郭彥豆，徐 飚

（柳州五菱柳機動力有限公司，廣西 柳州 545005）

0 引言

“國六A”要求在非工況和測試環(huán)境下，一氧化碳排放量、非甲烷總烴和總碳化合物排放量降低至少50%；氮氧化物排放量標準加嚴42%，堪稱史上最嚴排放標準。隨著“國六A”“國六B”的實施，汽車燃油消耗限制的要求更嚴苛。在汽油發(fā)動機的設(shè)計和開發(fā)過程中，除了要考慮追求動力性，經(jīng)濟性也是重要的設(shè)計指標。汽油發(fā)動機缸內(nèi)氣體的流動狀態(tài)對燃燒有至關(guān)重要的影響，而汽油機進氣道的形狀則很大程度決定缸內(nèi)氣體的流動狀態(tài)[1]。因而，合理設(shè)計汽油機進氣道是提高動力性、經(jīng)濟性的關(guān)鍵。

本研究以五菱柳機某款發(fā)動機缸蓋為研究對象，基于原機型的缸蓋進氣道進行氣道測量，并針對測量結(jié)果，對該進氣道進行優(yōu)化設(shè)計，得出的測量結(jié)果與原設(shè)計分析對比。實驗證明缸蓋氣道結(jié)構(gòu)中的細節(jié)對發(fā)動機的性能有顯著影響，通過優(yōu)化缸蓋進氣道結(jié)構(gòu)，降低發(fā)動機油耗降低5%。

1 進氣道測量結(jié)果的評價方法

在發(fā)動機進氣道的氣量測量中，目前行業(yè)內(nèi)尚未統(tǒng)一氣道的評價標準，氣道流量系數(shù)和滾流比的評價標準得到認可和廣泛應(yīng)用的有：Ricardo、FEV、AVL、SwRI。本公司試驗設(shè)備使用Ricardo 和AVL 評價氣道，因此,本研究選取Ricardo 作為流量系數(shù)的評價標準，選取AVL 作為滾流比的評價標準。

1.1 流量系數(shù)計算式

Ricardo 評價方法：假設(shè)氣體流動過程內(nèi)外壓差不變，在發(fā)動機氣道CFD 計算中，流量系數(shù)定義為通過氣道中某一截面實際通過氣體的流量與計算得出氣體的流量的比值[2]。

定義式如下：

式中：mact為實際氣體流量；mtheo為理論氣體流量；本文采用出口邊界的流量作為mact，則有：

式中：AV為進氣門座圈面積；ρ為氣缸內(nèi)氣體密度；△p為氣道進出口壓差；△pavg為平均密度。

式中：dV為進氣門座圈內(nèi)徑；n為每缸氣門數(shù)。

式中：ρ0為氣缸外大氣密度。

1.2 AVL 滾流比計算公式

圖1 所示的是滾流示意圖，在發(fā)動機氣道CFD計算中，可假設(shè)活塞平均速度與缸內(nèi)流場平均速度相等，滾流比TR定義為：

圖1 滾流示意圖

式中：npadd為葉片風(fēng)速儀轉(zhuǎn)速；nmot為假定發(fā)動機轉(zhuǎn)速；S為活塞沖程；A為氣缸截面積；m為質(zhì)量流量；npadd為葉片風(fēng)速儀轉(zhuǎn)速。

式中：D為氣缸直徑。

2 氣道測量條件和目標

2.1 進氣道三維幾何模型

從結(jié)構(gòu)上看，在進氣口端，原氣道（圖2）更加趨于圓形，氣道走向直。此結(jié)構(gòu)有利于減少流動阻力，不利于滾流的形成。優(yōu)化后氣道（圖3）比較寬大，平均滾流比變大，平均流量系數(shù)減少。

圖2 原氣道

圖3 高滾流比氣道

2.2 氣道試驗參數(shù)

為了更準確得到兩種起到的滾流比與流量系數(shù)，將原氣道和優(yōu)化后氣道設(shè)計的缸蓋分別用氣道試驗機進行試驗，氣道試驗參數(shù)見表1。

表1 氣道試驗參數(shù)

測量單個進氣道2 mm、3 mm、4 mm、5 mm、6 mm、7 mm、8 mm、9 mm、9.8 mm 氣門升程下的滾流比和流量系數(shù)，并將測量結(jié)果計算，得到平均滾流比和平均流量系數(shù)。平均流量系數(shù)代表進氣道的流通能力，越大發(fā)動機的進氣能力越好。平均滾流比對發(fā)動機的性能有積極影響，滾流越強發(fā)動機的燃燒速度越快，熱效率會提高。氣道的滾流比和流量系數(shù)這兩個參數(shù)是互相矛盾，增加滾流比的同時，流量系數(shù)會降低。

