朱晨虹，郭遷，李楠，黃英銘，陳良，吳廣權(quán)

(廣州汽車集團股份有限公司汽車工程研究院，廣東 廣州 511434)

進(jìn)氣均勻性是進(jìn)氣歧管最核心的性能之一，它直接影響發(fā)動機的燃燒性能。仿真是設(shè)計前期指導(dǎo)歧管內(nèi)氣道設(shè)計優(yōu)化的重要手段，目前行業(yè)內(nèi)對進(jìn)氣均勻性的計算過程，尤其是對計算工況選取和計算數(shù)據(jù)模型簡化兩方面都比較單一，少有更深入的研究。吉利汽車蘇曉燕等、上汽通用五菱朱茂強等、安徽江淮王三星等、重慶大學(xué)李軍等通過優(yōu)化進(jìn)氣歧管結(jié)構(gòu)改善其均勻性，均在仿真過程中用歧管入口出口分別做直線段延伸作為計算數(shù)據(jù)模型[1-4]，且對計算工況的選取未做過多的說明。龍彪等[5]利用穩(wěn)態(tài)計算方法和結(jié)構(gòu)優(yōu)化改善進(jìn)氣歧管均勻性，在仿真過程中帶入缸蓋氣道和節(jié)氣門全開的閥體內(nèi)氣道模型與進(jìn)氣歧管共同作為計算數(shù)據(jù)模型，相比而言模型更加貼近實際，但并未對計算工況和計算數(shù)據(jù)模型的選取做更深入探究。曾響等[6]研究進(jìn)氣歧管總管長度、歧管長度、穩(wěn)壓腔容積等多因素對均勻性的影響，在模型選取時只選用歧管和缸蓋氣道作為計算數(shù)據(jù)模型，未全面考慮到計算模型差異所導(dǎo)致的結(jié)果差異性。高朋博等[7]在分析入口錐角和歧管長度對均勻性影響的過程中僅使用歧管氣道作為計算數(shù)據(jù)模型，并未說明計算工況。馬勇等[8]利用一三維耦合進(jìn)行了進(jìn)氣歧管結(jié)構(gòu)優(yōu)化的分析，對入口有彎管結(jié)構(gòu)的進(jìn)氣歧管模型在計算時忽略彎管，改用直管代替彎管作為仿真模型。楊帥等[9]利用瞬態(tài)計算法分析了進(jìn)氣增壓壓力、轉(zhuǎn)速等多因素對進(jìn)氣均勻性的影響，而在選用模型時只選用進(jìn)氣歧管氣道作為計算數(shù)據(jù)模型。錢多德等[10]利用仿真手段改善優(yōu)化進(jìn)氣歧管結(jié)構(gòu)的過程中，選取入口進(jìn)氣彎管、出口缸蓋氣道等作為進(jìn)氣歧管計算的較詳細(xì)結(jié)構(gòu)，但在計算過程中未考慮節(jié)氣門模型，并且只選取單一計算工況進(jìn)行結(jié)果比對。本研究認(rèn)為模型入口結(jié)構(gòu)對進(jìn)氣均勻性有不可忽視的影響，入口結(jié)構(gòu)包括節(jié)氣門內(nèi)部閥板在不同工況下的角度、節(jié)氣門前后的管道直線段設(shè)計、節(jié)氣門前彎管結(jié)構(gòu)等，目前這些因素在進(jìn)氣歧管進(jìn)氣均勻性計算選用模型過程中不受重視，導(dǎo)致仿真沒有更全面地覆蓋極限邊界，從而不能準(zhǔn)確地指導(dǎo)設(shè)計優(yōu)化。

為此，本研究選用兩款典型結(jié)構(gòu)進(jìn)氣歧管，且已采用初始計算數(shù)據(jù)模型和計算工況將均勻性優(yōu)化至理想狀態(tài)，用star-ccm+軟件分別對進(jìn)入模型的質(zhì)量流量、節(jié)氣門角、節(jié)氣門前管路以及節(jié)氣門前后模型直線段長度進(jìn)行多組對比計算和理論分析，并用穩(wěn)流試驗臺驗證了計算設(shè)置模型的合理性，論證進(jìn)氣歧管入口流場各因素對其進(jìn)氣均勻性有不可忽視的影響，從而提出更合理選取仿真計算模型的方法。

