樓狄明，潘雪偉，2，房 亮，張小矛，施雅風(fēng)，石 健

（1.同濟大學(xué)汽車學(xué)院，上海 201804；2.上汽大通汽車有限公司，上海 201805；3.上海汽車集團股份有限公司乘用車公司，上海 201805；4.移動源后處理技術(shù)（河南）研究院有限公司，河南許昌 461000）

隨著電池、電機成本的進一步降低，混合動力汽車因其良好的動力性、經(jīng)濟性和低排放特性，將逐漸成為主流，進而推動傳統(tǒng)內(nèi)燃機向高效率、低排放方向發(fā)展［1-2］?；旌蟿恿ο到y(tǒng)可使發(fā)動機運行在高效的點工況或線工況上，因此最高熱效率對于混合動力發(fā)動機至關(guān)重要。常見能提高熱效率的技術(shù)有：高壓縮比、中冷EGR（排氣冷卻再循環(huán)）、米勒循環(huán)、稀薄燃燒、渦輪增壓等［3］。這些技術(shù)的采用可能會引起缸內(nèi)燃燒的不穩(wěn)定、早燃甚至爆震等不利因素出現(xiàn)，因此需要設(shè)計更加先進的燃燒系統(tǒng)來組織清潔高效的燃燒［4-5］。

燃燒系統(tǒng)開發(fā)最核心的難點是對缸內(nèi)氣流運動的設(shè)計。缸內(nèi)氣流運動主要分滾流、渦流、擠流和湍流。進氣過程中，繞垂直于汽缸軸線旋轉(zhuǎn)的有組織的空氣旋流稱之為滾流［6］。相較于渦流，在壓縮過程滾流動能衰減較少，并可保存到壓縮行程末期；在接近上止點時刻，大尺度滾流將破裂成許多小尺度漩渦，使湍動能增加［6-7］。滾流對汽油發(fā)動機性能提升主要有四個作用：首先，滾流有利于缸內(nèi)直噴汽油機的油氣混合；其次，滾流是組織缸內(nèi)分層燃燒最有效、可控的方式；再次，滾流提高了火焰?zhèn)鞑ニ俣?，進而提高燃燒效率；最后，滾流能提高燃燒穩(wěn)定性，削弱EGR和稀薄燃燒引起的循環(huán)波動［5-8-9］。較高的滾流強度會使得發(fā)動機在高負荷或高瞬態(tài)下更容易發(fā)生爆震，因此在傳統(tǒng)發(fā)動機中滾流強度的提升受到限制?；旌蟿恿Πl(fā)動機由于其大部分工況集中在中低負荷，得益于電機的動力補償，發(fā)動機高負荷和高瞬變工況較少，高滾流技術(shù)可以再混動發(fā)動機上得到更多的應(yīng)用。

國內(nèi)外專家、學(xué)者對高滾流比進氣道進行非常充分的研究。來自豐田汽車公司的Yoshihara Y等人［10］利用氣道穩(wěn)態(tài)流動試驗臺和三維仿真工具，研究了不同滾流比、不同氣道口結(jié)構(gòu)、不同進氣道與氣門夾角、進排氣門間夾角等因素對進氣流量系數(shù)和滾流強度的影響。來自首爾大學(xué)的Myoungsoo K等人［11］提出了一種基于流動能量的滾流模型，能捕獲以前研究中未區(qū)分的流動特性差異，提供了之前未有的滾流能量現(xiàn)象的理解。來自AVL公司的Jennifer W［12］等人，通過單缸機試驗和CFD仿真工具，采用了超高滾流比進氣道、高能點火、低壓EGR和高壓縮比技術(shù)，研究了小型強化汽油機的EGR率極限和抗爆震極限。來自上海交通大學(xué)的Yang Jie等人［13］通過光學(xué)單缸機試驗和CFD仿真，研究了0.5、1.5、2.2滾流比下缸內(nèi)流動特性以及燃燒特性，認(rèn)為較高滾流比能有效提高火焰?zhèn)鞑ニ俣群腿紵剩档吞紵熒?。來自天津大學(xué)的張喜崗等人［14］利用光學(xué)單缸機，研究了可變滾流比氣道對發(fā)動機低速工況噴霧和燃燒的影響。來自上汽乘用車的張小矛等人［15］應(yīng)用穩(wěn)態(tài)CFD數(shù)值分析和氣道穩(wěn)流試驗方法對某乘用車汽油機的原氣道和改進氣道進行了分析。

