偏心倒角對(duì)雙切向進(jìn)氣道進(jìn)氣性能的影響

徐玉梁，廖方樓，祖炳鋒，李德勝堃

，叢玉2

偏心倒角對(duì)雙切向進(jìn)氣道進(jìn)氣性能的影響

徐玉梁1,2，廖方樓1，祖炳鋒1,2，李德勝2堃

，叢玉2

(1. 天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津 300072；2.天津內(nèi)燃機(jī)研究所，天津 300072)

針對(duì)近年來(lái)柴油機(jī)中廣泛采用的雙切向進(jìn)氣道布置形式，自行設(shè)計(jì)、制作了實(shí)驗(yàn)用氣道芯盒，利用氣道穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)臺(tái)研究了氣門(mén)座圈底孔偏心倒角結(jié)構(gòu)對(duì)氣道流量系數(shù)和渦流比的影響．實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：偏心倒角對(duì)流量系數(shù)基本無(wú)影響；當(dāng)標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程小于0.184,6時(shí)，偏心倒角可以大大提高渦流比，且?guī)牡菇堑母鞣桨搁g渦流比也存在顯著差異；而當(dāng)標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程超過(guò)0.184,6時(shí)，各方案的渦流比變化曲線幾乎重合．選取2,mm、9,mm分別代表小、大氣門(mén)升程，結(jié)合CFD技術(shù)對(duì)氣道-氣門(mén)-缸筒模型進(jìn)行了三維數(shù)值模擬研究．模擬結(jié)果顯示2,mm升程時(shí)，與無(wú)偏心倒角方案缸內(nèi)出現(xiàn)兩個(gè)反向渦結(jié)構(gòu)相比，偏心倒角可以避免氣流間的撞擊干涉，使氣流在缸內(nèi)形成同一方向的渦流；而9,mm升程時(shí)，有、無(wú)偏心倒角方案均在缸內(nèi)形成了單一的渦結(jié)構(gòu)，二者無(wú)顯著差異，從而從機(jī)理上解釋了實(shí)驗(yàn)結(jié)果．

穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)；偏心倒角；數(shù)值模擬；撞擊干涉

進(jìn)氣道的流動(dòng)特性對(duì)柴油機(jī)動(dòng)力輸出、燃油經(jīng)濟(jì)性以及排放水平有著顯著的影響[1-2]，國(guó)內(nèi)外對(duì)其開(kāi)展了大量的研究工作，主要研究手段有穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬技術(shù)[3-5]．

傳統(tǒng)四氣門(mén)柴油機(jī)進(jìn)氣道多采用螺旋氣道與切向氣道組合的形式[6]．近年來(lái)，隨著燃油共軌技術(shù)的發(fā)展，噴油壓力大幅度提高，四氣門(mén)柴油機(jī)采用雙切向進(jìn)氣道的結(jié)構(gòu)逐漸成為主流，以求同時(shí)獲得較高的流量系數(shù)和渦流比．在此基礎(chǔ)上，對(duì)氣門(mén)座圈底孔采用適當(dāng)?shù)钠牡菇墙Y(jié)構(gòu)，可在不降低流量系數(shù)的條件下，有效地提高渦流比，增加缸內(nèi)的湍流，進(jìn)而改善低速扭矩，滿足日益嚴(yán)格的排放及油耗法規(guī)．

本文基于國(guó)內(nèi)某車用柴油機(jī)的開(kāi)發(fā)，設(shè)計(jì)、制作了進(jìn)氣道芯盒，利用氣道穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)臺(tái)研究了偏心倒角結(jié)構(gòu)對(duì)柴油機(jī)雙切向進(jìn)氣道進(jìn)氣性能的影響，并結(jié)合CFD技術(shù)對(duì)氣道-氣門(mén)-缸筒所組成的流體域進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬研究，從而對(duì)渦流比增加的規(guī)律與機(jī)理進(jìn)行了分析．

1 氣道及芯盒模型

1.1 氣道模型

根據(jù)缸蓋整體結(jié)構(gòu)布置，雙切向氣道由2個(gè)長(zhǎng)、短氣道組合而成，利用三維CAD軟件建立氣道-氣門(mén)-缸筒三維模型，如圖1所示，圖中顏色較深的結(jié)構(gòu)為氣門(mén)座圈．