1 基礎(chǔ)理論

1.1 進(jìn)氣歧管數(shù)學(xué)模型

發(fā)動機進(jìn)氣歧管內(nèi)氣體流動可視為可壓縮、黏性、湍流流動，滿足質(zhì)量、動量和能量守恒方程[11]。國內(nèi)外學(xué)者對流體湍流模型做過很多理論研究[12-13]，而κ-ε湍流模型因具有較高的精度被廣泛應(yīng)用于計算流體力學(xué)中，其中κ-ε模型數(shù)學(xué)表達(dá)式如下。

湍流動能方程為

(1)

湍流耗散率方程為

(2)

式中：κ為湍動能；ε為湍流耗散率；ui為i方向的速度分量；xi為i方向的空間坐標(biāo)位置分量；μt為湍動黏度；Gκ為有層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動能；σκ，σε為湍流普朗特數(shù)；C1ε，C2ε為經(jīng)驗參數(shù)。

1.2 進(jìn)氣歧管內(nèi)流體損失

一般情況下，對于黏性流體，在經(jīng)過粗糙管道流動過程中的總損失包括沿程損失和局部損失兩部分[14]。

hw=∑hf+∑hj。

(3)

式中：hw為總損失；hf為沿程損失；hj為局部損失。

沿程損失：運動流體與壁面摩擦，將一部分運動機械能轉(zhuǎn)換為熱能。其公式為

(4)

式中：λ為沿程損失系數(shù)；l為管道長度；d為管道直徑；V為管道內(nèi)平均速度。

局部損失：運動流體經(jīng)過彎頭、閥體等結(jié)構(gòu)時，其運動受到擾亂，分離產(chǎn)生漩渦，一部分運動機械能會相應(yīng)耗散。

(5)

式中：ζ為局部損失系數(shù)。

1.3 進(jìn)氣歧管進(jìn)氣偏差

壓損偏差[5]：

(6)

質(zhì)量流量偏差[4]：

(7)

式中：pi為第i缸的壓損；pave為各缸壓損平均值；Qi為第i缸的質(zhì)量流量；Qave為幾缸平均質(zhì)量流量。通常，偏差越小，進(jìn)氣歧管的均勻性越好。

2 初始計算模型及驗證

2.1 初始數(shù)據(jù)模型建立

本研究計算對象為某3缸機的兩款進(jìn)氣歧管(見圖1)，分別包含3個進(jìn)氣分管，模型1為典型的側(cè)邊入口的進(jìn)氣歧管，模型2為中間偏置入口的進(jìn)氣歧管。行業(yè)內(nèi)常規(guī)進(jìn)氣歧管的均勻性計算數(shù)據(jù)模型通常只包含進(jìn)氣歧管模型[1-4]，或者部分帶入節(jié)氣門模型(只考慮全開，閥板角為90°)。

圖1 氣道模型

本研究計算數(shù)據(jù)模型包括缸蓋進(jìn)氣道、進(jìn)氣歧管內(nèi)氣道、節(jié)氣門內(nèi)氣道，出入口分別做一段直線延伸(見圖2)。

圖2 計算模型

采用多面體網(wǎng)格，對圓角、節(jié)氣門閥板、進(jìn)出口位置進(jìn)行局部加密，共約50萬個網(wǎng)格。

2.2 初始模型計算方法及評價指標(biāo)

進(jìn)氣歧管進(jìn)氣均勻性計算有穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)兩種方式，本研究采用穩(wěn)態(tài)計算方法。行業(yè)內(nèi)普遍使用穩(wěn)態(tài)方法[1-5]，評價指標(biāo)較一致，且計算耗時短、效率高，尤其是對于多組數(shù)據(jù)橫向?qū)Ρ仁诌m用。計算順序見表1。

表1 初始模型計算順序

穩(wěn)態(tài)計算有兩種方法[5]：方法一是用固定質(zhì)量流量和壓力為出入口計算邊界，得到模型每個支管的壓差，評估壓損大小和偏差；方法二是采用固定壓差作為出入口計算邊界，得到各支管的質(zhì)量流量，評估質(zhì)量流量大小和偏差。兩種方式原理類似，通常在進(jìn)氣歧管設(shè)計優(yōu)化過程中，利用發(fā)動機全負(fù)荷實際質(zhì)量流量和進(jìn)氣壓力計算各支管壓差及偏差，對壓力損失進(jìn)行優(yōu)化，達(dá)到理想目標(biāo)后，對壓損優(yōu)化合格的終版氣道先利用方法一得到各支管壓差平均值，然后采用方法二計算各支管質(zhì)量流量及偏差。

