發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道三維數(shù)值模擬及仿生設(shè)計

王國林，付 晶

(江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江212013)

進(jìn)氣道是發(fā)動機(jī)的重要組成部分，其結(jié)構(gòu)設(shè)計直接影響進(jìn)氣量和流通系數(shù)，進(jìn)而影響燃燒質(zhì)量及排放物的生成。在進(jìn)氣管尺寸一定的條件下，流通系數(shù)取決于進(jìn)氣阻力。研究表明，對于大功率高速增壓中冷柴油機(jī)，從最大扭矩點到標(biāo)定轉(zhuǎn)速點，進(jìn)氣阻力每增加1 kPa，功率降低 0.3% ～ 0.7%，燃油消耗率升高0.3% ～0.6%，排氣溫度升高0.9% ～1.7%［1］。

為降低進(jìn)氣道阻力，許多學(xué)者在進(jìn)氣系統(tǒng)優(yōu)化方面做了大量研究工作。北京理工大學(xué)的周磊，等［2］通過分析進(jìn)氣道內(nèi)部三維流場及橫截面面積變化，提出縮小氣門桿后部的氣流停滯區(qū)可以提高4% ～11%的進(jìn)氣量。江蘇大學(xué)的劉勝吉，等［3］以168F汽油機(jī)為研究對象，通過對進(jìn)氣道參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計，消除了原樣機(jī)進(jìn)氣道流通截面積的突變，減少了流通阻力，提高了充量系數(shù)。中科院工程熱物理研究所的付經(jīng)倫，等［4］在不改變原機(jī)氣道形狀的基礎(chǔ)上，利用穩(wěn)流試驗的方法研究了進(jìn)氣道位置的優(yōu)化問題。由此可見，為提高發(fā)動機(jī)充量系數(shù)，進(jìn)氣道優(yōu)化方面的研究主要是從進(jìn)氣道形狀，材料，布置位置等方面展開的，而通過改變空氣流動的壁面阻力來優(yōu)化發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道的研究報道并不多見。

20世紀(jì)60年代NASA蘭利研究中心的D.W.Bechert，等［5］通過試驗發(fā)現(xiàn)順流向的V形溝槽面能夠有效降低表面摩阻，使非光滑表面減阻的效能研究引起了極大的關(guān)注。P.W.Beannan，等［6］發(fā)現(xiàn)雷諾數(shù)在4×104～3×105的范圍內(nèi)，利用直徑與圓柱直徑比為0.009的凹坑，可以減小圓柱體的阻力;隕石表面呈現(xiàn)的不規(guī)則的凹坑結(jié)構(gòu)，說明高速行駛中非光滑表面具有減阻的效果;高爾夫球表面做成了凹坑型非光滑表面，也是因為凹坑使空氣形成的邊界層緊貼球的表面，減小尾流區(qū)，增加球后方的壓力，使球飛得較遠(yuǎn)。

為減小發(fā)動機(jī)進(jìn)氣阻力，筆者提出在進(jìn)氣道阻力最大(喉管)處添加凹坑型仿生非光滑結(jié)構(gòu)。以170F柴油機(jī)進(jìn)氣道為分析對象，采用試驗與模擬相結(jié)合方法，對進(jìn)氣道進(jìn)行氣道穩(wěn)流試驗和三維數(shù)值模擬，將計算結(jié)果與試驗對比，認(rèn)定計算結(jié)果有效后，對仿生非光滑進(jìn)氣道進(jìn)行CFD分析，探索仿生減阻技術(shù)應(yīng)用在發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道上的可行性。

1 氣道穩(wěn)流試驗

由于柴油機(jī)進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，氣道內(nèi)氣體運(yùn)動是不穩(wěn)定流動，且具有三維、非定常和湍流性強(qiáng)等特點，直接在發(fā)動機(jī)上研究十分不便。氣道穩(wěn)流試驗方法是在氣道模擬試驗臺上將進(jìn)氣道和氣缸內(nèi)的不穩(wěn)定氣流運(yùn)動用穩(wěn)態(tài)流動模擬，以渦流比與流通系數(shù)評價氣道性能的優(yōu)劣。

