徐玉梁，廖方楼，祖炳锋，李德胜堃

，丛玉2

偏心倒角对双切向进气道进气性能的影响

徐玉梁1,2，廖方楼1，祖炳锋1,2，李德胜2堃

，丛玉2

(1. 天津大学机械工程学院，天津 300072；2.天津内燃机研究所，天津 300072)

针对近年来柴油机中广泛采用的双切向进气道布置形式，自行设计、制作了实验用气道芯盒，利用气道稳流实验台研究了气门座圈底孔偏心倒角结构对气道流量系数和涡流比的影响．实验结果表明：偏心倒角对流量系数基本无影响；当标准化气门升程小于0.184,6时，偏心倒角可以大大提高涡流比，且带偏心倒角的各方案间涡流比也存在显著差异；而当标准化气门升程超过0.184,6时，各方案的涡流比变化曲线几乎重合．选取2,mm、9,mm分别代表小、大气门升程，结合CFD技术对气道-气门-缸筒模型进行了三维数值模拟研究．模拟结果显示2,mm升程时，与无偏心倒角方案缸内出现两个反向涡结构相比，偏心倒角可以避免气流间的撞击干涉，使气流在缸内形成同一方向的涡流；而9,mm升程时，有、无偏心倒角方案均在缸内形成了单一的涡结构，二者无显著差异，从而从机理上解释了实验结果．

稳流实验；偏心倒角；数值模拟；撞击干涉

进气道的流动特性对柴油机动力输出、燃油经济性以及排放水平有着显著的影响[1-2]，国内外对其开展了大量的研究工作，主要研究手段有稳流实验和数值模拟技术[3-5]．

传统四气门柴油机进气道多采用螺旋气道与切向气道组合的形式[6]．近年来，随着燃油共轨技术的发展，喷油压力大幅度提高，四气门柴油机采用双切向进气道的结构逐渐成为主流，以求同时获得较高的流量系数和涡流比．在此基础上，对气门座圈底孔采用适当的偏心倒角结构，可在不降低流量系数的条件下，有效地提高涡流比，增加缸内的湍流，进而改善低速扭矩，满足日益严格的排放及油耗法规．

本文基于国内某车用柴油机的开发，设计、制作了进气道芯盒，利用气道稳流实验台研究了偏心倒角结构对柴油机双切向进气道进气性能的影响，并结合CFD技术对气道-气门-缸筒所组成的流体域进行了稳态数值模拟研究，从而对涡流比增加的规律与机理进行了分析．

1 气道及芯盒模型

1.1 气道模型

根据缸盖整体结构布置，双切向气道由2个长、短气道组合而成，利用三维CAD软件建立气道-气门-缸筒三维模型，如图1所示，图中颜色较深的结构为气门座圈．

图1 气道-气门-缸筒三维几何模型Fig.1 Three dimension geometry model of intake portvalve-cylinder

1.2 实验芯盒与可调整座圈

实验芯盒如图2所示，采用数控加工的方法直接获得气道内腔，气道内表面综合误差可控制在±0.1,mm．

图2 实验用进气道芯盒模型Fig.2 Experimental core box model of intake port

将气门座圈底孔倒角结构与气门座圈组合在一起，形成可更换与调整的座圈结构，在气门座圈圆周方向逆时针每15°标记1个刻度，以便实验中定量地调整座圈偏心倒角的安装角度，如图3和图4所示．

图3 无偏心倒角的气门座圈Fig.3 Valve seat without eccentric chamfer

图4 带偏心倒角的气门座圈Fig.4 Valve seat with eccentric chamfer

2 气道稳流实验

2.1 气道评价方法

气道稳流实验是目前应用最广泛的研究和评价气道性能的实验方法，不仅具有低的实验成本和高的可重复性等特点，而且研究表明稳态实验结果与瞬态实验结果具有良好的对应关系[7]．气道稳态评价参数主要包括流量系数和涡流比，本文采用AVL评价方法[8]．

流量系数CF为实际通过气道的气体流量与理论流量之比，代表了气道流通性能的潜力，即

式中：q为实测的气道内空气流量，m3/s；k为进气门数；A为进气门座截面面积，m2；v0为理论进气速度，m/s；

涡流比NS为进气末期缸内涡流转速与曲轴转速之比，表征气道形成涡流运动的能力，即

式中：nw为气缸中涡流运动的转速，r/min；n为发动机曲轴转速的模拟值，r/min．

2.2 涡流动量计式实验台架

对于多气门发动机，由于叶片式实验台仅能吸收测量叶片扫过位置的涡流，已不适用于四气门气道的研究．如图5所示，实验采用涡流动量计式实验台，它利用蜂窝器来吸收气流在缸内做旋转运动时的全部角动量[5,9-10]，将其转化为动量计的微扭矩并根据刚体涡流理论得出气道涡流比等评价参数．