方法一為壓損及壓損偏差評價方法，方法二為質(zhì)量流量及質(zhì)量流量偏差評價方法。初始模型為已優(yōu)化合格的氣道，最終選取質(zhì)量流量偏差進(jìn)行評價以便下文橫向?qū)Ρ龋毡椴捎玫闹笜?biāo)為仿真質(zhì)量流量偏差在±2.5%以內(nèi)。

2.3 初始模型計算工況及結(jié)果

計算工況體現(xiàn)在計算模型里即為節(jié)氣門的閥板角α和通過節(jié)氣門的質(zhì)量流量m以及進(jìn)氣壓力p等參數(shù)。行業(yè)內(nèi)普遍選擇節(jié)氣門全開、最大進(jìn)氣量、最大進(jìn)氣壓力工況為唯一考量工況。本研究初始模型計算工況見表2，計算結(jié)果見表3，模型流線圖見圖3和圖4。

表2 計算工況

表3 計算結(jié)果

圖3 模型1 流線圖

圖4 模型2 流線圖

結(jié)果顯示，以前述計算模型優(yōu)化得到的兩款歧管的終版氣道質(zhì)量流量偏差都在±1%以內(nèi)，滿足±2.5%指標(biāo)要求，均勻性較好。

2.4 初始計算模型試驗驗證

2.4.1 驗證試驗臺

氣道穩(wěn)流試驗臺為行業(yè)內(nèi)較普遍應(yīng)用的測試進(jìn)氣歧管均勻性的試驗臺，該裝置為吸氣工作方式。工作時，被測模型置于該裝置的模擬缸套上，啟動風(fēng)機，氣流經(jīng)由氣道(進(jìn)氣道)—模擬缸套—動量計—穩(wěn)壓桶—流量計—穩(wěn)壓箱—風(fēng)機，然后排出(見圖5)。由位移傳感器得到氣門升程，由壓力傳感器獲得氣道壓差，測量氣體角動量主要有動量計和葉片風(fēng)速儀兩種方式，最后通過流量計獲得流經(jīng)氣道的流量。在獲得以上4個數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，通過計算得到無量綱的流量系數(shù)。

圖5 氣道穩(wěn)流試驗臺

2.4.2 驗證過程

分別對模型1和模型2進(jìn)行測試，測試模型與初始計算模型一致，包含缸蓋氣道、進(jìn)氣歧管、節(jié)氣門(見圖6)。節(jié)氣門用穩(wěn)流電源控制在節(jié)氣門閥板全開(α=90°)，測量過程控制模型總壓差在3 kPa左右，與初始模型計算所得壓差相當(dāng)，氣門升程控制為最大升程。

圖6 測試過程

取30個數(shù)據(jù)的平均值為最終數(shù)據(jù)，以保證結(jié)果準(zhǔn)確性。為了消除試驗壓差波動導(dǎo)致的質(zhì)量流量波動，試驗數(shù)據(jù)用無量綱流量系數(shù)作均勻性分析。

2.4.3 驗證結(jié)果

驗證結(jié)果見表4。由表4可以看出：試驗與仿真存在一定的偏差。造成偏差的原因包括計算模型與試驗?zāi)Ｐ偷钠睢⑼牧髂Ｐ偷木萚15]、進(jìn)氣歧管和缸蓋的制造誤差及試驗測量精度等。但總體來看，試驗結(jié)果與仿真結(jié)果的一致性較高，驗證了本研究star-ccm+軟件中計算模型設(shè)置的合理性，同時表明本研究中的仿真計算具有較高可信度，初始模型的參數(shù)設(shè)置可用于后續(xù)的研究。

