道內(nèi)的流通截面逐步減小，從而使得其流通能力逐步降低;在螺旋氣道中，隨著螺旋坡角的增大，螺旋氣道內(nèi)氣體受螺旋坡角的壓迫下直接流向氣門處，氣體流程逐步減短，流動(dòng)阻力逐步減小，可以增大流通能力;但同時(shí)，較大的螺旋坡角，會(huì)使流動(dòng)截面積減小，從而減小了其流動(dòng)能力，故而使得螺旋氣道流量呈現(xiàn)出先增后減的趨勢(shì)。同時(shí)，當(dāng)螺旋氣道因流動(dòng)流程減短而使流量增大時(shí)，切向氣道流量因螺旋氣道的分流而流量減小;當(dāng)螺旋氣道因流動(dòng)截面減小而流量減小時(shí)，切向氣道流量先減小再稍微增大。這主要是螺旋氣道流動(dòng)截面的改變，使得氣道內(nèi)流型發(fā)生了變化。

圖8為不同螺旋坡角下，氣門升程6mm時(shí)的進(jìn)氣道內(nèi)截面流線圖和缸內(nèi)流線圖。由圖8左圖可知，隨著螺旋坡角的增大，氣流流線越來(lái)越朝下轉(zhuǎn)向，這也驗(yàn)證了前面的分析，在較大的螺旋坡角下，螺旋氣道內(nèi)氣體受上壁面壓迫，較大比例的氣體直接進(jìn)入氣門區(qū)域而未進(jìn)行螺旋運(yùn)動(dòng)。由圖8右圖螺旋氣道水平剖面流線可知，隨著螺旋坡角的變化，其流線分布并沒(méi)出現(xiàn)較大的變化，這表明，螺旋坡角的變化，對(duì)螺旋進(jìn)氣道內(nèi)氣流的水平流形影響較小。由圖8還可知，不同螺旋坡角下，螺旋氣道外側(cè)都存在著一定的流動(dòng)分離，氣道結(jié)構(gòu)可進(jìn)一步優(yōu)化。綜合可知，較大的螺旋坡角，將使螺旋氣道內(nèi)氣流速度的豎直分量增大，從而使其進(jìn)氣能力增大，但受流動(dòng)截面積減小的影響，其進(jìn)氣能力又有所減小。較大的豎直速度分量使氣體直接流向氣門而未做螺旋運(yùn)動(dòng)，使氣道產(chǎn)生螺旋運(yùn)動(dòng)的能力減弱。該氣道各方案中，螺旋坡角為55°，60°時(shí)，平均流量系數(shù)比基本型進(jìn)氣道略小，但渦流比增加較多。在氣道設(shè)計(jì)時(shí)，可以選擇螺旋坡角在55°到60°之間，既保證了較高的平均渦流比，同時(shí)可以獲得較大的平均流量系數(shù)。

4.3 螺旋包角對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)的影響

螺旋包角決定了氣流進(jìn)入氣缸時(shí)的圓周方向的分速度，對(duì)氣道的流通系數(shù)和渦流比都有較大的影響。本文在基本型進(jìn)氣道螺旋包角為105°的基礎(chǔ)上，分別設(shè)計(jì)了螺旋包角分別為95°、100°、110°和115°的四種新氣道模型，其模擬結(jié)果見(jiàn)表3。

表3為不同螺旋包角下的平均流量系數(shù)和平均渦流比。由表3可知，螺旋氣道的進(jìn)氣量隨著螺旋包角的增大而逐步減小，這主要是隨著螺旋包角的增大，螺旋氣流旋轉(zhuǎn)的角度增大，進(jìn)入氣缸的阻力增大，從而導(dǎo)致流量系數(shù)減少。但螺旋氣道流量減小的通順，切向氣道流量有增加的趨勢(shì)，這表明在一定的壓差作用下，螺旋氣道流動(dòng)受阻，將有一部分氣體轉(zhuǎn)移到切向氣道，導(dǎo)致切向氣道流量增大。綜合螺旋氣道和切向氣道的結(jié)果可知，隨著螺旋包角的增加，雙進(jìn)氣道進(jìn)氣能力降低，這與平均流量系數(shù)相吻合。由表3可知，渦流比則呈現(xiàn)出明顯的先增大再減小趨勢(shì)，這表明當(dāng)螺旋包角由95°增加到100°，由于螺旋包角的增加，氣流旋流增大，渦流比增大，當(dāng)進(jìn)氣道的螺旋坡角進(jìn)一步增大后，氣流的旋轉(zhuǎn)影響了進(jìn)氣道的進(jìn)氣能力，從而使得整體進(jìn)氣的旋轉(zhuǎn)沖量降低，渦流比降低。這從螺旋氣道流量占比的變化趨勢(shì)也可以驗(yàn)證，螺旋包角大于100°之后，隨著螺旋包角的增大，螺旋氣道流量占總流量的比例明顯減小。