本文主要研究不同進氣道結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的滾流所帶來的影響。研究方法為：基于base氣道，設(shè)計了三款氣道；通過仿真分析了穩(wěn)態(tài)缸內(nèi)滾流強度及流量系數(shù)等關(guān)鍵參數(shù)，并與試驗結(jié)果進行對照；通過仿真分析瞬態(tài)過程缸內(nèi)滾流比、湍動能、油氣混合均勻性和燃燒速率等影響因素。

1 氣道設(shè)計及試驗

基于一臺1.5L增壓汽油發(fā)動機進氣道基礎(chǔ)上（簡稱進氣道0），重新設(shè)計了3種進氣道，分別是進氣道1、進氣道2和進氣道3。4種進氣道沿進氣方向剖面輪廓線及剖面截面位置如圖1所示。從進氣口往外分別有9個截面，從截面3開始比較能體現(xiàn)進氣道的結(jié)構(gòu)差異。根據(jù)工程經(jīng)驗設(shè)計，通常當(dāng)截面積固定時，上下輪廓線與氣門軸線夾角越小，進氣流向系數(shù)越大，但滾流比也越??；同時氣道的“魚腩”式設(shè)計有利于提高缸內(nèi)滾流強度。進氣道1相比于進氣道0，上輪廓線更為平滑不上凸，下輪廓線差異不大；進氣道2的上輪廓線與進氣道0接近，但其下輪廓線也很平滑不下凹；進氣道3的上輪廓線不但沒有上凸反而略有下凹趨勢，為了保證截面積接近，因而其下輪廓線下凹最明顯。

圖1 4種氣道輪廓線對比及氣道剖面測量位置Fig.1 Comparison and measurement position of four kinds of airway contour

如圖2所示為各氣道沿垂直進氣方向剖面積的大小對比。對于進氣道0，綜合考慮了進氣流量系數(shù)和滾流比，因而其大部分位置截面積都要大于其它氣道；對于進氣道2，由于其上下輪廓線都比較平直，因而其大部分位置截面積都是最小的；進氣道1和進氣道3截面積位于前兩者之間，由于進氣道3上輪廓線最低，因而其大部分位置的截面積是要比進氣道1小。

圖2 氣道剖面面積對比Fig.2 Comparison of airway section

如圖3所示為通過3D打印快速成型的各進氣道芯盒，用于氣道穩(wěn)態(tài)吹風(fēng)試驗。圖4所示試驗臺架為天津大學(xué)內(nèi)燃機燃燒學(xué)國家重點實驗室提供的內(nèi)燃機氣道穩(wěn)流試驗臺。通過測量氣門升程、起到壓差、葉片轉(zhuǎn)速、流量、大氣壓力、溫度和濕度等參數(shù)，獲得進氣量和氣流運動強度等測試結(jié)果［14］。

圖3 不同方案的氣道芯盒Fig.3 Different schemes of airway core box

圖4 穩(wěn)態(tài)吹風(fēng)試驗臺Fig.4 Steady-state blowing test bed

發(fā)動機技術(shù)參數(shù)如表1所示，實驗采用1.5T中置直噴渦輪增壓汽油發(fā)動機，壓縮比為11.5。該發(fā)動機基于氣門可變正時機構(gòu)的控制實現(xiàn)米勒循環(huán)，同時在進氣門附近采用了不等流量的Masking技術(shù)以提升進氣滾流強度。

表1 發(fā)動機參數(shù)Tab.1 Engine parameters

2 穩(wěn)態(tài)試驗及仿真結(jié)果分析

通過對比氣道穩(wěn)態(tài)吹風(fēng)試驗結(jié)果與氣道穩(wěn)態(tài)CFD仿真結(jié)果，可以定性判斷不同氣道結(jié)構(gòu)對進氣流量系數(shù)和缸內(nèi)滾流比影響的程度。

