姬芬竹 谷可帥

(北京航空航天大學 交通科學與工程學院，北京 100191)

發(fā)動機進氣系統(tǒng)的流動性能影響其充氣效率和換氣質(zhì)量，進而對發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟性和排放性產(chǎn)生重要影響.進氣歧管是進氣系統(tǒng)的主要部件，歧管內(nèi)氣體的流動狀態(tài)和各歧管進氣均勻性在很大程度上決定了進入氣缸的空氣量，進而影響發(fā)動機氣缸內(nèi)的燃燒［1］.因此，研究進氣歧管內(nèi)的氣體流動狀態(tài)對改善發(fā)動機的各缸均勻性和提高充氣效率具有重要作用［2］.采用三維數(shù)值模擬方法能夠全方位研究進氣管內(nèi)的氣體流動情況，為發(fā)動機進氣系統(tǒng)的合理設(shè)計提供重要的參考數(shù)據(jù)［3］.

本文以某型號自然吸氣汽油發(fā)動機為研究對象，以GT-power和STAR-CD軟件為仿真平臺，建立進氣系統(tǒng)仿真模型，對進氣歧管進行穩(wěn)態(tài)計算和瞬態(tài)分析，研究歧管入口角度，穩(wěn)壓腔容積等結(jié)構(gòu)參數(shù)對歧管流通性和均勻性的影響，并發(fā)掘該歧管進一步優(yōu)化方向，為進氣系統(tǒng)的設(shè)計和評價提供重要依據(jù).

1 進氣歧管出口邊界

發(fā)動機(直列四缸汽油機)主要技術(shù)參數(shù)如表1所示.

表1 發(fā)動機主要技術(shù)參數(shù)

在GT-power軟件中，發(fā)動機由若干相互獨立、瞬時熱力平衡的子系統(tǒng)組成，各子系統(tǒng)之間通過熱量與質(zhì)量的交換相互聯(lián)系，并互為邊界條件.本文在分析進氣歧管的氣體流動狀態(tài)時，忽略空氣濾清器和消聲器的影響，建立由氣缸、曲軸箱、進氣系統(tǒng)和排氣系統(tǒng)組成的熱力系統(tǒng)，應(yīng)用帶有初始設(shè)計進氣系統(tǒng)的汽油機實驗數(shù)據(jù)進行模型校正.

設(shè)定進口邊界為1個標準大氣壓0.1MPa，由以上校正的GT-power模型計算得到進氣歧管的氣體出口速度如圖1所示.

圖1 各支管出口速度

從圖1可以看出，支管2和4的出口速度在各自的進氣下止點后出現(xiàn)明顯的負值，說明管內(nèi)有一定的氣體倒流現(xiàn)象;支管1和3的氣體流速在接近下止點時出現(xiàn)短暫升高繼而又繼續(xù)降低，是氣體波動效應(yīng);管內(nèi)氣體流速很高，最高速度為120m/s.

2 進氣歧管網(wǎng)格模型

為分析歧管內(nèi)氣體流動狀態(tài)，建立歧管三維幾何模型.受發(fā)動機結(jié)構(gòu)尺寸的限制，歧管的尺寸和形狀只能在一定范圍內(nèi)修改.本文研究進口截面法線方向與支管1夾角α對進氣性能的影響，兩種方案的歧管幾何參數(shù)如表2所示.比較可見，除α外歧管其他參數(shù)變化很小，這主要是由于發(fā)動機結(jié)構(gòu)限制.進口截面法線與支管1軸線夾角改變，改變了進氣方向，并使主進氣管軸線長度變化，造成穩(wěn)壓腔容積變化，加強了波動效應(yīng).采用Trimmed方法通過STAR-CD的pro-am對其進行六面體網(wǎng)格劃分，原型和改型進氣歧管的參數(shù)變化如表2所示.從進口端開始各支管編號如圖2所示.

表2 進氣歧管結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對比

圖2 改進前后進氣歧管三維網(wǎng)格模型

3 計算模型

3.1 湍流模型

發(fā)動機進氣歧管形狀復雜，流線變化較大，氣體在歧管內(nèi)的流動多表現(xiàn)為湍流特性.不同的湍流模型對進氣歧管內(nèi)空氣流動的分析結(jié)果影響很大，采用高雷諾數(shù)k-ε湍流模型能夠較準確地模擬復雜曲線形狀管道內(nèi)的湍流運動［4］.

本文以STAR-CD為平臺，以第1節(jié)計算得到的歧管出口速度為CFD(Computational Fluid Dynamics)三維數(shù)值模擬的速度邊界，選用高雷諾數(shù)k-ε湍流模型分別對歧管內(nèi)的氣體流動進行穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)仿真分析［5］.湍流模型設(shè)置為:湍流強度為0.03，湍流長度為0.05.穩(wěn)態(tài)計算設(shè)置殘差為0.001，瞬態(tài)計算取時間步長為 0.002 5.

