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摘 要：内燃机进气道的结构参数影响着进入气缸的空气质量和流动状态，进而影响着缸内油气的混合程度和燃烧质量。本文通过双进气道的正向设计，获得基本型双进气道。采用三维流动分析软件FIRETM进行了该重型柴油机双进气道基本型的缸内稳态流动模拟。为了提高数值模拟的可信度，本文进行了进气道基本型的稳态吹风实验，验证了气道流动数值模拟结果的准确性。随后在该基本型进气道的基础上，基于参数化正向设计，通过结构优化，完成了不同结构参数（最小截面积，螺旋坡角，螺旋包角，涡流室高度，气门锥角等）下的优化进气道。为了探索不同结构参数对缸内流动特性的影响规律，并获得较优性能的双进气道，本文进行了不同结构参数进气道的缸内流动数值模拟，得到各模型的平均流量系数和平均涡流比。通过不同结构参数的模拟结果研究可发现，对于双进气道（螺旋气道加切向气道）而言，螺旋气道的结构参数对进气道的流动特性有较大影响，在选定范围内，螺旋进气道的螺旋坡角和螺旋包角对双进气道的整体流通能力影响较大。通过各结构参数下的双进气道性能对比，获得了流动特性最佳的双进气道结构参数。
关键词：正向设计，双进气道，螺旋气道结构;平均流量系数;平均涡流比
中图分类号：TK413 文献标识码：A
内燃机缸内气流运动的具体形态，主要取决于进气道的结构，以及进气道与气缸的合理匹配[1-2]。其中，进气道结构包括进气道本体的结构，以及进气道的布置位置;双进气道方案还要考虑两个进气道的搭配，以及这两个气道的相对位置[3-4]。以上因素均会影响进气道的进气能力和产生涡流的能力[5-7]。合适的缸内气流运动，可以促进油气混合，改善缸内燃烧质量，从而优化内燃机的动力性、经济性和排放水平。
目前，气道的设计主要还是采用逆向设计方
法[8]。随着气道技术的发展，气道的正向设计已经逐步成为一种趋势。气道的正向设计就是用一组结构参数来约定其尺寸关系，通过特征概念、约束条件和模型参数化等参数化设计手段来完成整个气道的设计成型过程[9-11]。正向设计需要摸索结构参数对缸内流动的影响规律，解决如何定义螺旋进气道的外形以及用什么方法来定义的问题[12]。
本文研究对象为基于正向设计的由螺旋气道和切向气道组合的柴油机双进气道。为了提高正向设计的精准性，本文在设计出双进气道的基本型后，进行了该气道的实验测量，确定了该气道下气缸内基本的流动参数，随后再以该基本型，进行了一系列进气道的正向设计，确定了气道中各个参数对气缸内流动的影响程度，尤其是螺旋气道结构参数的影响程度。
1 气道结构及性能评价标准
在进行正向设计时，具体研究的双进气道中螺旋气道重要结构参数有，最小截面积、螺旋坡角、螺旋包角、涡流室高度、气门锥角等对缸内气流运动的影响规律。双进气道中，螺旋气道部分的主要作用是组织良好的缸内涡流，并保证足够的进气流量;而切向气道部分，主要用于提高进气能力，并产生切向渦流。相对而言，螺旋气道结构对缸内流动的影响相对更大，其结构也更复杂，是正向设计中的难点部位。
1.1 气道结构
本文螺旋气道中部分主要结构参数如图1所示，最小截面积比Fmin，底坡角β1，螺旋坡角β2，主螺旋坡角β3，副螺旋坡角β4。涡流室高度H ，螺旋包角θ，气门锥角α，偏心距e。螺旋进气道结构参数如图1所示。
1.2 气道性能平均标准
进气道性能主要用流量系数和涡流比来评价。基于不同假定条件，几家世界著名的内燃机公司分别定义了各自的评价体系，如AVL体系、里卡图体系、FEV体系、DCS体系[13]。本文采用了AVL评价体系：无因次的平均流量系数（ μσ）m和平均涡流比（nd /n）m。
AVL体系试验采用恒压稳流的试验方式[14]，定义流量系数为实际测得的质量流量与理论流量之比：
μσ=mv /mt （1）
式中，mv——通过气道的实际空气质量流量/（kg·s-1）;mt——在Δp压差下理论上无损失地流过气道自由控制截面（面积为Fp=dv2π/4）的空气质量流量/（kg·s-1）;dv——气门座内径，m;
AVL涡流比定义为叶片旋转速度与当时状态下假想的发动机转速之比：
nd/n=ndρVs/（30mv） （2）