图5 涡流动量计式气道稳流实验台架Fig.5 Steady flow experiment rig of swirl momentum

2.3 偏心倒角安装角度匹配方案的设计

理论上，应对偏心倒角角度在所有刻度上进行组合实验，从而确定以流量系数和涡流比为目标的最佳匹配方案．然而，每个偏心倒角各有24种安装角度，按照排列组合原理，共需进行242次实验，完成所有的实验方案成本太高，很难实现．根据设计意图，偏心倒角的安装应当尽量避免气流间的干涉及气流与气缸壁面的垂直撞击，同时导引气流沿着气缸圆周方向运动，这样有利于在缸内形成涡流运动．通过分析图6可知，对于长气道偏心倒角，较优的安装角度区间为(75°～135°)，而短气道偏心倒角的安装则应导引气流顺着长气道气流方向运动，因而较优的角度为(0°～45°，345°)，如图6虚线所示．

图6 初步设计的偏心倒角安装角度区间Fig.6 Preliminarily designed ranges of eccentric chamfer assembling angles

长、短气道各有5组偏心倒角安装方案，按照完全试验设计，共有25种不同的匹配方案；另外以无偏心倒角时的双切向进气道方案作为基准Base，方便与上述25种不同匹配方案进行对比，从而获得偏心倒角对于气道进气性能的影响规律．

2.4 实验结果分析

采用气道稳流实验台对初步设计的25种不同匹配方案及基准方案Base进行了实验研究．定义气门升程与气门直径的比值为标准化气门升程，对于锥角为30°的进气门，当标准化气门升程大于0.259时，则阀口截面将超过气门杆部与气门套筒间环状区域的面积，此时继续增加气门升程，流量几乎保持不变．因此，实际稳流实验中，对于锥角为30°的进气门通常标准化升程最大做到0.28．在研柴油机气门锥角、直径分别为30°、32.5,mm，故气门升程区间取为0.061,5～0.276,9(2～9,mm)，稳流实验结果如图7～图11所示．

分析图中流量系数随气门升程的变化规律，可以看出标准化气门升程小于0.184,6(6,mm)时，流量系数随升程的增加显著增大；当标准化气门升程从0.184,6增至0.246,2(8,mm)时，流量系数几乎维持在同一个水平；标准化气门升程继续增至0.276,9 (9,mm)时，流量系数有较为明显的提高．横向比较各匹配方案以及无偏心倒角的基准方案Base，可以发现各变化曲线几乎重合，说明偏心倒角对气道的实际进气量无明显影响．这是因为气道内气流运动的压力损失主要为局部损失，而气体又处于高湍流状态，此时局部损失系数与雷诺数无关．在气道几何形状和尺寸不变的情况下，气体流经气道的压力损失(即气道压差)与速度的平方成正比，从而实际流过气道的气体流量正比于气道压差的平方根；尽管偏心倒角会改变局部的结构尺寸，但由于其尺寸较小且处于气道末端，因而对实际进气量影响十分有限．

分析图中涡流比随标准化气门升程的变化曲线可以看出，各匹配方案及基准方案Base之间存在明显差异．标准化气门升程小于0.184,6时，有偏心倒角的各方案涡流比值均显著大于无偏心倒角的基准方案Base，且随着标准化气门升程的增加差异逐渐减小；当标准化气门升程大于0.184,6时，包括基准方案在内的所有方案涡流比变化曲线几乎重合，说明此时偏心倒角对涡流比无明显影响．这说明小气门升程时偏心倒角的存在使得2束气流的角动量更好地叠加，从而提高了缸内的涡流强度；而随着气门升程的增大，偏心倒角作用逐渐减低，后续将通过CFD手段对其机理进行详细的分析．