進氣道穩(wěn)態(tài)CFD分析幾何模型一般包括進氣道、進氣門、進氣門座、燃燒室頂部、2.5倍缸徑的模擬缸套和進口穩(wěn)壓腔。進氣道三維穩(wěn)態(tài)模擬分析流動控制方程有連續(xù)性方程、動量守恒方程、能量守恒方程和氣體狀態(tài)方程。湍流模型采用高雷諾數(shù)k－ε模型；離散方程組的壓力和速度耦合采用SIMPLE算法；空間網(wǎng)格采用中心差分格式；固定壁面邊界采用絕熱無滑移，壁溫為300K；為了避免在近壁區(qū)使用過細的計算網(wǎng)格，減少計算時間，采用壁面函數(shù)對邊界層進行處理。與氣道穩(wěn)流試驗臺類似，進出口采用定壓差方法，壓差設(shè)定為7.84kPa［15］。

對于氣道評價方法，國際上普遍采用Ricardo、FEV、AVL和SwRI等方法進行評價，國內(nèi)普遍用的較多的是Ricardo和AVL方法，但目前FEV方法也逐漸被采用。Ricardo和AVL方法計算某一氣門升程下氣道的流量系數(shù)是以氣門座的最小內(nèi)徑為參考直徑，因此這兩種方法更多的是對氣道本身進行評價，而FEV方法的流量系數(shù)計算是以缸徑為參考直徑，因此這種方法更多的評價是偏向于氣道與發(fā)動機的匹配合適程度，在某種意義上來說，該種方法對整機性能開發(fā)來說更重要。

結(jié)合上述評價方法，筆者研究的氣道在最大氣門升程下（或在氣門升程為0.3倍的氣門座最小內(nèi)徑下）進行評價，流量系數(shù)計算以缸徑為參考直徑，滾流比在0.5倍的缸徑上進行計算，如圖5所示。

圖5 穩(wěn)態(tài)CFD進氣道數(shù)值評價方法示意圖Fig.5 The schematic diagram of numerical evaluation method for steady CFD inlet

流量系數(shù)計算公式為［16］

式中：Cf為流量系數(shù)；mflow為流經(jīng)氣道的實際流量；mtheory為流經(jīng)氣道的理論流量；A為計算參考直徑；Δp為氣道壓降；ρ為進氣密度；db為缸徑。

滾流比計算公式為

式中：Rt為滾流比；ωfk為0.5倍缸徑面上繞旋轉(zhuǎn)軸的角速度；ωmot為假想的發(fā)動機轉(zhuǎn)速；mi為單元網(wǎng)格的質(zhì)量；vi為單元的切向速度；ri為單元中心到旋轉(zhuǎn)軸的距離；S為發(fā)動機行程。

本文的仿真和實驗的研究均以2 000r·min-1、100%負荷工況點為例說明。如圖6所示，為在穩(wěn)態(tài)吹風(fēng)臺架上進行氣道芯盒穩(wěn)流試驗和氣道穩(wěn)流CFD仿真分析的流向系數(shù)結(jié)果對比。隨著氣門升程的不斷增加，試驗和仿真的流量系數(shù)均呈現(xiàn)不斷增加的趨勢，且當(dāng)氣門升程大于5mm后，流量系數(shù)趨于穩(wěn)定。在試驗結(jié)果中，當(dāng)氣門升程較小時，各氣道流量系數(shù)相差不大；當(dāng)氣門升程大于4mm后，進氣道0的流量系數(shù)最大，與進氣道2流量系數(shù)接近，其次是進氣道1，流向系數(shù)最小的是進氣道3。當(dāng)氣門升程達到8mm時，進氣道1、進氣道2和進氣道3三種進氣道分別相比于進氣道0流量系數(shù)降低了6.8%、15.0%和12.8%。在仿真結(jié)果中，當(dāng)氣門升程較小時，各氣道流量系數(shù)相差不大；當(dāng)氣門升程大于4mm后，進氣道0流量系數(shù)最大，進氣道2與進氣道1流量系數(shù)次之且較為接近，最小的仍是進氣道3。在氣門升程8mm時，仿真與試驗得到的流量系數(shù)誤差平均為8%。如圖6c所示，可以看出仿真與實驗的結(jié)果基本吻合，氣道整體截面積減小會其流量系數(shù)也會有所減小，僅在氣門升程到8mm時仿真結(jié)果的流量系數(shù)要略低于實驗結(jié)果。氣道下輪廓線的下凹會較明顯降低進氣流向系數(shù)，上輪廓線的平滑或下凹也會一定程度上減小進氣流量系數(shù)。同時也可以看出，仿真計算模型對于進氣道下輪廓線的影響體現(xiàn)的相對不明顯，在計算方法上應(yīng)該引入新的參數(shù)或修正系數(shù)。