圖1 氣道-氣門(mén)-缸筒三維幾何模型Fig.1 Three dimension geometry model of intake portvalve-cylinder

1.2 實(shí)驗(yàn)芯盒與可調(diào)整座圈

實(shí)驗(yàn)芯盒如圖2所示，采用數(shù)控加工的方法直接獲得氣道內(nèi)腔，氣道內(nèi)表面綜合誤差可控制在±0.1,mm．

圖2 實(shí)驗(yàn)用進(jìn)氣道芯盒模型Fig.2 Experimental core box model of intake port

將氣門(mén)座圈底孔倒角結(jié)構(gòu)與氣門(mén)座圈組合在一起，形成可更換與調(diào)整的座圈結(jié)構(gòu)，在氣門(mén)座圈圓周方向逆時(shí)針每15°標(biāo)記1個(gè)刻度，以便實(shí)驗(yàn)中定量地調(diào)整座圈偏心倒角的安裝角度，如圖3和圖4所示．

圖3 無(wú)偏心倒角的氣門(mén)座圈Fig.3 Valve seat without eccentric chamfer

圖4 帶偏心倒角的氣門(mén)座圈Fig.4 Valve seat with eccentric chamfer

2 氣道穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)

2.1 氣道評(píng)價(jià)方法

氣道穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)是目前應(yīng)用最廣泛的研究和評(píng)價(jià)氣道性能的實(shí)驗(yàn)方法，不僅具有低的實(shí)驗(yàn)成本和高的可重復(fù)性等特點(diǎn)，而且研究表明穩(wěn)態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)果與瞬態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有良好的對(duì)應(yīng)關(guān)系[7]．氣道穩(wěn)態(tài)評(píng)價(jià)參數(shù)主要包括流量系數(shù)和渦流比，本文采用AVL評(píng)價(jià)方法[8]．

流量系數(shù)CF為實(shí)際通過(guò)氣道的氣體流量與理論流量之比，代表了氣道流通性能的潛力，即

式中：q為實(shí)測(cè)的氣道內(nèi)空氣流量，m3/s；k為進(jìn)氣門(mén)數(shù)；A為進(jìn)氣門(mén)座截面面積，m2；v0為理論進(jìn)氣速度，m/s；

渦流比NS為進(jìn)氣末期缸內(nèi)渦流轉(zhuǎn)速與曲軸轉(zhuǎn)速之比，表征氣道形成渦流運(yùn)動(dòng)的能力，即

式中：nw為氣缸中渦流運(yùn)動(dòng)的轉(zhuǎn)速，r/min；n為發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸轉(zhuǎn)速的模擬值，r/min．

2.2 渦流動(dòng)量計(jì)式實(shí)驗(yàn)臺(tái)架

對(duì)于多氣門(mén)發(fā)動(dòng)機(jī)，由于葉片式實(shí)驗(yàn)臺(tái)僅能吸收測(cè)量葉片掃過(guò)位置的渦流，已不適用于四氣門(mén)氣道的研究．如圖5所示，實(shí)驗(yàn)采用渦流動(dòng)量計(jì)式實(shí)驗(yàn)臺(tái)，它利用蜂窩器來(lái)吸收氣流在缸內(nèi)做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)時(shí)的全部角動(dòng)量[5,9-10]，將其轉(zhuǎn)化為動(dòng)量計(jì)的微扭矩并根據(jù)剛體渦流理論得出氣道渦流比等評(píng)價(jià)參數(shù)．

圖5 渦流動(dòng)量計(jì)式氣道穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)臺(tái)架Fig.5 Steady flow experiment rig of swirl momentum

2.3 偏心倒角安裝角度匹配方案的設(shè)計(jì)