170F小型柴油機(jī)進(jìn)氣道穩(wěn)流試驗臺見圖1。試驗時，將氣缸蓋實物或氣道模型安裝在穩(wěn)流試驗臺上，調(diào)節(jié)氣門升程，在不同氣門升程時調(diào)整泄壓閥的開度大小，以保持壓力降ΔP1為定值，測量氣體的體積流量Q。由于流量系數(shù)受壓力差的影響較?。?］，所以筆者在試驗中測量了在壓差(10 kPa)下不同氣門升程的體積流量，并且計算出了不同升程的流通系數(shù)。

圖1 小型柴油機(jī)進(jìn)氣道穩(wěn)流試驗臺Fig.1 Steady flow test platform of intake port in small diesel engine

2 三維數(shù)值模擬

2.1 非光滑表面進(jìn)氣道模型建立

170F小型柴油機(jī)進(jìn)氣道的參數(shù)如表1。

表1 樣機(jī)主要性能參數(shù)Table 1 Main technical parameters of small non-road spark ignition engine

為再現(xiàn)進(jìn)氣試驗過程，仿真模型包括穩(wěn)壓箱、進(jìn)氣道、進(jìn)氣門和氣缸。進(jìn)氣道前加穩(wěn)壓箱是為了穩(wěn)定氣道入口處的流動狀態(tài)，方便在計算中對入口施加總壓條件，為避免出口對測量面的影響，避免出口處流場對缸內(nèi)流場的影響，同時也是為了和實驗臺架上的模擬缸套一致，模擬氣缸長度取原氣缸直徑的2.5倍，170F氣缸直徑為69.7 mm，所以氣缸長度取175 mm。由于發(fā)動機(jī)氣門喉口位置截面形狀復(fù)雜且黏滯阻力大，為降低發(fā)動機(jī)進(jìn)氣阻力，提升充氣效率，筆者在發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道喉管內(nèi)壁面布置凹坑型非光滑結(jié)構(gòu)。張成春［8］詳細(xì)給出了仿生非光滑結(jié)構(gòu)單元尺寸估算方法，結(jié)合研究對象，考慮到實際加工的難易程度，凹坑的分布以圓形陣列式均勻排布，兩相鄰凹坑的周向夾角取7.5°。由于仿生非光滑結(jié)構(gòu)的減阻是通過干擾邊界層運(yùn)動來實現(xiàn)的，將非光滑形態(tài)的高度或深度控制在邊界層的最小厚度，根據(jù)進(jìn)氣壓力，估算出喉管處邊界層厚度為0.12 mm。因此選取凹坑直徑為0.6 mm，深度為0.1 mm，軸向距離取1.1 mm，計算區(qū)域三維線框模型和進(jìn)氣道喉管凹坑分布參數(shù)如圖2和圖3。

圖2 計算區(qū)域三維線框模型Fig.2 Three-dimensional wire frame model of computational domain

圖3 進(jìn)氣喉管凹坑表面尺寸參數(shù)Fig.3 Dimensional parameters of dimpled surface of the engine intake duct

2.2 Fluent仿真模型的建立

在進(jìn)行流場分析時，忽略排氣沖程留在缸內(nèi)的殘余旋渦，最初的流體處于靜止?fàn)顟B(tài);進(jìn)氣道入口處設(shè)為常壓邊界條件，構(gòu)成燃燒室的各個壁設(shè)為常溫邊界。

2.2.1 湍流模型

為準(zhǔn)確模擬氣體在進(jìn)氣道的三維黏性流場，近壁面的湍流采用SST k-ω模型來描述。SST k-ω模型是為了使標(biāo)準(zhǔn)k-ω模型在近壁區(qū)有更好地精度和算法穩(wěn)定發(fā)展來的，對邊界層的模擬具有較高的精確度。在不考慮浮力的情況下k及ω運(yùn)輸方程為［9］：