圖6 各升程下氣道穩(wěn)態(tài)試驗與仿真分析流量系數(shù)對比Fig.6 Comparison of flow coefficients between steady state test and simulation analysis of airway under different lifts

如圖7所示，為在穩(wěn)態(tài)吹風(fēng)臺架上進行氣道芯盒穩(wěn)流試驗和氣道穩(wěn)流CFD仿真分析的滾流比結(jié)果對比。隨著氣門升程的不斷增加，試驗的滾流比在前3mm升程呈現(xiàn)先增加的趨勢，3mm～4mm緩慢降低，5mm升程后又增加的趨勢；仿真滾流比在0mm～2mm升程急劇增加，在2mm～4mm又明顯下跌，4mm后又呈現(xiàn)平穩(wěn)增加的趨勢。在試驗結(jié)果中，進氣道3的滾流比隨氣門升程增加單調(diào)遞增，未出現(xiàn)明顯下跌。進氣道1、進氣道2和進氣道0的滾流比隨氣門升程增加而增加，但在3mm～4mm升程中略有降低，降低的幅度進氣道1最小，進氣道2最大。在氣門升程5mm處各氣道滾流比差別較大，進氣道3滾流比最高，進氣道0、進氣道1和進氣道2滾流比相對分別降低14.0%、9.3%和16.8%。在仿真結(jié)果中，也是進氣道3的滾流比絕大多數(shù)時刻高于其他幾種進氣道，而進氣道0的滾流比在大多數(shù)時刻都是最低的。在各氣門升程下進氣道1、進氣道2和進氣道3的平均滾流比相比于進氣道0分別提升11.2%、8.3%和15%。

圖7 各升程下氣道穩(wěn)態(tài)試驗與仿真分析滾流比對比Fig.7 Comparison of the roll ratio between steady state test and simulation analysis of airway at each lift

使用式（1）～式（6）可計算得各氣道綜合滾流比和流量系數(shù)，具體分布如圖8所示。整體上看仿真計算的流向系數(shù)相比與實驗值要偏低，而滾流比相比于實驗值偏大，但整體規(guī)律和趨勢與實驗結(jié)果基本吻合。各氣道相比較于進氣道0的優(yōu)化的比例如表2所示。流量系數(shù)與滾流比間存在相互制約關(guān)系，一般為得到較高滾流比，均會犧牲一部分氣道的流動系數(shù)。在氣道穩(wěn)態(tài)吹風(fēng)試驗中，進氣道3相較于進氣道0滾流比提高了12.14%，流量系數(shù)減少了9.76%；進氣道1相較原氣道滾流比提高了5.73%，流量系數(shù)降低了5.08；進氣道2相較于原氣道幾乎沒有太大變化。而在穩(wěn)態(tài)CFD仿真分析中，進氣道3相較于原氣道滾流比提高了15.68%，流量系數(shù)減少了12.3%；進氣道1相較原氣道滾流比提高了14.66%，流量系數(shù)降低了6.78%；進氣道2相較于原氣道幾乎沒有太大變化。進氣道1試驗與仿真結(jié)果相差較大，在選用氣道時，應(yīng)以試驗結(jié)果為參考依據(jù)；其余兩個氣道仿真與試驗結(jié)果相差不大。

表2 各氣道優(yōu)化結(jié)果分析Tab.2 Analysis of optimization results of different airways