湍流模型為式中，Gk為由于平均速度梯度引起的湍動能k的項;Gb為用于浮力影響引起的湍動能;YM為可壓縮湍流中脈動擴展的貢獻;C1ε，C2ε，C3ε為經(jīng)驗常數(shù);σε，σk分別為與湍動能k和耗散率ε對應(yīng)的湍流數(shù);Sk和Sε為由用戶定義的源項;ρ為密度;μ為動力黏性系數(shù);μt為湍流黏度，可表示成k和ε的函數(shù).

3.2 流體控制模型

假定氣體在歧管內(nèi)為恒溫流動，不涉及能量方程的求解.

連續(xù)性方程為

動量守恒方程為

其中，p為氣體壓力;si為動量源項;τij為作用在與i方向相垂直的平面上的j方向上的應(yīng)力;sij為流體變形率張量;u為湍流脈沖速度;i，j，k=1，2，3.

3.3 流量計算模型

質(zhì)量流量由下式計算:

式中，A為計算截面;V為微元面的流體速度.式(5)在計算截面上離散后得到

式中，ρi為第 i個計算單元的密度;Vix，Viy，Viz分別為第i個計算單元的中心速度在3個坐標方向的投影;Aix，Aiy，Aiz分別為第i個計算單元的面積在3個坐標方向的投影;n為計算截面上的單元數(shù).

4 計算結(jié)果及分析

流通性和均勻性是評價進氣歧管性能優(yōu)劣的主要指標.穩(wěn)態(tài)計算可以得到管內(nèi)氣體的壓力和速度分布，分析流動損失和進氣阻力，進而研究其流通性能;瞬態(tài)計算能夠得到各時刻的進氣流量變化以及一個工作循環(huán)內(nèi)各進氣支管的進氣流量，進而研究其進氣均勻性［6－8］.

4.1 穩(wěn)態(tài)模擬結(jié)果及分析

以4個支管的氣體流通性來分析進氣歧管的流通性.取活塞位于進氣沖程下止點位置(時刻)進行分析，當進口邊界為1個大氣壓力時，原型進氣歧管管內(nèi)氣體壓力云圖的計算結(jié)果如圖3所示.

圖3 不同時刻的歧管壓力云圖

可以看出，在穩(wěn)壓腔與支管之間的連接和管路拐彎等區(qū)域有明顯的壓力損失，整個歧管的壓力損失主要是支管形狀造成的局部損失.由于歧管的主進氣管部分幾何尺寸均勻，方向不變，空氣由進口進入后均勻向前流動.因此，氣體阻力沿流動方向均勻增加，導致靠近進口截面的支管1進氣阻力小，遠離進口截面的支管4阻力大，進而由流通性不佳而影響發(fā)動機各缸的工作均勻性.

為改善進氣歧管的流通性和均勻性，把進口截面與進氣支管1的夾角由原來的90°改為50°，其他尺寸不變，重新劃分網(wǎng)格并選擇相同的邊界條件進行計算.2缸進氣下止點歧管壓力云圖如圖4所示，由于篇幅所限，其他歧管不再給出.

圖4 改型歧管壓力云圖

對比圖3d和圖4可知，改型后B處壓差更大，進氣更流暢.此外，由于主進氣總管軸線的變化及引起的穩(wěn)壓腔容積的變化，增強了在該工況的壓力波動效應(yīng)，使穩(wěn)壓腔內(nèi)氣流運動激烈，死角處壓力更大.

支管的進、出口壓力差反映支管內(nèi)氣體流通性能.壓力差越大，支管流動阻力越大，流通性越差.通過改型前后進氣歧管穩(wěn)態(tài)計算，得到各支管的出口與進口壓力差，如表3所示.改型后支管2壓差最小，流通性最好;支管4壓差最大，流通性最差.改型前后支管1和支管4的壓差分別增加了1.7%和3.3%，支管2和支管3的壓差則分別降低了8.6%和5.9%.

表3 改型前后各支管壓力差 Pa

對改型前后的進氣歧管分析可知，原型歧管的主進氣管形狀簡單，與各進氣支管垂直.由流體力學知識可知，在氣流方向不變的情況下，隨著氣體流動距離的增加，沿程損失逐漸增大，進氣歧管的流通性能較差.此外，隨著氣缸數(shù)目的增加，遠離進口截面的支管壓差會越來越大，對發(fā)動機各缸的工作均勻性不利.改型進氣歧管，受擠流和波動效應(yīng)影響，支管2性能提升最明顯，支管3次之，由于流動加強，使流動損失增大，支管1和支管4略有下降，但幅度不大，使得進氣歧管總體流通性能有所提升.

4.2 瞬態(tài)模擬結(jié)果及分析

為保證發(fā)動機各缸工作均勻，應(yīng)合理組織進氣，使各缸進氣均勻，以4個支管的平均進氣性能為標準分析歧管的進氣均勻性［9－10］.當進口邊界為1個大氣壓力時，改型前后進氣歧管內(nèi)氣體速度云圖如圖5所示.