分析图7～图11中小气门升程下涡流比随短气道偏心倒角角度的变化规律可以发现，短气道偏心倒角位于345°、0°、15°这3个相邻的位置时，其涡流比值明显大于偏心倒角位于30°、45°时的对应值．这与一般经验有较大差别，尤其345°时气流已明显吹向壁面，但其小气门升程下的涡流比基本处于最大值的位置．分析图7可以发现，当短气道位于345°、0°、15°时，虽然气流会吹向缸壁，但遇到缸壁后会受到缸壁的导引作用，从而形成较强的绕壁涡流；随着短气道偏心倒角角度的增大，从该气道进入缸内的气流切向速度分量逐渐降低，导致缸内涡流强度逐渐减弱．横向比较小气门升程时5组长气道偏心倒角角度方案，从75°到135°涡流比呈现出先变大再变小的规律．总体上偏心倒角处于75°、90°、105°时较大，其中以90°为最大，而120°、135°时较小．在长气道偏心倒角处于75°与90°位置时，短气道30°时的涡流比数值与345°、0°、15°时的数值较为接近，处于高涡流比区域，而短气道45°时的涡流比数值较低；随着长气道偏心倒角角度的增加，短气道30°时的涡流比数值与345°、0°、15°时的数值差距逐渐加大，而短气道45°时的涡流比数值进一步下降．这其中的基本机理同上，但是要分析短气道与长气道气流的相互影响就需要采用CFD手段获得流场的详细信息．

图7 长气道偏心倒角处于75°时各方案流量系数与涡流比的变化规律Fig.7 Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 75°

图8 长气道偏心倒角处于90°时各方案流量系数与涡流比的变化规律Fig.8 Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 90°

图9 长气道偏心倒角处于105°时各方案流量系数与涡流比的变化规律Fig.9Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 105°

图10 长气道偏心倒角处于120°时各方案流量系数与涡流比的变化规律Fig.10Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 120°

图11 长气道偏心倒角处于135°时各方案流量系数与涡流比的变化规律Fig.11Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 135°

3 气道数值模拟研究

从上述气道稳流实验结果可以看出，偏心倒角在大、小升程时对气道涡流比的影响存在截然不同的趋势，为分析这一影响机理，本文选取2,mm、9,mm分别代表小升程和大升程，对应标准化气门升程为0.061,5、0.276,9，采用CFD数值模拟方法对有、无偏心倒角情况下的双切向气道进行研究[5,11]，其中以75°～0°方案代表有偏心倒角的双切向进气道．

3.1 流动控制方程及湍流模型

内燃机气道流场计算是对可压缩黏性流体流动控制方程进行求解，主要包括雷诺时均质量、动量以及能量守恒方程[12]，并引入相应的湍流模型方程以考虑湍流脉动对流场的影响，在此不一一详述，仅列出张量形式的雷诺时均质量、动量方程，即

式中：ρ为流体密度，kg/m3；t为时间，s；ui、uj代表速度，m/s；i、j取值1、2、3，分别表示x、y、z方向；μ为流体动力黏度，Pa·s；iu′、ju′表示速度脉动量，m/s；Si表征源项．

本研究采用k-ε湍流模型，基于有限体积法对流动控制方程进行离散，利用simple算法对速度-压力耦合方程进行解耦求解[10]，从而获得流动区域内的流场信息．

3.2 计算边界条件

为保证模拟计算的精度，本文计算边界条件依据气道稳流实验中的参数进行设置．进口边界设为总压0.1,MPa，温度为293,K，湍动能根据初步计算取为1.5,m2/s2，湍流长度尺度为0.000,8,m，出口边界设为静压．2,mm、3,mm升程时进出口压差为5,kPa，其余升程为4,kPa．由于稳流实验条件是在室温下进行，实验用芯盒及缸筒壁面温度与大气温度接近，且实验中气流速度很快，与壁面的接触时间非常短，因而将壁面设为绝热无滑移条件．

3.3 计算结果分析

表1为4种不同方案下计算的流量系数和涡流比值与稳流实验结果的对比．从中可以看出，流量系数与实验结果吻合良好．小升程时涡流比计算值与实验值差异较大，但计算结果能够体现出实验中涡流比升降的趋势，大升程时计算值与实验值有较好的一致性．

表1不同方案下流量系数和涡流比的计算值与实验值对比Tab.1Comparison between calculated CFand NSand experimental values in different cases

图12为无偏心倒角2,mm方案整体流线，可以看出，从长、短气道进入缸内的气体并未形成一前一后沿气缸壁面的流动，而是分成两股反向气流并在气缸中心偏上位置处相互撞击，最终形成一股气流，同时在出口处形成了明显的滚流运动．这些气流间的撞击干涉及最终的滚流运动都大大降低了缸内的涡流运动强度；而从图13可以很明显地看出，在偏心倒角的导引作用下，两股气流从一开始就形成了一前一后沿气缸壁面流动的运动形式，没有出现图12中的撞击和滚流运动，两股气流切向运动能量的叠加使得缸内形成了较强的涡流运动．

图12 无偏心倒角2,mm方案时整体流线Fig.12Overall streamline plot of 2,mm case without eccentric chamfers

图13 带偏心倒角2,mm方案时整体流线Fig.13Overall streamline plot of 2,mm case with eccentric chamfers