式中，nd——叶片风速仪转速/（r·s-1）;n——假想的内燃机转速，它是由试验缸套内的平均轴向流速作为活塞平均速度cm而推算出来的/（r·s-1）;Vs——活塞排量/（m3）。
2 进气道-缸内流动的三维数值模拟
通过气道-气缸流动CFD模拟，可以得到具体、准确的气道内及缸内流动数据，有助于详细分析气道内和缸内的空气具体流动形态，从而进行相应的燃烧室结构优化。
2.1 几何模型的建立
本文基于正向设计思路，先进行了某重型车载柴油机的双气道基本型设计。具体为，采用UG软件，根据关键部位的结构特点，创建基本迹线，再由迹线创建曲面，再由曲面生成实体模型，并且通过曲面的光顺，修剪和缝合等工作，最终得到该基本型进气道的三维几何模型。最终几何模型要求轨迹线平顺度控制在0.2mm以内，表面平顺度控制在0.4mm以内。具体如图2所示。
2.2 三维网格模型及边界条件
在几何模型的基础上，本文应用FAME技术，生成六面体网格，并对气阀喉口等处进行网格加密，生成了贴体性能较好的三维稳态模拟网格。网格单元总数约为60万，具体网格如图3所示。
计算模型[15]中包含连续性方程，动量守恒方程，能源守恒方程，以及气体状态方程。气道内气体设置为可压缩气体，并且考虑了重力的影响。常用的湍流模型有亚网格尺度模型、单方程模型、k-e双方程模型、RNG k-e模型和雷诺应力模型（RSM）等。本文采用工程上广泛使用的k-e双方程湍流模型。 本文数值模拟的边界条件是按照实际气道实验的情况来设定的：进口总压为100 000Pa，出口静压为97 500Pa，壁面温度固定为293.15K。
3 数值模拟的实验验证
3.1 气道实验装置
AVL体系的气道稳流试验台结构布置如图4所示，主要由缸盖-气缸、稳压筒、流量计、流量控制和鼓风机组成。通过调节流量控制阀1和2的开度，可控制通过气道的进气流量和气道的进出口压差。本文试验保持气道进出口压差△P为恒定值2 500Pa，通过读出每一气门升程下通过气道的实际质量流量mv和叶片风速仪转速nd，运用公式（1）和公式（2）即可算出该升程下的流量系数和涡流比。通过改变气门升程，并调节阀门1和2的开度，便可测量得到不同气门升程下的流量系数和涡流比。
3.2 进气道台架实验及数值模拟结果验证
本文基本型进气道为螺旋气道和切向气道的组合气道。基本型进气道设计完成后，本文基于光固化技术进行了该进气道阴模的快速成型，形成一个结构完全相同的进气道模型，其最小截面积比为0.55，螺旋坡角为65°，螺旋包角为105°，涡流室高度为10mm，气门锥角为30°。随后，利用气道试验台，进行了该基本型进气道模型的流通性能实验，获得该基本型进气道模型经过气道吹风实验得出的流量系数和涡流比。
为了确保数值模拟的准确性，本文利用基本型进气道的实验数据，进行了数值模拟方法的实验验证。即根据已经完成的实验工况，进行对应工况下，基本型进气道内气体流动的数值模拟，并将模拟结果与实验结果相对比，以确定数值模拟的结果是否准确。本文对比验证了不同气门升程下的流量系数，数值模拟结果和气道实验测试结果的具体对比如图5所示。
由图5可知，气门升程在10mm以下时，流量系数模拟值和实验值的吻合程度很好，都小于2%，仅最大气门升程处，模拟结果和实验结果的误差稍大一些，但也小于5%。误差分析时发现基本型气道快速成型时，实际模型中存在有一定的铸造飞边，从而使得大流量时模拟与實验的误差相对较大。综合上述各个升程下的模拟误差可知，该数值模拟的精度较高，模拟结果精确可靠。
4 结构参数对缸内流动的影响分析
完成数值模拟的实验验证后，可以确定本文的数值模拟方法的正确性和准确性。随后，本文在基本型进气道的基础上，基于参数化进行了该气道的正向结构优化设计，具体结构优化参数包括最小截面比、螺旋坡角、螺旋包角、涡流室高度和气门锥角等。
为分析某一结构参数对缸内流动的影响，在修改模型时应尽可能的保持气道的其他结构参数不变。通过这些不同结构参数下的气道内流动数值模拟，即可得到不同结构参数对气道流动性能的影响规律。
4.1 最小截面积比对缸内流动的影响
最小截面积比定义为气道最小截面积与气道喉口面积之比。进气道的最小截面积往往位于进气道直流段和双气道分流段的接口处。基本型进气道中，最小截面积为679.18mm2，进气道喉口面积为1131.97mm2，其最小截面积比为0.6。本文在基本型进气道的基础上，具体设计了最小截面积比分别为0.51，0.55，0.64，0.69的四种新气道模型。各个改进型进气道的数值模拟的流量系数结果如图6所示。