圖5 改型前后進氣歧管氣體速度云圖

由圖5可以看出，改型后進氣歧管C區(qū)域的氣流速度明顯大于原型歧管此區(qū)域的氣體流速;D區(qū)域氣體流動增強，主要原因是改型歧管在入口處發(fā)生彎曲，具有一定速度的氣流沖擊歧管壁面，造成氣流被擠壓從而加速氣體流動;E區(qū)域出現(xiàn)微小渦流，氣體與管壁有分離現(xiàn)象，從而使進氣損失略有增加，并使M區(qū)域的氣體流動速度減小;F區(qū)域的氣體擾動減小，主要原因是改型歧管氣體入口方向改變使氣體更容易流入支管2和支管3，進而使N區(qū)域的氣體流速升高.進氣歧管的循環(huán)進氣量如表4所示.相同邊界條件下總進氣量有所增加;原型歧管各支管進氣量由支管1～支管4逐漸減小，支管1與支管4的流量差達0.037 g.改型歧管的中間兩個支管流量有所增大，兩端兩個支管流量略有減小，支管1與支管4的流量差達0.030 g.

表4 改型前后各歧管進氣流量 g

充氣系數(shù)是評價發(fā)動機進氣系統(tǒng)性能的一個重要指標.它是指實際進入氣缸的混合氣或新鮮空氣質(zhì)量Gs與在標準狀態(tài)下充滿氣缸的混合氣或新鮮空氣的質(zhì)量Gl之比，即

充氣系數(shù)越高，每循環(huán)進氣量越多，發(fā)動機的性能越好［11］.原型進氣歧管和改型進氣歧管充氣系數(shù)如表5所示.改型后，支管1充氣系數(shù)提升不明顯，支管2和支管3有明顯提升，支管4有所下降，總充氣系數(shù)提高近3%.

表5 改型前后各支管充氣系數(shù)

均勻性系數(shù)是進氣歧管各支管的進氣流量與各支管平均進氣量的比值.各支管的均勻性系數(shù)能很好反映歧管改變前后的各支管進氣流量變化與總進氣流量變化的相互影響.均勻性系數(shù)由下式計算:

式中，λi為第i支管的均勻性系數(shù);qi為第i支管的進氣量;Q為總進氣量.

表6是計算得到的改型前后各支管進氣均勻性系數(shù).

表6 改型前后各支管均勻性系數(shù)

對比表6中數(shù)據(jù)可以看出，原型進氣歧管各支管均勻性系數(shù)圍繞支管1波動，差異較大.改型進氣歧管支管1，2，3均勻性系數(shù)趨近于1，而支管4偏離較大.因此，改型進氣歧管使支管1，2，3進氣量更趨于均勻，而相對犧牲了支管4的均勻性能.

由于進氣過程是瞬態(tài)的，進氣流量隨曲軸轉(zhuǎn)角不斷變化，通過瞬態(tài)計算，可以得到一個工作循環(huán)內(nèi)各支管的進氣流量隨曲軸轉(zhuǎn)角變化關(guān)系［12］，如圖6所示.

各缸質(zhì)量流量變化趨勢基本一致，對于原歧管和相位，由于進氣門開啟和關(guān)閉太晚，進氣門關(guān)閉前有明顯回流，改型后進氣歧管減少了各支管進氣量的差異，但在進氣門開啟后和關(guān)閉前仍然有進氣回流.

圖6 改型前后一個循環(huán)內(nèi)進氣流量變化

由以上分析可知，進氣歧管的優(yōu)化工作是復雜而多面的，僅進行結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化很難達到最優(yōu)目的，還要配合配氣相位的優(yōu)化設(shè)計，以盡可能減小或消除回流影響［13］.因此，可變配氣相位技術(shù)能極大地提高進氣效率.

5 結(jié)論

1)進口截面法線方向與支管1夾角為90°時，靠近進口截面的支管1進氣阻力小、進氣流量大，遠離進口截面的支管4進氣阻力大、進氣流量小，主進氣管中沿氣體流動方向壓力不斷增加，使各缸進氣不均勻，歧管的流通性能差.

2)進口截面法線方向與支管1夾角為50°時，中間支管2和支管3的進氣阻力明顯減小，進氣流量增大，歧管的流通性能得到提升.而前后支管1和支管4的進氣阻力有所增加，使進氣流量減小，各缸進氣量趨于均勻.

3)改型進氣歧管的總充氣系數(shù)有所提高，其中支管2和支管3的充氣系數(shù)提高較大，支管4有所降低，支管1基本不變.

4)僅優(yōu)化進氣歧管的幾何形狀來提高進氣效率的作用是有限的，如果要進一步提高進氣效率，消除回流影響，還要配合進排氣相位的優(yōu)化設(shè)計.

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