姬芬竹 谷可帥

(北京航空航天大學(xué) 交通科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100191)

發(fā)動機進(jìn)氣系統(tǒng)的流動性能影響其充氣效率和換氣質(zhì)量，進(jìn)而對發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟(jì)性和排放性產(chǎn)生重要影響.進(jìn)氣歧管是進(jìn)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(jìn)氣均勻性在很大程度上決定了進(jìn)入氣缸的空氣量，進(jìn)而影響發(fā)動機氣缸內(nèi)的燃燒［1］.因此，研究進(jìn)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(jìn)氣管內(nèi)的氣體流動情況，為發(fā)動機進(jìn)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(jìn)氣系統(tǒng)仿真模型，對進(jìn)氣歧管進(jìn)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(jìn)一步優(yōu)化方向，為進(jìn)氣系統(tǒng)的設(shè)計和評價提供重要依據(jù).

1 進(jìn)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(jìn)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(jìn)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(jìn)氣系統(tǒng)的汽油機實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行模型校正.

設(shè)定進(jìn)口邊界為1個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓0.1MPa，由以上校正的GT-power模型計算得到進(jìn)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(jìn)氣下止點后出現(xiàn)明顯的負(fù)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(jìn)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(jìn)口截面法線方向與支管1夾角α對進(jìn)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(jìn)口截面法線與支管1軸線夾角改變，改變了進(jìn)氣方向，并使主進(jìn)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(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分，原型和改型進(jìn)氣歧管的參數(shù)變化如表2所示.從進(jìn)口端開始各支管編號如圖2所示.

表2 進(jìn)氣歧管結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對比

圖2 改進(jìn)前后進(jìn)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(jìn)氣歧管形狀復(fù)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(jìn)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(zhǔn)確地模擬復(fù)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(jìn)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(xiàn);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(biāo)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(biāo)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(jìn)氣歧管性能優(yōu)劣的主要指標(biāo).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(jìn)氣阻力，進(jìn)而研究其流通性能;瞬態(tài)計算能夠得到各時刻的進(jìn)氣流量變化以及一個工作循環(huán)內(nèi)各進(jìn)氣支管的進(jìn)氣流量，進(jìn)而研究其進(jìn)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(jìn)氣歧管的流通性.取活塞位于進(jìn)氣沖程下止點位置(時刻)進(jìn)行分析，當(dāng)進(jìn)口邊界為1個大氣壓力時，原型進(jìn)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(jìn)氣管部分幾何尺寸均勻，方向不變，空氣由進(jìn)口進(jìn)入后均勻向前流動.因此，氣體阻力沿流動方向均勻增加，導(dǎo)致靠近進(jìn)口截面的支管1進(jìn)氣阻力小，遠(yuǎn)離進(jìn)口截面的支管4阻力大，進(jìn)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(jìn)氣歧管的流通性和均勻性，把進(jìn)口截面與進(jìn)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(jìn)行計算.2缸進(jìn)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(jìn)氣更流暢.此外，由于主進(jìn)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(jìn)、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(jìn)氣歧管穩(wěn)態(tài)計算，得到各支管的出口與進(jìn)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(jìn)氣歧管分析可知，原型歧管的主進(jìn)氣管形狀簡單，與各進(jìn)氣支管垂直.由流體力學(xué)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(jìn)氣歧管的流通性能較差.此外，隨著氣缸數(shù)目的增加，遠(yuǎn)離進(jìn)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(jìn)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(jìn)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(jìn)氣，使各缸進(jìn)氣均勻，以4個支管的平均進(jìn)氣性能為標(biāo)準(zhǔn)分析歧管的進(jìn)氣均勻性［9－10］.當(dāng)進(jìn)口邊界為1個大氣壓力時，改型前后進(jìn)氣歧管內(nèi)氣體速度云圖如圖5所示.

圖5 改型前后進(jìn)氣歧管氣體速度云圖

由圖5可以看出，改型后進(jìn)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(jìn)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(jìn)而使N區(qū)域的氣體流速升高.進(jìn)氣歧管的循環(huán)進(jìn)氣量如表4所示.相同邊界條件下總進(jìn)氣量有所增加;原型歧管各支管進(jìn)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(dá)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(dá)0.030 g.

表4 改型前后各歧管進(jìn)氣流量 g

充氣系數(shù)是評價發(fā)動機進(jìn)氣系統(tǒng)性能的一個重要指標(biāo).它是指實際進(jìn)入氣缸的混合氣或新鮮空氣質(zhì)量Gs與在標(biāo)準(zhǔn)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(jìn)氣量越多，發(fā)動機的性能越好［11］.原型進(jìn)氣歧管和改型進(jìn)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(jìn)氣歧管各支管的進(jìn)氣流量與各支管平均進(jìn)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(jìn)氣流量變化與總進(jìn)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(jìn)氣量;Q為總進(jìn)氣量.

表6是計算得到的改型前后各支管進(jìn)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(jìn)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(jìn)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(jìn)氣歧管使支管1，2，3進(jìn)氣量更趨于均勻，而相對犧牲了支管4的均勻性能.