由图6可知，在不同升程下，不同的最小截面积比对流量系数影响并不很明显。由图还可知，不同气门升程下，不同的最小截面积比对流量系数影响的趋势并不相同。在小气门升程时，较大的最小截面积比下气道流量系数较大;但在大气门升程时，较大的最小截面积比下气道流量系数反而较小。这主要是因为，小气门升程时，气道喉口处流通面积比最小截面面积小，因此喉口处流通面积是决定流通系数的主因，决定了流通系数的大致范围。此时，较小的最小截面面积，反而有助于缓解流线的收缩率，减小了由于流线收缩较大带来的流通阻力。大气门升程时，气道喉口处流通面积和最小截面面积相差较小，因此最小截面面积和喉口处流通面积都成为决定流通系数的主因。此时，较大的最小截面面积，有助于减小流动的沿程阻力。
为了表现该进气道的总体性能，本文基于不同气门升程下的气道结果，计算了进气道的平均流量系数和平均涡流比，具体见表1。为了进一步分析结构变化对螺旋气道和切向气道各自的影响程度。
由表1可知，随着最小截面积比的增大，平均流量系数先增大后减小，在0.60时最大;平均涡流比则先减小，再增大，再稍减，在0.60时最小。这表明，无论从流量系数还是涡流比来分析，都不是最小截面积比越大越好，而是需要一个适宜的最小截面积比，使最小截面积处的流动形态顺畅最佳，这样既可以避免流动堵塞，也可以避免流动分离。
图7为气门升程6mm时，不同最小截面积下的最小截面处的流线分布图，包括图7左图所示的经过气门中心的竖直切面流线和图7右图所示垂直气门中心的水平切面流线。
由图7左图可知，各最小截面方案下，其竖直切面方向的流线都能较均匀地充满整个流动空间，只在气道顶部和气道底部流线才有细微区别。这表明在经过气门中心的竖直方向，各不同最小截面方案都具有较好的流动性能。
由图7右图可知，在垂直气门中心的水平切面方向上，不同最小截面积比下的流动状态相差较大。最小截面比0.51方案中，气流流向偏向气道两侧，存在较严重的中间部位气体分离现象;0.55方案中，气流的主流在气道中心线部位，并且流动较顺畅;0.6方案中，气流分布相对最均匀，并且流动最为顺畅，故而该方法下流量系数和螺旋进气道流量都相对较高。随着最小截面比的进一步增大，气道内流动明显偏向内侧或外侧，在另一侧形成低流速区，从而降低了其流通能力，导致气道流量系数，螺旋进气道流量及切向进气道流量都大幅降低。
4.2 螺旋坡角对缸内流动的影响
螺旋坡角决定了气流进入气缸时的竖直方向的分速度，对气道的流通系数和涡流比都有较大的影响。本文在基本型进气道螺旋坡角65°的基础上，设计了螺旋坡角分别为55°，60°，70°，75°的四种新气道模型，并进行了相应的气道-气缸内流动数值模拟分析，其具体模拟结果见表2。 表2为不同螺旋坡角下的平均流量系数和平均涡流比。由表2可知，随着螺旋坡角的增大，平均流量系数先增后减;平均涡流比则没有明确的趋势，但总体上逐步减小。进一步分析螺旋气道流量和切向气道流量的分配可知，随着螺旋坡角的增大，切向气道的流量逐步减小，螺旋气道流量则变化不大，但总体上是先增大后减小。同时可知，随着螺旋坡角的增大，螺旋气道流量占总体流量的比例逐步增大。其原因分析如下：随着螺旋坡角的增大，切向气道内的流通截面逐步减小，从而使得其流通能力逐步降低;在螺旋气道中，随着螺旋坡角的增大，螺旋气道内气体受螺旋坡角的压迫下直接流向气门处，气体流程逐步减短，流动阻力逐步减小，可以增大流通能力;但同时，较大的螺旋坡角，会使流动截面积减小，从而减小了其流动能力，故而使得螺旋气道流量呈现出先增后减的趋势。同时，当螺旋气道因流动流程减短而使流量增大时，切向气道流量因螺旋气道的分流而流量减小;当螺旋气道因流动截面减小而流量减小时，切向气道流量先减小再稍微增大。这主要是螺旋气道流动截面的改变，使得气道内流型发生了变化。