圖8 氣道滾流比與流量系數(shù)分布Fig.8 Distribution of tumble ratio and flow coefficient

3 瞬態(tài)CFD及燃燒仿真分析

如圖9所示為進氣和壓縮沖程下，缸內(nèi)瞬態(tài)滾流比變化情況。在氣門最大升程后約35°CA曲軸轉(zhuǎn)角處，缸內(nèi)滾流比達到峰值。進氣道3的滾利比峰值最大，進氣道0、進氣道1、進氣道2相比其滾流比峰值分別降低了25.8%、14.1%和30.3%。隨著氣門的關(guān)閉滾流比又有所降低。當(dāng)活塞上行時，缸內(nèi)滾流由于擠氣效應(yīng)又得以加強，在點火上止點前70°CA出現(xiàn)第二個峰值。此時仍然是進氣道3的滾利比峰值最高，進氣道0、進氣道1和進氣道2相比其滾流比峰值分別降低了20.4%、15.3%和27.4%。隨著活塞接近著火上止點時，由于燃燒室容積進一步被活塞壓縮，大尺度滾流破碎成較多小漩渦，滾流比急劇降低。從各個氣道的滾流比曲線來看，進氣過程的滾流比大小決定了整個進氣、壓縮和著火過程缸內(nèi)滾流強度。對于不同氣道滾流比大小與穩(wěn)態(tài)CFD分析得到結(jié)論一致，進氣道3在不同曲軸轉(zhuǎn)角下滾流比均最大，進氣道1次之，而進氣道0和進氣道2最小。

圖9 氣道瞬態(tài)CFD滾流比分析Fig.9 Transient CFD tumble ratio analysis of airway

如圖10所示為缸內(nèi)湍動能（Turbulence Kinetic Energy，TKE）的瞬態(tài)變化情況。整體趨勢上進氣道3的湍動能在各曲軸轉(zhuǎn)角下高于其他幾種進氣道，進氣道1次之，進氣道2湍動能最小。在氣門開啟2mm時出現(xiàn)第一個峰值，隨著氣門升程的進一步增大，缸內(nèi)氣流運動趨于規(guī)律化，隨后又急劇降低。在曲軸轉(zhuǎn)角大于390°后，TKE主要受到氣道結(jié)構(gòu)的影響。在曲軸轉(zhuǎn)角為450°左右時，隨著滾流比的提高，湍動能達到第二個峰值。隨著氣門的關(guān)閉和活塞擠氣效應(yīng)，湍動能先減少后增加。在滾流比由于擠氣效應(yīng)達到第二個峰值后，湍動能也隨之不斷增大，并由于大尺度滾流破碎成小尺度漩渦，湍動能進一步增加在點火上止點前30°出現(xiàn)了第三個峰值。進氣道3在450°轉(zhuǎn)角時，湍動能約160m2/s2，大于進氣道0的130m2·s-2。影響缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑サ囊刂饕芯植炕旌蠚鉂舛群透變?nèi)氣流運動強度。圖中小圖為點火時刻（725°）各氣道對應(yīng)缸內(nèi)湍動能。進氣道3最高約為18.3m2·s-2，其次為進氣道1和進氣道0，分別為17.4m2·s-2和17m2·s-2，最 低 的 是 進 氣 道1，約 為16.5m2·s-2。

圖10 氣道瞬態(tài)CFD湍動能分析Fig.10 Transient CFD turbulent kinetic energy analysis of airway

由于湍動能會影響缸內(nèi)油氣混合均勻性和著火時刻的火焰?zhèn)鞑ニ俣?。較高的湍動能可以提高油氣混合的均勻性，減少局部過濃，有利于混合氣的充分燃燒，減少顆粒物和其他氣態(tài)污染物的生成；同時缸內(nèi)較高的湍動能可以明顯提高火焰?zhèn)鞑ニ俣?，較快燃燒速度，縮短燃燒持續(xù)期，有利于減少爆震影響，在低速小負荷工況下，還有利于提高發(fā)動機瞬態(tài)響應(yīng)速度。因此對于增壓發(fā)動機來說，越高的湍動能有利于提高發(fā)動機的綜合性能。

采用CFD方法直接模擬噴油器內(nèi)的燃油流動及噴油器出口處的燃油液柱分解過程計算量太大，計算資源要求太高，現(xiàn)階段還難以應(yīng)用到實際設(shè)計當(dāng)中［14］。目前工程上常用的方法是采用定容彈或光學(xué)發(fā)動機測量噴霧特性，然后用來對CFD計算噴霧模型進行標(biāo)定，最后用標(biāo)定好的模型研究缸內(nèi)的油氣混合和燃燒。