2.3 目標

綜合發(fā)動機性能和油耗要求，初定目標如下：

（1）流量系數(shù)：Ricardo＞0.25；

（2）滾流比參數(shù)：AVL＞2.05。

3 原進氣道與優(yōu)化氣道的流量系數(shù)對比

3.1 方案1（只優(yōu)化氣道）與原進氣道平均流量系數(shù)測量

為了評價氣道性能，測量原氣道與優(yōu)化后氣道的平均流量系數(shù)以評價氣道流通性能。流量系數(shù)大，發(fā)動機功率、扭矩就大，當然最終還是以發(fā)動機臺架性能驗證結(jié)果為準。

表2 為平均流量系數(shù)對比結(jié)果，從表中可以看出，優(yōu)化氣道的平均流量系數(shù)比原進氣道的下降約0.015，說明優(yōu)化后氣道氣體通能力變化不大。

表2 平均流量系數(shù)對比

3.2 方案1（只優(yōu)化氣道）與原進氣道平均滾流比對比

為了評價氣道性能，需要測量原氣道與優(yōu)化后氣道的滾流比。滾流比大，發(fā)動機油耗低，最終還是以發(fā)動機臺架性能驗證結(jié)果為準。

表3 為平均滾滾對比結(jié)果，從表中可以看出，優(yōu)化后氣道的平均滾流比比原型機提升約0.4，說明寬大的氣道有利于滾流的形成。但離目標較遠，還需要繼續(xù)優(yōu)化。

表3 平均滾流比對比

4 優(yōu)化氣道細節(jié)

檢查優(yōu)化后氣道的缸蓋，發(fā)現(xiàn)可以通過加大進氣道和進氣門座圈內(nèi)徑、刀檢進氣道內(nèi)臺階等方式可以進一步優(yōu)化進氣道。

4.1 方案2：在方案1 的基礎(chǔ)上加大進氣道和進氣門座圈內(nèi)徑

因為空間限制，缸蓋不能做太大的更改。為了保證缸蓋進氣道與水道間的壁厚，進氣道只能單邊加大0.6 mm，如圖4 。進氣門座圈厚度有限，內(nèi)徑只能由26.8 mm 改為28 mm。優(yōu)化后，重新用氣道試驗機進行試驗。

圖4 打磨進氣道單邊加大0.6mm

為探究缸蓋重復(fù)拆裝對氣道的流量系數(shù)和滾流比的影響，同一件缸蓋重復(fù)拆裝氣門、彈簧等子零件兩次，每次分別測量一次進氣道，對比結(jié)果見表4、表5。

由表4、表5 可以看出：

表4 平均流量系數(shù)對比

表5 平均滾流比對比

（1）優(yōu)化后，平均流量系數(shù)下降了約0.04，但是大于目標值。

（2）優(yōu)化后，平均滾流比提高了1～1.3，接近目標。進氣道的拓寬對平均滾流比的影響很大。

（3）兩次測量有一定偏差，由氣門拆裝和缸蓋安裝到設(shè)備上的誤差引起。

4.2 方案3：在方案2 基礎(chǔ)上刀檢進氣道內(nèi)臺階

檢查缸蓋的進氣道，發(fā)現(xiàn)內(nèi)部存在大小不一的弧形小臺階，為機加工刀檢進氣道時形成，如圖5。通過優(yōu)化刀檢工藝，可以消除小臺階，如圖6。將消除小臺階后的缸蓋，重新用氣道試驗機進行試驗。

圖5 刀檢前，進氣道內(nèi)有臺階

圖6 刀檢后，進氣道內(nèi)無臺階

為進一步探究缸蓋重復(fù)拆裝對氣道的流量系數(shù)和滾流比的影響，同一件缸蓋重復(fù)拆裝氣門、彈簧等子零件兩次，每次分別測量一次進氣道對比結(jié)果見表1 和表7。

由表6、表7 可以看出：

（1）優(yōu)化后，平均流量系數(shù)下降了約0.1，且達到目標。

（2）優(yōu)化后，平均滾流比提高了0.1～0.4，達到目標。

（3）兩次測量還是有一定偏差，由氣門拆裝和缸蓋安裝到設(shè)備上的誤差引起。

（4）說明進氣道小臺階等結(jié)構(gòu)細節(jié)對平均流量系數(shù)和平均滾流比有明顯影響。

表6 平均流量系數(shù)對比

表7 平均滾流比對比

優(yōu)化前后發(fā)動機性能與油耗對比見表8。優(yōu)化后，發(fā)動機功率下降1.5 kW，扭矩提升4 N·m，2000（r/min）/0.2 MPa 油耗下降10%，達到設(shè)計要求。

表8 優(yōu)化前后發(fā)動機性能與油耗對比

5 結(jié)論

通過對原型機加大氣道、優(yōu)化臺階的改造，降低了氣道的流量系數(shù)，提升了滾流比，使發(fā)動機動力性能有限下降的同時，改善發(fā)動機的經(jīng)濟性，達到優(yōu)化目的。同時，也證明了氣道臺階等細節(jié)對氣道的流量系數(shù)和滾流比有顯著影響。