图8为不同螺旋坡角下，气门升程6mm时的进气道内截面流线图和缸内流线图。由图8左图可知，随着螺旋坡角的增大，气流流线越来越朝下转向，这也验证了前面的分析，在较大的螺旋坡角下，螺旋气道内气体受上壁面压迫，较大比例的气体直接进入气门区域而未进行螺旋运动。由图8右图螺旋气道水平剖面流线可知，随着螺旋坡角的变化，其流线分布并没出现较大的变化，这表明，螺旋坡角的变化，对螺旋进气道内气流的水平流形影响较小。由图8还可知，不同螺旋坡角下，螺旋气道外侧都存在着一定的流动分离，气道结构可进一步优化。综合可知，较大的螺旋坡角，将使螺旋气道内气流速度的竖直分量增大，从而使其进气能力增大，但受流动截面积减小的影响，其进气能力又有所减小。较大的竖直速度分量使气体直接流向气门而未做螺旋运动，使气道产生螺旋运动的能力减弱。该气道各方案中，螺旋坡角为55°，60°时，平均流量系数比基本型进气道略小，但涡流比增加较多。在气道设计时，可以选择螺旋坡角在55°到60°之间，既保證了较高的平均涡流比，同时可以获得较大的平均流量系数。
4.3 螺旋包角对缸内流动的影响
螺旋包角决定了气流进入气缸时的圆周方向的分速度，对气道的流通系数和涡流比都有较大的影响。本文在基本型进气道螺旋包角为105°的基础上，分别设计了螺旋包角分别为95°、100°、110°和115°的四种新气道模型，其模拟结果见表3。
表3为不同螺旋包角下的平均流量系数和平均涡流比。由表3可知，螺旋气道的进气量随着螺旋包角的增大而逐步减小，这主要是随着螺旋包角的增大，螺旋气流旋转的角度增大，进入气缸的阻力增大，从而导致流量系数减少。但螺旋气道流量减小的通顺，切向气道流量有增加的趋势，这表明在一定的压差作用下，螺旋气道流动受阻，将有一部分气体转移到切向气道，导致切向气道流量增大。综合螺旋气道和切向气道的结果可知，随着螺旋包角的增加，双进气道进气能力降低，这与平均流量系数相吻合。由表3可知，涡流比则呈现出明显的先增大再减小趋势，这表明当螺旋包角由95°增加到100°，由于螺旋包角的增加，气流旋流增大，涡流比增大，当进气道的螺旋坡角进一步增大后，气流的旋转影响了进气道的进气能力，从而使得整体进气的旋转冲量降低，涡流比降低。这从螺旋气道流量占比的变化趋势也可以验证，螺旋包角大于100°之后，随着螺旋包角的增大，螺旋气道流量占总流量的比例明显减小。
图9显示了双气道在缸内产生的涡流速度矢量情况，由图9可知，该气道中，螺旋气道产生的涡旋旋转方向和切向气道产生的涡旋旋转方向相反，这就使得最终的涡流比是两者竞争的结果。在小螺旋包角下，螺旋气道流量占比大，切向气道对总体涡流比的影响较小，但在大螺旋包角方案中，切向气道流量占比逐步增大，减弱了螺旋气道产生的涡流比。在该气道各方案中，综合各方案的流量系数和涡流比数据，建议选用螺旋包角100°的结构参数。
4.4 涡流室高度对缸内流动的影响
涡流室高度主要是气门与气缸的垂直距离，属于气门布置参数。本文基本型进气道涡流室高度为10mm，在基本型进气道的基础上，共设计了涡流室高度分别为6mm，8mm，12mm，14mm的四种新气道模型，其模拟结果见表4。
由表4可知，随着涡流室高度的增大，平均流量系数总体趋势在增大，这时涡流室的整流作用，使得气流在涡流室通道内较平顺地流动，故而减少了气流相撞损失。但在更大的涡流室高度下，流量系数产生了突降，这表明涡流室高度过长时，其沿程阻力逐步形成主要因素，导致螺旋进气道流量重新降低。由于涡流室的整流作用，随着涡流室高度增大，其平均涡流比总体趋势在逐步减小。
图10为气门升程6mm时，不同涡流室高度下的气道喉口速度分布矢量图。由图10可知，随着涡流室的增大，螺旋气道产生的气流涡流在涡流室内运行路径增长，这样使得气流涡流旋转的能量进一步损失，故而其涡流比总体趋势在一直降低。同样，随着涡流室高度的增大，进入气缸气流的切向分量变小，体现了涡流室高度的整流效果，导致螺旋气道的气流流量先逐步增加。由图10还可知，随着涡流室高度的增大，螺旋气道流动的切向流速逐步降低，使得螺旋气道和切向气道的流动竞争效应逐步减轻，故而其切向气道的流量系数也得到一定程度的提高，从而使得进气道的整体进气能力有一定的提高。综合流量系数和涡流比趋势可知，当涡流室高度为8mm时，平均涡流比超过了基本型进气道，而流量系数几乎相同，故而8mm的涡流室高度其综合性能更佳。
5 结语