由于進(jìn)氣過程是瞬態(tài)的，進(jìn)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(jìn)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(jìn)氣門開啟和關(guān)閉太晚，進(jìn)氣門關(guān)閉前有明顯回流，改型后進(jìn)氣歧管減少了各支管進(jìn)氣量的差異，但在進(jìn)氣門開啟后和關(guān)閉前仍然有進(jìn)氣回流.

圖6 改型前后一個循環(huán)內(nèi)進(jìn)氣流量變化

由以上分析可知，進(jìn)氣歧管的優(yōu)化工作是復(fù)雜而多面的，僅進(jìn)行結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化很難達(dá)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(jìn)氣效率.

5 結(jié)論

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

2)進(jìn)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(jìn)氣阻力明顯減小，進(jìn)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(jìn)氣阻力有所增加，使進(jìn)氣流量減小，各缸進(jìn)氣量趨于均勻.

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

References)

［1］黃澤好，楊超，黃一桃，等.發(fā)動機進(jìn)氣歧管流場的數(shù)值分析［J］.機械設(shè)計與制造，2012(2):156 －158 Huang Zehao，Yang Chao，Huang Yitao，et al.Numerical simulation on flow field of engine intake manifold ［J］.Machinery Design ＆ Manufacture，2012(2):156－158(in Chinese)

［2］朱茂強，鐘翔波.小排量汽油機進(jìn)氣歧管CFD優(yōu)化設(shè)計與試驗［J］.汽車工程師，2011(9):25 －28 Zhu Maoqiang，Zhong Xiangbo.Design optimization and experi-ment of intake manifold of mall-displacement engine based on CFD ［J］.Auto Engineer，2011(9):25 － 28(in Chinese)

［3］杜巍，李向榮，馬維忍.內(nèi)燃機進(jìn)氣流動數(shù)值計算中三維幾何建模問題的探討［J］.小型內(nèi)燃機與摩托車，2006，35(3):20－22 Du Wei，Li Xiangrong，Ma Weiren.Discussion on the three-dimension modeling about computation for intake flow of IC engine［J］.Small Internal Combustion Engine and Motorcycle，2006，35(3):20－22(in Chinese)

［4］羅馬吉，黃震，蔣炎坤，等.內(nèi)燃機進(jìn)氣過程多維數(shù)值模擬的研究［J］.車用發(fā)動機，2003(5):11－16 Luo Maji，Huang Zhen，Jiang Yankun，et al.Study on multi-dimensional numeri-cal simulation for intake process in internal combustion eng-ines［J］.Vehicle Engine，2003(5):11 － 16(in Chinese)

［5］胡景彥，蘇圣，洪進(jìn).某缸內(nèi)直噴發(fā)動機進(jìn)氣歧管CFD模擬分析［J］.農(nóng)業(yè)裝備與車輛工程，2012，50(6):20 －23 Hu Jingyan，Sun Sheng，Hong Jin.CFD simulation analysis of a GDI engine intake manifold［J］.Agricultural Equipment＆ Vehicle Engineering，2012，50(6):20 －23(in Chinese)

［6］牛玲，徐崴，白敏麗.某發(fā)動機進(jìn)氣歧管改型設(shè)計的CFD計算［J］.遼寧工程技術(shù)大學(xué)學(xué)報，2011，30(1):126 －130 Niu Ling，Xu Wei，Bai Minli.CFD calculation of designing for a engine intake manifold［J］.Journal of Liaoning Technical University，2011，30(1):126 －130(in Chinese)

［7］王宏大，王軍.某型進(jìn)氣歧管CFD計算仿真［J］.內(nèi)燃機，2011(9):25－28 Wang Hongda，Wang Jun.Calculation simulation of certain intake manifold［J］.Internal Combustion Engines，2011(9):25 －28(in Chinese)

［8］ Ceviz M，Akim M.Design of a new SI engine intake manifold with variable length plenum［J］.Energy Conversion and Management，2010(11):2239 － 2244

［9］ David C，Pascal C.Fluid dynamic modeling of junctions internal combustion engine inlet and exhaust systems［J］.Journal of Thermal Science，2010(19):410 －418

［10］ Mohamed A，Gueorgui K，Mohamed S.Influence of intake manifold design on in-cylinder flow and engine performances in a bus diesel engine converted to LPG gas fuelled，using CFD analyses and experimental investigations［J］.Energy，2011(5):2701－2715

［11］ Anja T，Gareth F，ChrisM.A CFD study of fuel evaporation and related thermo-fluid dynamics in the inlet manifold，port and cylinder of the CFR octane engine［J］.SAE International Journal of Fuels and Lubricants，2012(3):1264 －1276

［12］ Lang A，Ellinghaus K.Using CFD to calculate transient thermal load on exhaust manifolds［J］.MTZ Worldwide，2004(5):16 －18

［13］ Naeimi Hessamedin，Domiry Ganji Davood，Gorji Mofid.A parametric design of compact exhaust manifold junction in heavy duty diesel engine using CFD ［J］.Thermal Science，2011(4):1023－1033