如圖11所示為三個特殊時刻，各氣道對應(yīng)缸內(nèi)氣流運動云圖。在曲軸轉(zhuǎn)角460°時刻，缸內(nèi)滾流比達到最大的時刻；530°為進氣門關(guān)閉時刻；725°為點火時刻。對比460°時刻的缸內(nèi)氣體流動云圖，進氣道3對應(yīng)的汽缸內(nèi)能形成比較明顯的漩渦，平均流速也較快；而進氣道2和進氣道0對應(yīng)的缸內(nèi)氣流較為紊亂，未能形成大尺度的漩渦，且平均流動速度也小于進氣道3。進氣道1雖然形成了氣流旋渦，但是氣流的流速明顯低于進氣道3。曲軸轉(zhuǎn)角530°時刻，進氣道3對應(yīng)的汽缸靠近火花塞附近形成了一個較大的漩渦，且缸內(nèi)大部分區(qū)域流速均大于30m·s-1；進氣道1、進氣道2以及進氣道0中均出現(xiàn)兩個漩渦，漩渦中心流速較低因而缸內(nèi)氣流平均速度都比進氣道3低。進氣道3在此刻形成的兩個漩渦分隔比較明顯，但隨著滾流比的降低，進氣道1、進氣道0和進氣道2的兩個漩渦區(qū)分越來越模糊，甚至有合并的趨勢。曲軸轉(zhuǎn)角725°時刻，由于活塞接近上止點，汽缸內(nèi)體積較小，受到擠氣影響，缸內(nèi)原本存在的兩個渦流被擠壓匯成一個漩渦，因而導(dǎo)致進氣道2和進氣道0對應(yīng)汽缸內(nèi)出現(xiàn)大范圍紊流，且流速較低。因此從不同時刻缸內(nèi)氣體流動狀況來看，進氣道3能夠在缸內(nèi)各時刻形成較高的流動速度和較好的流動狀態(tài)，有益于缸內(nèi)的油氣混合，從而提高缸內(nèi)燃燒速度并降低污染物排放。

圖11 缸內(nèi)流場分析Fig.11 Analysis of flow distribution in cylinder

所研究發(fā)動機的噴油器噴嘴為6孔，噴射壓力為35MPa，缸內(nèi)背壓設(shè)置為0.1MPa，燃油溫度為20℃。噴霧模型的選擇對缸內(nèi)油氣混合過程的模擬分析非常重要，計算采用拉格朗日多相流耦合算法，噴嘴模型采用Effective模型，霧化及破碎模型采用Reitz模型，能量、動量及質(zhì)量傳遞模型采用Standard模型，燃油物性可變并通過子程序?qū)崿F(xiàn)，撞壁模型采用Bai＋Switch30模型，同時考慮湍動能耗散和重力的影響。

如圖12所示為曲軸轉(zhuǎn)角460°、530°和725°三個特殊時刻，各氣道對應(yīng)缸內(nèi)空燃比分布情況。在曲軸轉(zhuǎn)角460°正處于第一次噴射持續(xù)時刻之中，受到缸內(nèi)滾流影響，不同進氣道呈現(xiàn)了不同的空燃比分布。進氣道3對應(yīng)的汽缸內(nèi)油氣在平行于滾流平面內(nèi)幾乎不碰觸到汽缸壁，在中間部分處于較濃的混合氣區(qū)域，且油氣混合氣成團狀。進氣道2和進氣道0的混合氣由于受到多個漩渦中心的影響，出現(xiàn)多處過濃的區(qū)域，且大部分濃混合氣均與活塞頂和汽缸壁接觸，因此可能產(chǎn)生濕壁或混合氣壁面凝結(jié)的現(xiàn)象，不利于均勻混合氣的形成與燃燒。進氣道1混合氣與汽缸壁接觸較少，但是仍與活塞頂部有較大的接觸面積。曲軸轉(zhuǎn)角530°時刻初次噴射已結(jié)束，進氣道3對應(yīng)的汽缸缸內(nèi)滾流強度較大，大部分混合氣被卷吹到火花塞附近，同時混合氣分布的體積也較其他三種氣道要大。對于進氣道0和進氣道2，由于缸內(nèi)存在多個漩渦，缸內(nèi)滾流相對較弱，混合氣隨氣流運動主要偏向了汽缸的一側(cè)，而進氣道3和進氣道1因滾流作用較強，混合氣主要集中于氣缸中心，這樣有利于點火時刻混合氣在缸內(nèi)的均勻分布。曲軸轉(zhuǎn)角725°為點火時刻，進氣道3對應(yīng)汽缸內(nèi)混合氣分布最為均勻，其次是進氣道1，在垂直于滾流運動平面上存在上下濃度不均，而對于滾流強度較差的進氣道0和進氣道2，在余隙中和汽缸一側(cè)會出現(xiàn)混合氣濃度過稀，而在另一側(cè)出現(xiàn)過濃的不對稱分布，這會導(dǎo)致著火燃燒時火焰在缸內(nèi)的分布不均勻，從而加強了活塞余缸壁的摩擦，從而提升了燃燒過程中的能量損失。