双进气道是现代发动机的趋势，进行气道的正向设计，有利于从原理上提高对气道进气能力的理解，从而促进内燃机工业的进一步发展。实验验证表明，本文的气道-气缸内流动数值模拟具有较好的精度。双进气道中，螺旋进气道的结构参数对气道整体性能有较大影响，故而需要进行结构寻优。对比各结构因素可知，螺旋坡角和螺旋包角对进气道的流量系数和涡流比影响相对较大，是螺旋进气道的主要影响结构参数。本文双进气道中，最小截面比0.6，螺旋坡角60°，螺旋包角100°，涡流室高度为12mm时，双进气道的综合性能最佳，流量系数较大涡流比也较强。 参考文献
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关键词：正向设计，双进气道，螺旋气道结构;平均流量系数;平均涡流比
中图分类号：TK413 文献标识码：A
内燃机缸内气流运动的具体形态，主要取决于进气道的结构，以及进气道与气缸的合理匹配[1-2]。其中，进气道结构包括进气道本体的结构，以及进气道的布置位置;双进气道方案还要考虑两个进气道的搭配，以及这两个气道的相对位置[3-4]。以上因素均会影响进气道的进气能力和产生涡流的能力[5-7]。合适的缸内气流运动，可以促进油气混合，改善缸内燃烧质量，从而优化内燃机的动力性、经济性和排放水平。
目前，气道的设计主要还是采用逆向设计方
法[8]。随着气道技术的发展，气道的正向设计已经逐步成为一种趋势。气道的正向设计就是用一组结构参数来约定其尺寸关系，通过特征概念、约束条件和模型参数化等参数化设计手段来完成整个气道的设计成型过程[9-11]。正向设计需要摸索结构参数对缸内流动的影响规律，解决如何定义螺旋进气道的外形以及用什么方法来定义的问题[12]。
本文研究对象为基于正向设计的由螺旋气道和切向气道组合的柴油机双进气道。为了提高正向设计的精准性，本文在设计出双进气道的基本型后，进行了该气道的实验测量，确定了该气道下气缸内基本的流动参数，随后再以该基本型，进行了一系列进气道的正向设计，确定了气道中各个参数对气缸内流动的影响程度，尤其是螺旋气道结构参数的影响程度。
1 气道结构及性能评价标准
在进行正向设计时，具体研究的双进气道中螺旋气道重要结构参数有，最小截面积、螺旋坡角、螺旋包角、涡流室高度、气门锥角等对缸内气流运动的影响规律。双进气道中，螺旋气道部分的主要作用是组织良好的缸内涡流，并保证足够的进气流量;而切向气道部分，主要用于提高进气能力，并产生切向渦流。相对而言，螺旋气道结构对缸内流动的影响相对更大，其结构也更复杂，是正向设计中的难点部位。
1.1 气道结构
本文螺旋气道中部分主要结构参数如图1所示，最小截面积比Fmin，底坡角β1，螺旋坡角β2，主螺旋坡角β3，副螺旋坡角β4。涡流室高度H ，螺旋包角θ，气门锥角α，偏心距e。螺旋进气道结构参数如图1所示。
1.2 气道性能平均标准
进气道性能主要用流量系数和涡流比来评价。基于不同假定条件，几家世界著名的内燃机公司分别定义了各自的评价体系，如AVL体系、里卡图体系、FEV体系、DCS体系[13]。本文采用了AVL评价体系：无因次的平均流量系数（ μσ）m和平均涡流比（nd /n）m。
AVL体系试验采用恒压稳流的试验方式[14]，定义流量系数为实际测得的质量流量与理论流量之比：
μσ=mv /mt （1）
式中，mv——通过气道的实际空气质量流量/（kg·s-1）;mt——在Δp压差下理论上无损失地流过气道自由控制截面（面积为Fp=dv2π/4）的空气质量流量/（kg·s-1）;dv——气门座内径，m;
AVL涡流比定义为叶片旋转速度与当时状态下假想的发动机转速之比：
nd/n=ndρVs/（30mv） （2）
式中，nd——叶片风速仪转速/（r·s-1）;n——假想的内燃机转速，它是由试验缸套内的平均轴向流速作为活塞平均速度cm而推算出来的/（r·s-1）;Vs——活塞排量/（m3）。
2 进气道-缸内流动的三维数值模拟
通过气道-气缸流动CFD模拟，可以得到具体、准确的气道内及缸内流动数据，有助于详细分析气道内和缸内的空气具体流动形态，从而进行相应的燃烧室结构优化。
2.1 几何模型的建立
本文基于正向设计思路，先进行了某重型车载柴油机的双气道基本型设计。具体为，采用UG软件，根据关键部位的结构特点，创建基本迹线，再由迹线创建曲面，再由曲面生成实体模型，并且通过曲面的光顺，修剪和缝合等工作，最终得到该基本型进气道的三维几何模型。最终几何模型要求轨迹线平顺度控制在0.2mm以内，表面平顺度控制在0.4mm以内。具体如图2所示。