圖9顯示了雙氣道在缸內(nèi)產(chǎn)生的渦流速度矢量情況，由圖9可知，該氣道中，螺旋氣道產(chǎn)生的渦旋旋轉(zhuǎn)方向和切向氣道產(chǎn)生的渦旋旋轉(zhuǎn)方向相反，這就使得最終的渦流比是兩者競(jìng)爭(zhēng)的結(jié)果。在小螺旋包角下，螺旋氣道流量占比大，切向氣道對(duì)總體渦流比的影響較小，但在大螺旋包角方案中，切向氣道流量占比逐步增大，減弱了螺旋氣道產(chǎn)生的渦流比。在該氣道各方案中，綜合各方案的流量系數(shù)和渦流比數(shù)據(jù)，建議選用螺旋包角100°的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

4.4 渦流室高度對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)的影響

渦流室高度主要是氣門與氣缸的垂直距離，屬于氣門布置參數(shù)。本文基本型進(jìn)氣道渦流室高度為10mm，在基本型進(jìn)氣道的基礎(chǔ)上，共設(shè)計(jì)了渦流室高度分別為6mm，8mm，12mm，14mm的四種新氣道模型，其模擬結(jié)果見(jiàn)表4。

由表4可知，隨著渦流室高度的增大，平均流量系數(shù)總體趨勢(shì)在增大，這時(shí)渦流室的整流作用，使得氣流在渦流室通道內(nèi)較平順地流動(dòng)，故而減少了氣流相撞損失。但在更大的渦流室高度下，流量系數(shù)產(chǎn)生了突降，這表明渦流室高度過(guò)長(zhǎng)時(shí)，其沿程阻力逐步形成主要因素，導(dǎo)致螺旋進(jìn)氣道流量重新降低。由于渦流室的整流作用，隨著渦流室高度增大，其平均渦流比總體趨勢(shì)在逐步減小。

圖10為氣門升程6mm時(shí)，不同渦流室高度下的氣道喉口速度分布矢量圖。由圖10可知，隨著渦流室的增大，螺旋氣道產(chǎn)生的氣流渦流在渦流室內(nèi)運(yùn)行路徑增長(zhǎng)，這樣使得氣流渦流旋轉(zhuǎn)的能量進(jìn)一步損失，故而其渦流比總體趨勢(shì)在一直降低。同樣，隨著渦流室高度的增大，進(jìn)入氣缸氣流的切向分量變小，體現(xiàn)了渦流室高度的整流效果，導(dǎo)致螺旋氣道的氣流流量先逐步增加。由圖10還可知，隨著渦流室高度的增大，螺旋氣道流動(dòng)的切向流速逐步降低，使得螺旋氣道和切向氣道的流動(dòng)競(jìng)爭(zhēng)效應(yīng)逐步減輕，故而其切向氣道的流量系數(shù)也得到一定程度的提高，從而使得進(jìn)氣道的整體進(jìn)氣能力有一定的提高。綜合流量系數(shù)和渦流比趨勢(shì)可知，當(dāng)渦流室高度為8mm時(shí)，平均渦流比超過(guò)了基本型進(jìn)氣道，而流量系數(shù)幾乎相同，故而8mm的渦流室高度其綜合性能更佳。

5 結(jié)語(yǔ)