表4 驗證結(jié)果

3 入口流場對均勻性影響探究

結(jié)合兩款進(jìn)氣歧管的實際裝配情況，本研究針對初始計算模型做進(jìn)一步探究，主要探究模型入口流場各因素對進(jìn)氣均勻性的影響。

計算數(shù)據(jù)模型簡圖見圖7。圖7中：粗實線代表進(jìn)氣歧管氣道部分；圓圈代表節(jié)氣門；α代表節(jié)氣門的閥板角；m代表流過節(jié)氣門的質(zhì)量流量；L′代表節(jié)氣門前的進(jìn)氣彎管；L1和L2分別代表節(jié)氣門前后的直線段。

圖7 數(shù)據(jù)模型簡圖

本研究結(jié)合質(zhì)量流量m、節(jié)氣門后直線段L1、節(jié)氣門前直線段L2各因素對初始模型進(jìn)氣均勻性的影響，重點探究歧管前節(jié)氣門的閥板角α和節(jié)氣門前彎管L′兩個因素對進(jìn)氣均勻性的影響。

3.1 質(zhì)量流量m對進(jìn)氣均勻性的影響

實際發(fā)動機使用工況包含各種不同的進(jìn)氣質(zhì)量流量。固定其他變量，改變模型的壓差設(shè)置，以此代表質(zhì)量流量的改變，用模型1和模型2 分別選取α=20°和α=90°兩個極限節(jié)氣門角進(jìn)行對比，每個模型對比3組不同壓差(3，4，6 kPa)下的進(jìn)氣均勻性數(shù)據(jù)，結(jié)果見圖8。

圖8 不同壓差設(shè)置對均勻性的影響

由圖8可以看出，對于同一計算模型，施加不同質(zhì)量流量(壓差)對進(jìn)氣均勻性的大小和趨勢都沒有明顯影響。可以認(rèn)為，在進(jìn)氣歧管進(jìn)氣均勻性計算中，只考慮最大質(zhì)量流量作為計算工況是合理的。

因此，為方便對比其他影響因素，下文使用統(tǒng)一壓差設(shè)置對各參數(shù)進(jìn)行對比。初始模型1和模型2所得壓差均在3～3.6 kPa，后續(xù)以3.6 kPa為統(tǒng)一壓差值。

3.2 節(jié)氣門閥板角α對進(jìn)氣均勻性的影響

實際發(fā)動機使用工況包含從最小到最大各種節(jié)氣門角(通常最小開度略大于0°，最大開度略小于90°)。固定其他變量，改變節(jié)氣門角α(同時意味著質(zhì)量流量m的改變)，用模型1和模型2分別配合5組不同節(jié)氣門開度(20°，30°，60°，75°，90°)模型(見圖9)，研究其對進(jìn)氣均勻性的影響。

圖9 不同角度的節(jié)氣門閥板

需要說明的是，與初始模型比，本計算數(shù)據(jù)模型加上了節(jié)氣門前的彎管，因此全開時的進(jìn)氣均勻性與初始模型表現(xiàn)不同，但不影響橫向?qū)Ρ群陀^點說明。計算結(jié)果見圖10。

圖10 不同節(jié)氣門閥板角對均勻性的影響

圖10可知，不同模型計算結(jié)果呈現(xiàn)出類似的規(guī)律：節(jié)氣門較小開度時，各支管均勻性偏差極小，節(jié)氣門較大開度時均勻性偏差較大，超過±2.5%。另外，模型2的結(jié)果中，閥板角從75°變化到90°，偏差變化絕對值變化不大，但其趨勢從2缸進(jìn)氣最優(yōu)變化為2缸進(jìn)氣最差。

節(jié)氣門小開度時原因分析：1)節(jié)氣門閥板主要起到節(jié)流的作用，從流線圖11a可以看出，節(jié)流導(dǎo)致氣流在經(jīng)過該閥口時速度較大幅度升高，而壓力損失與速度平方成正比，最終導(dǎo)致該位置的損失極高；2)氣流流過閥口后到進(jìn)入歧管分管仍有一段直線距離作為穩(wěn)流緩沖區(qū)，圖11a中該直線段長度大于圖11b或圖11c中的長度。綜上，節(jié)氣門小開度時，流向進(jìn)氣歧管的各分管的氣流壓損差異較小，本研究中兩款進(jìn)氣歧管均勻性在節(jié)氣門小開度時都較好。