2.2 三维网格模型及边界条件
在几何模型的基础上，本文应用FAME技术，生成六面体网格，并对气阀喉口等处进行网格加密，生成了贴体性能较好的三维稳态模拟网格。网格单元总数约为60万，具体网格如图3所示。
计算模型[15]中包含连续性方程，动量守恒方程，能源守恒方程，以及气体状态方程。气道内气体设置为可压缩气体，并且考虑了重力的影响。常用的湍流模型有亚网格尺度模型、单方程模型、k-e双方程模型、RNG k-e模型和雷诺应力模型（RSM）等。本文采用工程上广泛使用的k-e双方程湍流模型。 本文数值模拟的边界条件是按照实际气道实验的情况来设定的：进口总压为100 000Pa，出口静压为97 500Pa，壁面温度固定为293.15K。
3 数值模拟的实验验证
3.1 气道实验装置
AVL体系的气道稳流试验台结构布置如图4所示，主要由缸盖-气缸、稳压筒、流量计、流量控制和鼓风机组成。通过调节流量控制阀1和2的开度，可控制通过气道的进气流量和气道的进出口压差。本文试验保持气道进出口压差△P为恒定值2 500Pa，通过读出每一气门升程下通过气道的实际质量流量mv和叶片风速仪转速nd，运用公式（1）和公式（2）即可算出该升程下的流量系数和涡流比。通过改变气门升程，并调节阀门1和2的开度，便可测量得到不同气门升程下的流量系数和涡流比。
3.2 进气道台架实验及数值模拟结果验证
本文基本型进气道为螺旋气道和切向气道的组合气道。基本型进气道设计完成后，本文基于光固化技术进行了该进气道阴模的快速成型，形成一个结构完全相同的进气道模型，其最小截面积比为0.55，螺旋坡角为65°，螺旋包角为105°，涡流室高度为10mm，气门锥角为30°。随后，利用气道试验台，进行了该基本型进气道模型的流通性能实验，获得该基本型进气道模型经过气道吹风实验得出的流量系数和涡流比。
为了确保数值模拟的准确性，本文利用基本型进气道的实验数据，进行了数值模拟方法的实验验证。即根据已经完成的实验工况，进行对应工况下，基本型进气道内气体流动的数值模拟，并将模拟结果与实验结果相对比，以确定数值模拟的结果是否准确。本文对比验证了不同气门升程下的流量系数，数值模拟结果和气道实验测试结果的具体对比如图5所示。
由图5可知，气门升程在10mm以下时，流量系数模拟值和实验值的吻合程度很好，都小于2%，仅最大气门升程处，模拟结果和实验结果的误差稍大一些，但也小于5%。误差分析时发现基本型气道快速成型时，实际模型中存在有一定的铸造飞边，从而使得大流量时模拟与實验的误差相对较大。综合上述各个升程下的模拟误差可知，该数值模拟的精度较高，模拟结果精确可靠。
4 结构参数对缸内流动的影响分析
完成数值模拟的实验验证后，可以确定本文的数值模拟方法的正确性和准确性。随后，本文在基本型进气道的基础上，基于参数化进行了该气道的正向结构优化设计，具体结构优化参数包括最小截面比、螺旋坡角、螺旋包角、涡流室高度和气门锥角等。
为分析某一结构参数对缸内流动的影响，在修改模型时应尽可能的保持气道的其他结构参数不变。通过这些不同结构参数下的气道内流动数值模拟，即可得到不同结构参数对气道流动性能的影响规律。
4.1 最小截面积比对缸内流动的影响
最小截面积比定义为气道最小截面积与气道喉口面积之比。进气道的最小截面积往往位于进气道直流段和双气道分流段的接口处。基本型进气道中，最小截面积为679.18mm2，进气道喉口面积为1131.97mm2，其最小截面积比为0.6。本文在基本型进气道的基础上，具体设计了最小截面积比分别为0.51，0.55，0.64，0.69的四种新气道模型。各个改进型进气道的数值模拟的流量系数结果如图6所示。
由图6可知，在不同升程下，不同的最小截面积比对流量系数影响并不很明显。由图还可知，不同气门升程下，不同的最小截面积比对流量系数影响的趋势并不相同。在小气门升程时，较大的最小截面积比下气道流量系数较大;但在大气门升程时，较大的最小截面积比下气道流量系数反而较小。这主要是因为，小气门升程时，气道喉口处流通面积比最小截面面积小，因此喉口处流通面积是决定流通系数的主因，决定了流通系数的大致范围。此时，较小的最小截面面积，反而有助于缓解流线的收缩率，减小了由于流线收缩较大带来的流通阻力。大气门升程时，气道喉口处流通面积和最小截面面积相差较小，因此最小截面面积和喉口处流通面积都成为决定流通系数的主因。此时，较大的最小截面面积，有助于减小流动的沿程阻力。