式中：k為湍流運(yùn)動能量;ω為湍流耗散函數(shù);ρ為流體密度;t為時間;xi為i方向上的坐標(biāo)分量;ui為i坐標(biāo)方向時均速度分量;μt為湍流運(yùn)動黏性系數(shù);τij為湍動剪切應(yīng)力，其生成項為：

式中：Sij為應(yīng)變率張量。

2.2.2 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分的質(zhì)量對流動數(shù)值模擬計算結(jié)果有很大的影響，它不僅影響計算的時間和收斂的速度，而且還影響計算精度。為適應(yīng)進(jìn)氣道的復(fù)雜結(jié)構(gòu)，將整個計算域離散四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并在進(jìn)氣喉管區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化。通常，近壁區(qū)黏性底層范圍約為0≤y+≤5。因此，第一個層網(wǎng)格節(jié)點必須控制在y+=5以內(nèi)。為充分反映非光滑結(jié)果對近壁面流場的影響，張成春，等［10］給出了貼近壁面的第一層網(wǎng)格尺寸的計算方法：

式中：Δy為第一層網(wǎng)格節(jié)點至壁面的距離;y+為第一層網(wǎng)格至壁面的無量綱距離;kp是第一層網(wǎng)格節(jié)點的湍動能;μ是流體動力黏度。

經(jīng)反復(fù)試算，最終將尺寸函數(shù)定義為：近壁區(qū)網(wǎng)格第一層厚度為0.01 mm，增長率為1.1;凹坑處網(wǎng)格尺寸為0.2 mm;喉管內(nèi)壁網(wǎng)格尺寸為0.6 mm;其余部分網(wǎng)格尺寸為1 mm，網(wǎng)格模型如圖4(a)。

為進(jìn)行對比分析，同時建立了光滑進(jìn)氣道分析模型，如圖4(b)。

圖4 光滑進(jìn)氣道與非光滑進(jìn)氣道網(wǎng)格模型Fig.4 The mesh model of the smooth and the non-smooth intake duct

2.3.3 初始條件與邊界條件

進(jìn)出口壓力以及溫度分別采用試驗中所測得的數(shù)值。采用壓力邊界條件，假設(shè)氣缸和進(jìn)氣道內(nèi)有相同的氣體和溫度，給定入口壓力Pinlet=100 kPa，溫度為288.16 K;出口壓力Poutlet=90 kPa。由于缸內(nèi)氣體與缸壁溫差不大，氣體在缸內(nèi)停留時間短，可以認(rèn)為在工作過程中，缸內(nèi)氣體與缸壁間無熱量交換，因此進(jìn)氣道以及氣缸與活塞壁面采用絕熱邊界條件;所有固壁均采用無滑移邊界。

3 結(jié)果與分析

3.1 穩(wěn)態(tài)仿真與試驗結(jié)果對比

表2給出了光滑進(jìn)氣道穩(wěn)態(tài)試驗與模擬結(jié)果對比情況。從表2中可以看出，仿真得到的流通系數(shù)隨氣門升程的變化趨勢和試驗得到的結(jié)構(gòu)一致，且各氣門升程下流通系數(shù)的試驗處理值與仿真計算處理值之間的誤差很小，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果有較高的一致性。但整體呈現(xiàn)仿真結(jié)果略大于試驗結(jié)果的趨勢，這是由于三維造型與仿真計算時，都是按照最理想的狀態(tài)(實際氣缸蓋內(nèi)表面較為粗糙)進(jìn)行分析造成的。可見，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果有較高的一致性，所見的仿真分析模型是正確的。

表2 進(jìn)氣道穩(wěn)流試驗值與模擬值對比Table 2 Comparison between the tested value and simulated value

3.2 流通系數(shù)對比分析

表3給出了光滑進(jìn)氣道與非光滑表面進(jìn)氣道流通系數(shù)對比情況。由表3可知，非光滑表面的流通系數(shù)明顯大于光滑表面。為分析原因，對二者的進(jìn)氣阻力進(jìn)行了對比分析，圖5反映出不同氣門升程時光滑和凹坑型非光滑進(jìn)氣道進(jìn)氣阻力仿真結(jié)果。由圖5可知，在喉管處添加非光滑表面之后，進(jìn)氣道對氣流的阻礙作用減小，所以流通系數(shù)提高。