理論上，應(yīng)對(duì)偏心倒角角度在所有刻度上進(jìn)行組合實(shí)驗(yàn)，從而確定以流量系數(shù)和渦流比為目標(biāo)的最佳匹配方案．然而，每個(gè)偏心倒角各有24種安裝角度，按照排列組合原理，共需進(jìn)行242次實(shí)驗(yàn)，完成所有的實(shí)驗(yàn)方案成本太高，很難實(shí)現(xiàn)．根據(jù)設(shè)計(jì)意圖，偏心倒角的安裝應(yīng)當(dāng)盡量避免氣流間的干涉及氣流與氣缸壁面的垂直撞擊，同時(shí)導(dǎo)引氣流沿著氣缸圓周方向運(yùn)動(dòng)，這樣有利于在缸內(nèi)形成渦流運(yùn)動(dòng)．通過(guò)分析圖6可知，對(duì)于長(zhǎng)氣道偏心倒角，較優(yōu)的安裝角度區(qū)間為(75°～135°)，而短氣道偏心倒角的安裝則應(yīng)導(dǎo)引氣流順著長(zhǎng)氣道氣流方向運(yùn)動(dòng)，因而較優(yōu)的角度為(0°～45°，345°)，如圖6虛線所示．

圖6 初步設(shè)計(jì)的偏心倒角安裝角度區(qū)間Fig.6 Preliminarily designed ranges of eccentric chamfer assembling angles

長(zhǎng)、短氣道各有5組偏心倒角安裝方案，按照完全試驗(yàn)設(shè)計(jì)，共有25種不同的匹配方案；另外以無(wú)偏心倒角時(shí)的雙切向進(jìn)氣道方案作為基準(zhǔn)Base，方便與上述25種不同匹配方案進(jìn)行對(duì)比，從而獲得偏心倒角對(duì)于氣道進(jìn)氣性能的影響規(guī)律．

2.4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

采用氣道穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)臺(tái)對(duì)初步設(shè)計(jì)的25種不同匹配方案及基準(zhǔn)方案Base進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究．定義氣門(mén)升程與氣門(mén)直徑的比值為標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程，對(duì)于錐角為30°的進(jìn)氣門(mén)，當(dāng)標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程大于0.259時(shí)，則閥口截面將超過(guò)氣門(mén)桿部與氣門(mén)套筒間環(huán)狀區(qū)域的面積，此時(shí)繼續(xù)增加氣門(mén)升程，流量幾乎保持不變．因此，實(shí)際穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)中，對(duì)于錐角為30°的進(jìn)氣門(mén)通常標(biāo)準(zhǔn)化升程最大做到0.28．在研柴油機(jī)氣門(mén)錐角、直徑分別為30°、32.5,mm，故氣門(mén)升程區(qū)間取為0.061,5～0.276,9(2～9,mm)，穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖7～圖11所示．

分析圖中流量系數(shù)隨氣門(mén)升程的變化規(guī)律，可以看出標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程小于0.184,6(6,mm)時(shí)，流量系數(shù)隨升程的增加顯著增大；當(dāng)標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程從0.184,6增至0.246,2(8,mm)時(shí)，流量系數(shù)幾乎維持在同一個(gè)水平；標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程繼續(xù)增至0.276,9 (9,mm)時(shí)，流量系數(shù)有較為明顯的提高．橫向比較各匹配方案以及無(wú)偏心倒角的基準(zhǔn)方案Base，可以發(fā)現(xiàn)各變化曲線幾乎重合，說(shuō)明偏心倒角對(duì)氣道的實(shí)際進(jìn)氣量無(wú)明顯影響．這是因?yàn)闅獾纼?nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的壓力損失主要為局部損失，而氣體又處于高湍流狀態(tài)，此時(shí)局部損失系數(shù)與雷諾數(shù)無(wú)關(guān)．在氣道幾何形狀和尺寸不變的情況下，氣體流經(jīng)氣道的壓力損失(即氣道壓差)與速度的平方成正比，從而實(shí)際流過(guò)氣道的氣體流量正比于氣道壓差的平方根；盡管偏心倒角會(huì)改變局部的結(jié)構(gòu)尺寸，但由于其尺寸較小且處于氣道末端，因而對(duì)實(shí)際進(jìn)氣量影響十分有限．