雙進(jìn)氣道是現(xiàn)代發(fā)動(dòng)機(jī)的趨勢(shì)，進(jìn)行氣道的正向設(shè)計(jì)，有利于從原理上提高對(duì)氣道進(jìn)氣能力的理解，從而促進(jìn)內(nèi)燃機(jī)工業(yè)的進(jìn)一步發(fā)展。實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證表明，本文的氣道-氣缸內(nèi)流動(dòng)數(shù)值模擬具有較好的精度。雙進(jìn)氣道中，螺旋進(jìn)氣道的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)氣道整體性能有較大影響，故而需要進(jìn)行結(jié)構(gòu)尋優(yōu)。對(duì)比各結(jié)構(gòu)因素可知，螺旋坡角和螺旋包角對(duì)進(jìn)氣道的流量系數(shù)和渦流比影響相對(duì)較大，是螺旋進(jìn)氣道的主要影響結(jié)構(gòu)參數(shù)。本文雙進(jìn)氣道中，最小截面比0.6，螺旋坡角60°，螺旋包角100°，渦流室高度為12mm時(shí)，雙進(jìn)氣道的綜合性能最佳，流量系數(shù)較大渦流比也較強(qiáng)。

參考文獻(xiàn)

[1] 史紹熙，李玉峰，劉書(shū)亮，等.4氣門火花點(diǎn)火式車用發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)滾流和渦流運(yùn)動(dòng)的研究[J].燃燒科學(xué)與技術(shù)，1996，2（3）：215-225.

[2] 張小矛，謝楓.發(fā)動(dòng)機(jī)螺旋進(jìn)氣道三維流場(chǎng)數(shù)值模擬及試驗(yàn)研究[J].小型內(nèi)燃機(jī)與摩托車，2007， 36（3）：1-4.

[3] 李明海，王磊，崔洪江.基于數(shù)值模擬的螺旋進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)優(yōu)化[J].內(nèi)燃機(jī)車，2009（6）：16-22.

[4] 肖華.柴油機(jī)雙進(jìn)氣道主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其流動(dòng)性能的影響[D].武漢：華中科技大學(xué)，2007.

[5] 吳浩.柴油機(jī)螺旋進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)氣道性能的影響及其優(yōu)化設(shè)計(jì)[D].武漢：華中科技大學(xué)，2006.

[6] Oliver Sch?gl， Hermann Ed tmayer， Stephan Schmidt .Design of a Tumble-Orientated Intake Port Layout for a Gasoline Combustion Process Used in Power Sport Application[J]. SAE 2011-32-0589.

[7] Eugene de Villiers Engys， Carsten Othmer Volkswagen AG， Multi-Objective Adjoint Optimization of Intake Port Geometry[J].SAE 2012-01-0905.

[8] 劉曉宇.Pro/ENGINEER 野火版逆向工程設(shè)計(jì)完全解析[M].北京：中國(guó)鐵道部出版社，2010：116.

[9] 王旭旭，胡光忠.基于HoQ理論列車車體參數(shù)關(guān)系研究，機(jī)械設(shè)計(jì)與研究，2015，31（6）：162-165.

[10] 劉慧，姜楠.基于 Pro/E 的產(chǎn)品混合型設(shè)計(jì)方法[J].揚(yáng)州大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2008，11（4）： 54-56.

[11] 代菊英，涂群章，趙建勛.基于 Geomagic、Imageware 和 Pro/E 的機(jī)械零件逆向建模方法[J]. 工具技術(shù)，2012，46（5）：55-58.

[12] 張健.汽車整車逆向設(shè)計(jì)內(nèi)容總結(jié)及正向設(shè)計(jì)流程探討[J].新技術(shù)新工藝，2013（5）：53-56.

[13] 王麗平.基于CAD/CFD的135型柴油機(jī)螺旋進(jìn)氣道的研究[D].大連：大連理工大學(xué)，2007.

[14] 夏興蘭.內(nèi)燃機(jī)氣道性能的評(píng)價(jià)方法[J].現(xiàn)代車用動(dòng)力，2007（5）：7-12.

[15] 王志，黃榮華，王必，等.基于CAD/CAM/CFD的發(fā)動(dòng)機(jī)氣道研究.內(nèi)燃機(jī)工程，2002，23（3）：26-29.