表3 光滑表面進(jìn)氣道與非光滑表面進(jìn)氣道在不同升程下流通系數(shù)對比Table 3 Contrast table of intake flow rate between non-smooth and the smooth surface

圖5 非光滑表面進(jìn)氣道與光滑表面進(jìn)氣道進(jìn)氣阻力對比Fig.5 Difference of intake flow rate between the non-smooth and the smooth surface

3.3 非光滑進(jìn)氣喉管減阻機(jī)理分析

為進(jìn)一步分析仿生非光滑壁面減阻機(jī)理，進(jìn)行了兩種壁面剪切應(yīng)力對比分析。

圖6為進(jìn)氣道喉管處光滑壁面與非光滑壁面剪切應(yīng)力云圖對比。從圖6可以看出，凹坑附近的壁面剪切應(yīng)力比光滑壁面剪切應(yīng)力有大幅度降低，在凹坑底部表現(xiàn)尤為明顯。

圖6 光滑模型和非光滑模型在喉管處壁面剪切應(yīng)力對比Fig.6 Comparison of wall shear stress between the non-smooth and the smooth intake duct

圖7為進(jìn)氣道喉管處光滑與非光滑壁面法向截面上的速度云圖對比。由圖7可以看出凹坑表面的邊界層厚度大于光滑表面，這相當(dāng)于增加了凹坑表面的黏性底層厚度，由于其內(nèi)部低速流動到外部高速流動的過渡層較厚，相應(yīng)的凹坑壁面附近的流場速度梯度減小，從而起到減小凹坑表面黏性阻力的作用，這與相關(guān)研究文獻(xiàn)得出的結(jié)論是一致的［11］。

圖7 非光滑與光滑壁面法向截面上的速度云圖對比Fig.7 Comparison of speed diagram on wall normal section between the non-smooth and the smooth wall

凹坑底部存在著低速反轉(zhuǎn)渦流，其起到類似于“滾動軸承”的作用，使來流在渦上運(yùn)動，避免了與凹坑部分的直接接觸，減小了摩擦阻力;低速反轉(zhuǎn)渦流在凹坑底部產(chǎn)生的摩擦阻力與來流方向相反，該阻力作為一種附加動力推動流體向下游運(yùn)動。圖8為進(jìn)氣喉管表面凹坑內(nèi)部速度矢量圖，可見文中的數(shù)值模擬計算也證實了低速反轉(zhuǎn)渦流和推動效應(yīng)的存在［12］。

圖8 凹坑內(nèi)部速度矢量圖Fig.8 Velocity vector of the dimpled interior

4 結(jié)論

1)筆者采用CFD數(shù)值求解方法，結(jié)合穩(wěn)流試驗，依據(jù)仿生學(xué)非光滑表面減阻的思想，將凹坑型非光滑表面布置于發(fā)動機(jī)進(jìn)氣喉管內(nèi)壁。利用CFD數(shù)值分析方法，對發(fā)動機(jī)進(jìn)氣過程的氣體流動進(jìn)行了三維數(shù)值模擬。對比分析了光滑表面和非光滑表面進(jìn)氣道的進(jìn)氣阻力和流通系數(shù)，結(jié)果表明，非光滑進(jìn)氣道壁面阻力減小14.2%左右，流通系數(shù)提高1.2%。

2)凹坑表面改變了近壁面流體的流動狀態(tài)，減小近壁面流體的湍流強(qiáng)度，并在凹坑底部形成一個類似于滾動軸承的小渦，從而達(dá)到化滑動摩擦阻力為滾動摩擦阻力的效果;同時凹坑結(jié)構(gòu)增大了邊界層的厚度，減小了壁面附近區(qū)域內(nèi)的速度梯度，從而起到減小凹坑表面黏性阻力的作用。

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