图14为涡流比计量截面处流线．可以看出，无偏心倒角时此截面上主要有两股反向的涡流运动，而带有偏心倒角的方案则在此处形成了单一的涡流运动，且涡流中心靠近缸筒轴线，从而直接解释了小气门升程时偏心倒角可以显著提高涡流比的现象．对比分析图15、图16可以发现，在9,mm气门升程时有、无偏心倒角方案的流线分布规律基本一致：来自两气道的部分气流在短气道下方发生撞击干涉，另一部分则在同一方向上沿气缸壁面流动，形成缸内的涡流运动．虽然无偏心倒角方案长、短气道之间气流的相互冲撞强于有偏心倒角方案，但这种冲撞很快消失．图17为涡流比计量截面处流线，可以发现2种方案没有明显差异，从而从机理上证实了大气门升程时偏心倒角对涡流比几乎无影响的实验现象．

图14 涡流比计量截面处流线(2,mm方案)Fig.14 Streamline plot at the section where swirl ratio is calculated (2,mm case)

图15 无偏心倒角9,mm方案时整体流线Fig.15 Overall streamline plot of 9,mm case without eccentric chamfers

图16 带偏心倒角9,mm方案时整体流线Fig.16 Overall streamline plot of 9,mm case with eccentric chamfers

图17 涡流比计量截面处流线(9,mm方案)Fig.17Streamline plot at the section where swirl ratio is calculated(9,mm case)

4 结 论

(1) 自行设计了实验用气道芯盒模型，通过初步分析确定了25组较优的偏心倒角安装角度匹配方案，利用涡流动量计式气道稳流实验台对包括无偏心倒角在内的26种不同方案进行了实验研究．

(2) 偏心倒角对流量系数基本无影响；当标准化气门升程小于0.184,6时，偏心倒角可以大大提高涡流比值，且不同偏心倒角安装角度匹配方案间涡流比也存在显著差异；而当标准化气门升程超过0.184,6时，各方案间的涡流比值无明显差异．

(3) 以2,mm、9,mm分别代表小、大气门升程，结合CFD技术对气道-气门-缸筒三维模型进行了数值模拟研究．2,mm升程时，无偏心倒角方案长短气道内的气流于缸内发生撞击干涉，缸内出现了反向涡结构，而偏心倒角则可以导引气流在缸内形成单一涡结构．9,mm气门升程时，有、无偏心倒角方案流线无明显差异，从而从机理上解释验证了实验结果．

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(责任编辑：孙立华)

Effects of Eccentric Chamfers on Intake Performance of Double Tangent Intake Ports

Xu Yuliang1,2，Liao Fanglou1，Zu Bingfeng1,2，Li Desheng2，Cong Yukun2
(1. School of Mechanical Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. ICE Research Institute of Tianjin，Tianjin 300072，China)

Aimed at the double tangent intake port layout scheme which is widely adopted in diesel engine in recent years，core box of intake port was designed and manufactured，and an experimental study about effects of eccentric chamfers at valve seats on intake performance of double tangent ports was conducted with steady flow experiment rig of intake port. The experimental results show：eccentric chamfers have quite little influence on flow coefficient；when normalized valve lift is smaller than 0.184,6，eccentric chamfers can significantly increase swirl ratio，and obvious differences exist among eccentric chamfers of ,the concerned cases；when normalized lift exceeds 0.184,6，swirl ratio curves of all the cases almost coincide with each other. 2,mm and 9,mm were selected to be on behalf of small and large valve lift respectively，and 3D numeric simulation of port-valve-cylinder model was performed with the help of computational fluid dynamics(CFD). The simulation results suggest that at 2,mm lift，compared to the case without eccentric chamfers，in which two swirl structures from different directions appear in the cylinder．Eccentric chamfers are able to prevent impact and interference phenomenon between different air flows，causing a single swirl to form inside the cylinder；as a result，however，one single swirl can always form inside cylinder at 9,mm lift，regardless of eccentric chamfers. Therefore，the experimental results are explained from the point of mechanism.

steady flow experiment；eccentric chamfer；numerical simulation；impact and interference

TK422

A

0493-2137(2015)11-0974-07

10.11784/tdxbz201406015

2014-06-06；

2014-08-11.

国家高技术研究发展计划(863计划)资助项目(2014AA041501).

徐玉梁（1973— ），男，博士，高级工程师，xyl@tju.edu.cn.

祖炳锋，zbf@tju.edu.cn.

时间：2014-08-22. 网络出版地址：http://www.cnki.net/kcms/doi/10.11784/tdxbz201406015.html.