分析圖中渦流比隨標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程的變化曲線可以看出，各匹配方案及基準(zhǔn)方案Base之間存在明顯差異．標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程小于0.184,6時(shí)，有偏心倒角的各方案渦流比值均顯著大于無(wú)偏心倒角的基準(zhǔn)方案Base，且隨著標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程的增加差異逐漸減小；當(dāng)標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程大于0.184,6時(shí)，包括基準(zhǔn)方案在內(nèi)的所有方案渦流比變化曲線幾乎重合，說(shuō)明此時(shí)偏心倒角對(duì)渦流比無(wú)明顯影響．這說(shuō)明小氣門(mén)升程時(shí)偏心倒角的存在使得2束氣流的角動(dòng)量更好地疊加，從而提高了缸內(nèi)的渦流強(qiáng)度；而隨著氣門(mén)升程的增大，偏心倒角作用逐漸減低，后續(xù)將通過(guò)CFD手段對(duì)其機(jī)理進(jìn)行詳細(xì)的分析．

分析圖7～圖11中小氣門(mén)升程下渦流比隨短氣道偏心倒角角度的變化規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)，短氣道偏心倒角位于345°、0°、15°這3個(gè)相鄰的位置時(shí)，其渦流比值明顯大于偏心倒角位于30°、45°時(shí)的對(duì)應(yīng)值．這與一般經(jīng)驗(yàn)有較大差別，尤其345°時(shí)氣流已明顯吹向壁面，但其小氣門(mén)升程下的渦流比基本處于最大值的位置．分析圖7可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)短氣道位于345°、0°、15°時(shí)，雖然氣流會(huì)吹向缸壁，但遇到缸壁后會(huì)受到缸壁的導(dǎo)引作用，從而形成較強(qiáng)的繞壁渦流；隨著短氣道偏心倒角角度的增大，從該氣道進(jìn)入缸內(nèi)的氣流切向速度分量逐漸降低，導(dǎo)致缸內(nèi)渦流強(qiáng)度逐漸減弱．橫向比較小氣門(mén)升程時(shí)5組長(zhǎng)氣道偏心倒角角度方案，從75°到135°渦流比呈現(xiàn)出先變大再變小的規(guī)律．總體上偏心倒角處于75°、90°、105°時(shí)較大，其中以90°為最大，而120°、135°時(shí)較?。陂L(zhǎng)氣道偏心倒角處于75°與90°位置時(shí)，短氣道30°時(shí)的渦流比數(shù)值與345°、0°、15°時(shí)的數(shù)值較為接近，處于高渦流比區(qū)域，而短氣道45°時(shí)的渦流比數(shù)值較低；隨著長(zhǎng)氣道偏心倒角角度的增加，短氣道30°時(shí)的渦流比數(shù)值與345°、0°、15°時(shí)的數(shù)值差距逐漸加大，而短氣道45°時(shí)的渦流比數(shù)值進(jìn)一步下降．這其中的基本機(jī)理同上，但是要分析短氣道與長(zhǎng)氣道氣流的相互影響就需要采用CFD手段獲得流場(chǎng)的詳細(xì)信息．

圖7 長(zhǎng)氣道偏心倒角處于75°時(shí)各方案流量系數(shù)與渦流比的變化規(guī)律Fig.7 Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 75°

圖8 長(zhǎng)氣道偏心倒角處于90°時(shí)各方案流量系數(shù)與渦流比的變化規(guī)律Fig.8 Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 90°

圖9 長(zhǎng)氣道偏心倒角處于105°時(shí)各方案流量系數(shù)與渦流比的變化規(guī)律Fig.9Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 105°

圖10 長(zhǎng)氣道偏心倒角處于120°時(shí)各方案流量系數(shù)與渦流比的變化規(guī)律Fig.10Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 120°

圖11 長(zhǎng)氣道偏心倒角處于135°時(shí)各方案流量系數(shù)與渦流比的變化規(guī)律Fig.11Flow coefficient and swirl ratio curves when eccentric chamfer of long port is at 135°