圖11 節(jié)氣門處局部流線圖

節(jié)氣門較大開度時原因分析：1)節(jié)氣門閥板對氣流主要起到導(dǎo)向作用，這種導(dǎo)向作用會改變經(jīng)過閥口后氣流的流動方向并引起流線混亂(包括節(jié)氣門處的流線和流入歧管各分氣道的流線)，且不同角度(工況)時對同一分氣道和相同角度時對不同分氣道有不同表現(xiàn)，導(dǎo)致機械能耗散差異，表現(xiàn)為各缸流量差異；2)兩款歧管都布置緊湊，節(jié)氣門后至穩(wěn)壓腔總管較短，穩(wěn)壓腔較小，節(jié)氣門閥板角對氣流的導(dǎo)向作用引起的各分氣道流動差異較明顯。

綜上，初始計算模型僅考量節(jié)氣門全開工況，依然存在實際進(jìn)氣均勻性不達(dá)標(biāo)的可能性，尤其是在節(jié)氣門大開度時。

3.3 節(jié)氣門前彎管對進(jìn)氣均勻性的影響

實際發(fā)動機進(jìn)氣歧管的裝配環(huán)境中，節(jié)氣門前幾乎不可能為直管結(jié)構(gòu)。固定其他變量，改變計算模型中彎管L′，結(jié)合歧管在發(fā)動機上實際布置情況，用模型1和模型2分別計算有無代入節(jié)氣門前彎管模型對進(jìn)氣均勻性的影響。計算結(jié)果見圖12和圖13。

由圖12a和圖13a知，與初始計算模型中將入口做直線延伸段相比，模型1和模型2代入彎管后的氣流均勻性結(jié)果均有明顯惡化，最大偏差超出±2.5%范圍。用質(zhì)量流量偏差的絕對值表示進(jìn)氣不均勻度，代入彎管后模型1的不均勻度惡化約2.7倍，模型2的不均勻度惡化約10倍。其中，模型2中3個缸的均勻性趨勢也發(fā)生改變，由2缸最優(yōu)變?yōu)?缸最差。

原因分析：1)節(jié)氣門前為彎管時，如圖12c和圖13c的流線顯示，從入口至穩(wěn)壓腔前流線明顯較為混亂。氣流從彎管流向節(jié)氣門的過程中，氣流方向有較大的改變，氣流因流動慣性會先流向氣流方向?qū)α⒚娴谋诿嫔?，部分?jīng)過反彈會在管道內(nèi)形成繞流，部分通過管道壁面的導(dǎo)流作用流向歧管，在較亂的入口流線作用下，甚至?xí)纬扇鐖D12c中的漩渦，或者如圖13c中氣流明顯沿左側(cè)壁面流動的現(xiàn)象，這些現(xiàn)象都與入口為直管結(jié)構(gòu)時有明顯不同。這種因入口彎管結(jié)構(gòu)導(dǎo)致的流線混亂將會在很大程度上增加流體經(jīng)過該彎管時的機械能耗損，即增大流體的局部損失。2)穩(wěn)流空間不同，這種因管道方向突變導(dǎo)致的局部損失在氣流流向3個出口時會表現(xiàn)不同，結(jié)合路徑不同導(dǎo)致沿程損失對于3缸也不同[16]。3)兩款歧管都布置緊湊，節(jié)氣門后至穩(wěn)壓腔總管較短，穩(wěn)壓腔較小，管道結(jié)構(gòu)在彎管后沒有足夠長的穩(wěn)流段，無法使氣流在流向歧管分管前達(dá)到平順流線效果?？傊肟谥惫芎蛷澒芙Y(jié)構(gòu)會導(dǎo)致不同的均勻性結(jié)果。

圖12 入口彎管對模型1進(jìn)氣均勻性的影響

圖13 入口彎管對模型2進(jìn)氣均勻性的影響

綜上，初始計算數(shù)據(jù)模型用直管延伸代替彎管結(jié)構(gòu)做進(jìn)氣歧管均勻性計算仍存在實際進(jìn)氣均勻性不達(dá)標(biāo)的可能性。

3.4 節(jié)氣門后直線段的影響

固定其他變量，只改變計算模型中節(jié)氣門后直線段，用模型1，α=30°計算節(jié)氣門后(從節(jié)氣門閥板軸線算起至第1缸)不同直線段長度對進(jìn)氣均勻性的影響，結(jié)果見圖14和圖15。