圖12 缸內(nèi)空燃比分布分析Fig.12 Analysis of air fuel ratio distribution in cylinder

圖13為不同進氣道在著火后火焰前鋒面位置變化。曲軸轉(zhuǎn)角730°時接近于累計放熱率5%的工況點（即CA5），此時是著火時刻，缸內(nèi)火核剛形成，進氣道2的火核明顯比其他氣道較小。曲軸轉(zhuǎn)角740°時刻接近CA50，此時是放熱中心，進氣道3和進氣道1對應(yīng)的火焰前鋒面?zhèn)鞑ニ俣让黠@快于其他兩個氣道。曲軸轉(zhuǎn)角750°時刻接近CA90，此時為燃燒終止時刻，進氣道3、進氣道1和進氣道0火焰前鋒面范圍更大，且內(nèi)部燃燒的較為徹底，未有殘余未燃混合氣，而進氣道2由于混合氣分布不均勻的原因，會存在局部過濃缺氧或過稀缺油的情況，從而導(dǎo)致燃燒速度較慢的情況出現(xiàn)。由此表明較高的滾流比會增大缸內(nèi)油氣混合氣的均勻性，從而提高燃燒速度，降低污染物排放。

圖13 火焰?zhèn)鞑ニ俣确治鯢ig.13 Analysis of flame propagation velocity

4 結(jié)論

（1）由穩(wěn)態(tài)吹風(fēng)試驗和仿真結(jié)果可知，流量系數(shù)與滾流比間存在相互制約關(guān)系，一般為得到較高滾流比，均會犧牲一部分氣道的流動系數(shù)。進氣道2與進氣道0相比流量系數(shù)幾乎保持不變，而滾流比略有減少；進氣道1與進氣道0相比，流量系數(shù)減少約5%，滾流比提高了10%左右；進氣道3與進氣道0相比滾流比提高了約14%，而流量系數(shù)降低了11%。

（2）由瞬態(tài)CFD仿真結(jié)果可知，各氣道滾流比大小影響規(guī)律與穩(wěn)態(tài)吹風(fēng)試驗以及穩(wěn)態(tài)CFD仿真結(jié)果一致。最大滾流比出現(xiàn)在氣門最大升程后約35°處，在點火上止點前70°出現(xiàn)第二個峰值，并隨著活塞上行壓縮，滾流比急劇降低。各氣道對應(yīng)的缸內(nèi)湍動能大小與滾流比分布一致。在著火時刻，進氣道3對應(yīng)的湍動能最大，約為18m2·s—2。

（3）由缸內(nèi)各瞬態(tài)時刻氣流運動的速度云圖可知，進氣道3在進氣沖程中，缸內(nèi)只出現(xiàn)一個較大的大尺度漩渦，因而相較于原氣道，其氣流流速更高，湍動能更大；由于其較高的流速，能夠加速汽油油滴的蒸發(fā)，并使油氣混合更加均勻。由于其在點火時刻有著更高的湍動能，且油氣得以充分混合，火焰前鋒面?zhèn)鞑ニ俣纫彩撬袣獾览镒羁斓摹?/p>

作者貢獻聲明：

樓狄明：負責(zé)研究方向、研究方法的設(shè)計等。

潘雪偉：負責(zé)研究內(nèi)容的設(shè)計，實驗的實施等。

房亮：負責(zé)研究成果的梳理和論文撰寫等。

張小矛：負責(zé)進氣道結(jié)構(gòu)設(shè)計，進氣道仿真計算等。

施雅風(fēng)：負責(zé)論文實驗實施及數(shù)據(jù)處理，論文撰寫等。

石?。贺撠?zé)論文的零部件設(shè)計、加工，參與實驗實施等。