3 氣道數(shù)值模擬研究

從上述氣道穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出，偏心倒角在大、小升程時(shí)對(duì)氣道渦流比的影響存在截然不同的趨勢(shì)，為分析這一影響機(jī)理，本文選取2,mm、9,mm分別代表小升程和大升程，對(duì)應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程為0.061,5、0.276,9，采用CFD數(shù)值模擬方法對(duì)有、無(wú)偏心倒角情況下的雙切向氣道進(jìn)行研究[5,11]，其中以75°～0°方案代表有偏心倒角的雙切向進(jìn)氣道．

3.1 流動(dòng)控制方程及湍流模型

內(nèi)燃機(jī)氣道流場(chǎng)計(jì)算是對(duì)可壓縮黏性流體流動(dòng)控制方程進(jìn)行求解，主要包括雷諾時(shí)均質(zhì)量、動(dòng)量以及能量守恒方程[12]，并引入相應(yīng)的湍流模型方程以考慮湍流脈動(dòng)對(duì)流場(chǎng)的影響，在此不一一詳述，僅列出張量形式的雷諾時(shí)均質(zhì)量、動(dòng)量方程，即

式中：ρ為流體密度，kg/m3；t為時(shí)間，s；ui、uj代表速度，m/s；i、j取值1、2、3，分別表示x、y、z方向；μ為流體動(dòng)力黏度，Pa·s；iu′、ju′表示速度脈動(dòng)量，m/s；Si表征源項(xiàng)．

本研究采用k-ε湍流模型，基于有限體積法對(duì)流動(dòng)控制方程進(jìn)行離散，利用simple算法對(duì)速度-壓力耦合方程進(jìn)行解耦求解[10]，從而獲得流動(dòng)區(qū)域內(nèi)的流場(chǎng)信息．

3.2 計(jì)算邊界條件

為保證模擬計(jì)算的精度，本文計(jì)算邊界條件依據(jù)氣道穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)中的參數(shù)進(jìn)行設(shè)置．進(jìn)口邊界設(shè)為總壓0.1,MPa，溫度為293,K，湍動(dòng)能根據(jù)初步計(jì)算取為1.5,m2/s2，湍流長(zhǎng)度尺度為0.000,8,m，出口邊界設(shè)為靜壓．2,mm、3,mm升程時(shí)進(jìn)出口壓差為5,kPa，其余升程為4,kPa．由于穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)條件是在室溫下進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)用芯盒及缸筒壁面溫度與大氣溫度接近，且實(shí)驗(yàn)中氣流速度很快，與壁面的接觸時(shí)間非常短，因而將壁面設(shè)為絕熱無(wú)滑移條件．

3.3 計(jì)算結(jié)果分析

表1為4種不同方案下計(jì)算的流量系數(shù)和渦流比值與穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比．從中可以看出，流量系數(shù)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好．小升程時(shí)渦流比計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值差異較大，但計(jì)算結(jié)果能夠體現(xiàn)出實(shí)驗(yàn)中渦流比升降的趨勢(shì)，大升程時(shí)計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值有較好的一致性．

表1不同方案下流量系數(shù)和渦流比的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Tab.1Comparison between calculated CFand NSand experimental values in different cases

圖12為無(wú)偏心倒角2,mm方案整體流線，可以看出，從長(zhǎng)、短氣道進(jìn)入缸內(nèi)的氣體并未形成一前一后沿氣缸壁面的流動(dòng)，而是分成兩股反向氣流并在氣缸中心偏上位置處相互撞擊，最終形成一股氣流，同時(shí)在出口處形成了明顯的滾流運(yùn)動(dòng)．這些氣流間的撞擊干涉及最終的滾流運(yùn)動(dòng)都大大降低了缸內(nèi)的渦流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度；而從圖13可以很明顯地看出，在偏心倒角的導(dǎo)引作用下，兩股氣流從一開(kāi)始就形成了一前一后沿氣缸壁面流動(dòng)的運(yùn)動(dòng)形式，沒(méi)有出現(xiàn)圖12中的撞擊和滾流運(yùn)動(dòng)，兩股氣流切向運(yùn)動(dòng)能量的疊加使得缸內(nèi)形成了較強(qiáng)的渦流運(yùn)動(dòng)．

圖12 無(wú)偏心倒角2,mm方案時(shí)整體流線Fig.12Overall streamline plot of 2,mm case without eccentric chamfers