为了表现该进气道的总体性能，本文基于不同气门升程下的气道结果，计算了进气道的平均流量系数和平均涡流比，具体见表1。为了进一步分析结构变化对螺旋气道和切向气道各自的影响程度。
由表1可知，随着最小截面积比的增大，平均流量系数先增大后减小，在0.60时最大;平均涡流比则先减小，再增大，再稍减，在0.60时最小。这表明，无论从流量系数还是涡流比来分析，都不是最小截面积比越大越好，而是需要一个适宜的最小截面积比，使最小截面积处的流动形态顺畅最佳，这样既可以避免流动堵塞，也可以避免流动分离。
图7为气门升程6mm时，不同最小截面积下的最小截面处的流线分布图，包括图7左图所示的经过气门中心的竖直切面流线和图7右图所示垂直气门中心的水平切面流线。
由图7左图可知，各最小截面方案下，其竖直切面方向的流线都能较均匀地充满整个流动空间，只在气道顶部和气道底部流线才有细微区别。这表明在经过气门中心的竖直方向，各不同最小截面方案都具有较好的流动性能。
由图7右图可知，在垂直气门中心的水平切面方向上，不同最小截面积比下的流动状态相差较大。最小截面比0.51方案中，气流流向偏向气道两侧，存在较严重的中间部位气体分离现象;0.55方案中，气流的主流在气道中心线部位，并且流动较顺畅;0.6方案中，气流分布相对最均匀，并且流动最为顺畅，故而该方法下流量系数和螺旋进气道流量都相对较高。随着最小截面比的进一步增大，气道内流动明显偏向内侧或外侧，在另一侧形成低流速区，从而降低了其流通能力，导致气道流量系数，螺旋进气道流量及切向进气道流量都大幅降低。
4.2 螺旋坡角对缸内流动的影响
螺旋坡角决定了气流进入气缸时的竖直方向的分速度，对气道的流通系数和涡流比都有较大的影响。本文在基本型进气道螺旋坡角65°的基础上，设计了螺旋坡角分别为55°，60°，70°，75°的四种新气道模型，并进行了相应的气道-气缸内流动数值模拟分析，其具体模拟结果见表2。 表2为不同螺旋坡角下的平均流量系数和平均涡流比。由表2可知，随着螺旋坡角的增大，平均流量系数先增后减;平均涡流比则没有明确的趋势，但总体上逐步减小。进一步分析螺旋气道流量和切向气道流量的分配可知，随着螺旋坡角的增大，切向气道的流量逐步减小，螺旋气道流量则变化不大，但总体上是先增大后减小。同时可知，随着螺旋坡角的增大，螺旋气道流量占总体流量的比例逐步增大。其原因分析如下：随着螺旋坡角的增大，切向气道内的流通截面逐步减小，从而使得其流通能力逐步降低;在螺旋气道中，随着螺旋坡角的增大，螺旋气道内气体受螺旋坡角的压迫下直接流向气门处，气体流程逐步减短，流动阻力逐步减小，可以增大流通能力;但同时，较大的螺旋坡角，会使流动截面积减小，从而减小了其流动能力，故而使得螺旋气道流量呈现出先增后减的趋势。同时，当螺旋气道因流动流程减短而使流量增大时，切向气道流量因螺旋气道的分流而流量减小;当螺旋气道因流动截面减小而流量减小时，切向气道流量先减小再稍微增大。这主要是螺旋气道流动截面的改变，使得气道内流型发生了变化。
图8为不同螺旋坡角下，气门升程6mm时的进气道内截面流线图和缸内流线图。由图8左图可知，随着螺旋坡角的增大，气流流线越来越朝下转向，这也验证了前面的分析，在较大的螺旋坡角下，螺旋气道内气体受上壁面压迫，较大比例的气体直接进入气门区域而未进行螺旋运动。由图8右图螺旋气道水平剖面流线可知，随着螺旋坡角的变化，其流线分布并没出现较大的变化，这表明，螺旋坡角的变化，对螺旋进气道内气流的水平流形影响较小。由图8还可知，不同螺旋坡角下，螺旋气道外侧都存在着一定的流动分离，气道结构可进一步优化。综合可知，较大的螺旋坡角，将使螺旋气道内气流速度的竖直分量增大，从而使其进气能力增大，但受流动截面积减小的影响，其进气能力又有所减小。较大的竖直速度分量使气体直接流向气门而未做螺旋运动，使气道产生螺旋运动的能力减弱。该气道各方案中，螺旋坡角为55°，60°时，平均流量系数比基本型进气道略小，但涡流比增加较多。在气道设计时，可以选择螺旋坡角在55°到60°之间，既保證了较高的平均涡流比，同时可以获得较大的平均流量系数。