圖14 節(jié)氣門后直線段對進(jìn)氣均勻性的影響

圖15 1缸流線圖

直線段L1越短，進(jìn)氣歧管質(zhì)量流量偏差越大，均勻性越差。因為直線段越短，從該直線段前管道(即進(jìn)氣彎管和節(jié)氣門閥體)流過來的氣體的穩(wěn)流空間越小，氣流來不及穩(wěn)流就要再一次改變流動方向和截面，如圖15b，由于管道局部結(jié)構(gòu)改變導(dǎo)致產(chǎn)生部分分流和旋渦。因為氣流進(jìn)入每個支管的路徑長度不同，管道穩(wěn)流效果不同，導(dǎo)致這種結(jié)構(gòu)對進(jìn)入不同支管氣流的影響程度不同，最終導(dǎo)致進(jìn)氣均勻性改變。直線穩(wěn)流段越短，直線段前的彎管和節(jié)氣門閥體對進(jìn)氣歧管均勻性偏差的影響就越大。

需要說明的是，本研究模型1的L1初始長度約70 mm。第3.2節(jié)的結(jié)果表明，在原長度的模型中，30°時該歧管各分管偏差極小，而在長度縮短50 mm后，卻表現(xiàn)出明顯的不均勻性，也就是節(jié)氣門后直線段長度從70 mm減至20 mm進(jìn)氣不均勻度惡化約10倍。

3.5 節(jié)氣門前直線段的影響

固定其他變量，只改變計算模型中節(jié)氣門前直線段，用模型1，α=90°計算節(jié)氣門前不同直線段長度(從節(jié)氣門閥板軸線算起至彎管出口端)對進(jìn)氣均勻性的影響，結(jié)果見圖16和圖17。

圖16 節(jié)氣門前直線段對進(jìn)氣均勻性的影響

圖17 1缸流線圖

直線段L2越短，進(jìn)氣歧管均勻性偏差越大。因為當(dāng)直線段越短時，從該直線段前管道(即進(jìn)氣彎管)流過來的氣體的穩(wěn)流空間越小，氣流來不及穩(wěn)流就要再一次改變流動方向和截面，導(dǎo)致產(chǎn)生部分分流和旋渦(如圖17b)。因為氣流進(jìn)入每個支管的路徑長度不同，管道穩(wěn)流效果不同，導(dǎo)致這種結(jié)構(gòu)對進(jìn)入支管的氣流的影響程度不同，最終導(dǎo)致進(jìn)氣均勻性改變。直線穩(wěn)流段越短，直線段前的彎管對進(jìn)氣歧管均勻性偏差的影響就越大。

本研究中模型1的L2初始長度約40 mm，前述結(jié)果表明在原長度的模型中，90°時該歧管各分管偏差較大，而在L2增加40 mm后，其均勻性也有明顯的改善，也就是節(jié)氣門前直線段長度從80 mm減至40 mm過程中，進(jìn)氣不均勻度惡化約3倍。

4 結(jié)論

a) 進(jìn)氣流量的改變對發(fā)動機進(jìn)氣歧管進(jìn)氣均勻性無明顯的影響，僅考慮最大質(zhì)量流量作為進(jìn)氣歧管均勻性計算是合理的；

b) 結(jié)合目前進(jìn)氣歧管在發(fā)動機上布置的實際情況，節(jié)氣門開度在大開度下對進(jìn)氣均勻性的影響不可忽視，而節(jié)氣門小開度對進(jìn)氣歧管均勻性的影響可綜合考量節(jié)氣門后直線段長度再作判斷，以上結(jié)論相比僅考慮節(jié)氣門全開的工況作為進(jìn)氣均勻性考量工況更合理；

c) 節(jié)氣門前進(jìn)氣彎管對進(jìn)氣均勻性的影響較大，結(jié)合目前進(jìn)氣歧管在發(fā)動機上布置的實際情況，大多數(shù)情況下節(jié)氣門前直線段較小，彎管的影響在計算中不可忽略，相比于用直管延伸代替，彎管更合理；

d) 節(jié)氣門前后直線段長度對均勻性有一定影響，其影響主要表現(xiàn)為直線段越長，穩(wěn)流效果越好，直線段前管路結(jié)構(gòu)對歧管的影響越小。