圖13 帶偏心倒角2,mm方案時(shí)整體流線Fig.13Overall streamline plot of 2,mm case with eccentric chamfers

圖14為渦流比計(jì)量截面處流線．可以看出，無(wú)偏心倒角時(shí)此截面上主要有兩股反向的渦流運(yùn)動(dòng)，而帶有偏心倒角的方案則在此處形成了單一的渦流運(yùn)動(dòng)，且渦流中心靠近缸筒軸線，從而直接解釋了小氣門(mén)升程時(shí)偏心倒角可以顯著提高渦流比的現(xiàn)象．對(duì)比分析圖15、圖16可以發(fā)現(xiàn)，在9,mm氣門(mén)升程時(shí)有、無(wú)偏心倒角方案的流線分布規(guī)律基本一致：來(lái)自兩氣道的部分氣流在短氣道下方發(fā)生撞擊干涉，另一部分則在同一方向上沿氣缸壁面流動(dòng)，形成缸內(nèi)的渦流運(yùn)動(dòng)．雖然無(wú)偏心倒角方案長(zhǎng)、短氣道之間氣流的相互沖撞強(qiáng)于有偏心倒角方案，但這種沖撞很快消失．圖17為渦流比計(jì)量截面處流線，可以發(fā)現(xiàn)2種方案沒(méi)有明顯差異，從而從機(jī)理上證實(shí)了大氣門(mén)升程時(shí)偏心倒角對(duì)渦流比幾乎無(wú)影響的實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象．

圖14 渦流比計(jì)量截面處流線(2,mm方案)Fig.14 Streamline plot at the section where swirl ratio is calculated (2,mm case)

圖15 無(wú)偏心倒角9,mm方案時(shí)整體流線Fig.15 Overall streamline plot of 9,mm case without eccentric chamfers

圖16 帶偏心倒角9,mm方案時(shí)整體流線Fig.16 Overall streamline plot of 9,mm case with eccentric chamfers

圖17 渦流比計(jì)量截面處流線(9,mm方案)Fig.17Streamline plot at the section where swirl ratio is calculated(9,mm case)

4 結(jié) 論

(1) 自行設(shè)計(jì)了實(shí)驗(yàn)用氣道芯盒模型，通過(guò)初步分析確定了25組較優(yōu)的偏心倒角安裝角度匹配方案，利用渦流動(dòng)量計(jì)式氣道穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)臺(tái)對(duì)包括無(wú)偏心倒角在內(nèi)的26種不同方案進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究．

(2) 偏心倒角對(duì)流量系數(shù)基本無(wú)影響；當(dāng)標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程小于0.184,6時(shí)，偏心倒角可以大大提高渦流比值，且不同偏心倒角安裝角度匹配方案間渦流比也存在顯著差異；而當(dāng)標(biāo)準(zhǔn)化氣門(mén)升程超過(guò)0.184,6時(shí)，各方案間的渦流比值無(wú)明顯差異．

(3) 以2,mm、9,mm分別代表小、大氣門(mén)升程，結(jié)合CFD技術(shù)對(duì)氣道-氣門(mén)-缸筒三維模型進(jìn)行了數(shù)值模擬研究．2,mm升程時(shí)，無(wú)偏心倒角方案長(zhǎng)短氣道內(nèi)的氣流于缸內(nèi)發(fā)生撞擊干涉，缸內(nèi)出現(xiàn)了反向渦結(jié)構(gòu)，而偏心倒角則可以導(dǎo)引氣流在缸內(nèi)形成單一渦結(jié)構(gòu)．9,mm氣門(mén)升程時(shí)，有、無(wú)偏心倒角方案流線無(wú)明顯差異，從而從機(jī)理上解釋驗(yàn)證了實(shí)驗(yàn)結(jié)果．

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(責(zé)任編輯：孫立華)

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.

國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(863計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2014AA041501).

徐玉梁（1973— ），男，博士，高級(jí)工程師，xyl@tju.edu.cn.

祖炳鋒，zbf@tju.edu.cn.

時(shí)間：2014-08-22. 網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/doi/10.11784/tdxbz201406015.html.