4.3 螺旋包角对缸内流动的影响
螺旋包角决定了气流进入气缸时的圆周方向的分速度，对气道的流通系数和涡流比都有较大的影响。本文在基本型进气道螺旋包角为105°的基础上，分别设计了螺旋包角分别为95°、100°、110°和115°的四种新气道模型，其模拟结果见表3。
表3为不同螺旋包角下的平均流量系数和平均涡流比。由表3可知，螺旋气道的进气量随着螺旋包角的增大而逐步减小，这主要是随着螺旋包角的增大，螺旋气流旋转的角度增大，进入气缸的阻力增大，从而导致流量系数减少。但螺旋气道流量减小的通顺，切向气道流量有增加的趋势，这表明在一定的压差作用下，螺旋气道流动受阻，将有一部分气体转移到切向气道，导致切向气道流量增大。综合螺旋气道和切向气道的结果可知，随着螺旋包角的增加，双进气道进气能力降低，这与平均流量系数相吻合。由表3可知，涡流比则呈现出明显的先增大再减小趋势，这表明当螺旋包角由95°增加到100°，由于螺旋包角的增加，气流旋流增大，涡流比增大，当进气道的螺旋坡角进一步增大后，气流的旋转影响了进气道的进气能力，从而使得整体进气的旋转冲量降低，涡流比降低。这从螺旋气道流量占比的变化趋势也可以验证，螺旋包角大于100°之后，随着螺旋包角的增大，螺旋气道流量占总流量的比例明显减小。
图9显示了双气道在缸内产生的涡流速度矢量情况，由图9可知，该气道中，螺旋气道产生的涡旋旋转方向和切向气道产生的涡旋旋转方向相反，这就使得最终的涡流比是两者竞争的结果。在小螺旋包角下，螺旋气道流量占比大，切向气道对总体涡流比的影响较小，但在大螺旋包角方案中，切向气道流量占比逐步增大，减弱了螺旋气道产生的涡流比。在该气道各方案中，综合各方案的流量系数和涡流比数据，建议选用螺旋包角100°的结构参数。
4.4 涡流室高度对缸内流动的影响
涡流室高度主要是气门与气缸的垂直距离，属于气门布置参数。本文基本型进气道涡流室高度为10mm，在基本型进气道的基础上，共设计了涡流室高度分别为6mm，8mm，12mm，14mm的四种新气道模型，其模拟结果见表4。
由表4可知，随着涡流室高度的增大，平均流量系数总体趋势在增大，这时涡流室的整流作用，使得气流在涡流室通道内较平顺地流动，故而减少了气流相撞损失。但在更大的涡流室高度下，流量系数产生了突降，这表明涡流室高度过长时，其沿程阻力逐步形成主要因素，导致螺旋进气道流量重新降低。由于涡流室的整流作用，随着涡流室高度增大，其平均涡流比总体趋势在逐步减小。
图10为气门升程6mm时，不同涡流室高度下的气道喉口速度分布矢量图。由图10可知，随着涡流室的增大，螺旋气道产生的气流涡流在涡流室内运行路径增长，这样使得气流涡流旋转的能量进一步损失，故而其涡流比总体趋势在一直降低。同样，随着涡流室高度的增大，进入气缸气流的切向分量变小，体现了涡流室高度的整流效果，导致螺旋气道的气流流量先逐步增加。由图10还可知，随着涡流室高度的增大，螺旋气道流动的切向流速逐步降低，使得螺旋气道和切向气道的流动竞争效应逐步减轻，故而其切向气道的流量系数也得到一定程度的提高，从而使得进气道的整体进气能力有一定的提高。综合流量系数和涡流比趋势可知，当涡流室高度为8mm时，平均涡流比超过了基本型进气道，而流量系数几乎相同，故而8mm的涡流室高度其综合性能更佳。
5 结语
双进气道是现代发动机的趋势，进行气道的正向设计，有利于从原理上提高对气道进气能力的理解，从而促进内燃机工业的进一步发展。实验验证表明，本文的气道-气缸内流动数值模拟具有较好的精度。双进气道中，螺旋进气道的结构参数对气道整体性能有较大影响，故而需要进行结构寻优。对比各结构因素可知，螺旋坡角和螺旋包角对进气道的流量系数和涡流比影响相对较大，是螺旋进气道的主要影响结构参数。本文双进气道中，最小截面比0.6，螺旋坡角60°，螺旋包角100°，涡流室高度为12mm时，双进气道的综合性能最佳，流量系数较大涡流比也较强。 参考文献
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