INDUZIONE DELLO SWIRL TRAMITE ALZATA DIFFERENZIATA

DELLE VALVOLE DI ASPIRAZIONE

Emiliano Pipitone, Ugo Mancuso

Dipartimento di Meccanica – Università degli Studi di Palermo

SOMMARIO

Nel presente lavoro si indaga sulla possibilità di ottenere un moto turbolento di swirl

attraverso lo sbilanciamento delle portate smaltite dai condotti di aspirazione di un motore

plurivalvole imponendo alzate differenti alle valvole di aspirazione. Si presenteranno i risultati

delle prove sperimentali condotte, allo scopo di verificare la validità e le limitazioni del

metodo, utilizzando la testa di un motore monocilindrico 4V su un banco di flussaggio

stazionario attrezzato con un anemometro a pale rotanti per la misura dell’intensità di swirl. I

risultati sperimentali hanno confermato la possibilità di indurre in tal modo una

macroturbolenza di swirl, la cui intensità cresce più che linearmente al crescere di un fattore

adimensionale indice dello sbilanciamento indotto, a fronte di una perdita di capacità di

smaltire portata proporzionale alla riduzione dell’area di efflusso dei condotti di aspirazione,

necessaria ad indurre lo sbilanciamento delle portate.

SIMBOLOGIA UTILIZZATA

Nel seguito, tranne dove diversamente specificato, si farà riferimento a grandezze relative

all’ambiente di aspirazione utilizzando il pedice 0, ed a grandezze relative alla sezione di

misura della pressione a valle della testa con il pedice 1. Con il pedice 2, invece, si

indicheranno le grandezze relative alla sezione di misura della portata volumetrica (Figura 4).

A1 [m

2]: area della sezione 1;

Ac [m2]: somma delle aree di cortina;

B [m]: alesaggio del cilindro;

Ce [-]: coefficiente di efflusso;

Ce, rel [-]: coefficiente di efflusso relativo;

Csw, i [-]: coefficiente di swirl ideale;

Csw, r [-]: coefficiente di swirl reale;

G [kg/s]: portata massica aspirata attraverso la

testa;

h1 [m]: alzata della valvola 1 (la maggiore tra le due

alzate);

h2 [m]: alzata della valvola 2;

Δh/h1 [-]: fattore di strozzamento;

k [-]: coefficiente della isoentropica;

Ns [-]: numero di swirl;

p0 [bar]: pressione dell’aria nell’ambiente di

aspirazione;

p1 [bar]: pressione dell’aria nella sezione 1;

ρo [kg/m3]: densità dell’aria nell’ambiente di

aspirazione;

ρ1 [kg/m3]: densità dell’aria nella sezione 1;

vax [m/s]: componente assiale della velocità

all’interno del cilindro;

V [m3]: cilindrata del motore;

ω [rpm]: velocità di rotazione del misuratore di

turbolenza;

ωmot [rpm]: velocità di rotazione fittizia del motore.

1. STATO DELL’ARTE

I fenomeni turbolenti all’interno del cilindro dei motori a combustione interna influiscono in

modo sostanziale sia sul processo di combustione sia sul miscelamento tra combustibile e

comburente; varie fonti confermano lo stretto legame tra qualità del processo di combustione

ed i moti turbolenti del fluido nel cilindro (J. Heywood, 1988), (K. H. Lee et al, 1995), (D.

Zhang, P.G. Hill, 1996). Moti macroturbolenti organizzati possono essere indotti tramite una

opportuna configurazione geometrica dei condotti di ammissione, e sono pertanto generati

durante la fase di aspirazione. A partire dall’istante di chiusura delle valvole tali fenomeni

vanno incontro ad un processo di smorzamento progressivo; un flusso turbolento organizzato

come un vortice in rapida rotazione secondo un asse parallelo a quello del cilindro (swirl) è

tuttavia quello che manifesta le migliori caratteristiche di longevità, e che pertanto può

resistere fino alla fase di combustione. L’induzione di fenomeni macroturbolenti è ottenuta in

genere conferendo al flusso in ingresso in camera una decisa componente di velocità in

direzione tangenziale alle pareti del cilindro, tramite una opportuna conformazione delle

valvole e/o dei condotti di aspirazione, o tramite un opportuno posizionamento di questi

ultimi. In letteratura sono documentati numerosi metodi per l’individuazione di geometrie dei

condotti di ammissione che producano un intenso moto di swirl in camera di combustione. E’

pratica progettuale comune fare ricorso a condotti di ammissione direzionali o tangenziali

(Figura 1, a), caratterizzati da sezioni di passaggio generalmente non circolari e variabili lungo

l’asse del condotto stesso, e conformati in modo da conferire al flusso in uscita una direzione

preferenziale; i condotti di ammissione elicoidali (Figura 1.b) sono conformati nella loro parte

terminale secondo un’elica a sezione variabile, che ha lo scopo di conferire al fluido addotto

una rotazione secondo l’asse della valvola. I condotti di ammissione con deflettore (Figura 1,

c), infine, sono conformati in modo simile ai condotti tangenziali, tuttavia sono dotati di una

schermatura posizionata lungo il bordo della valvola o in prossimità dell’area di cortina che ha

la funzione di deflettere il flusso in ingresso nel cilindro secondo una direzione fissata.

Figura 1: condotti per la generazione dello swirl

Oltre ad interventi effettuati in fase di progettazione dei condotti, allo scopo di indurre un

flusso turbolento di swirl rimane la possibilità di intervenire tramite lo sbilanciamento delle

portate smaltite dai due condotti di ammissione, pratica che ovviamente comporta una

diminuzione della portata aspirata dal motore; esperienze in tal senso sono state condotte

occludendo totalmente o parzialmente uno dei condotti di aspirazione di motori plurivalvole

per mezzo di apposite valvole a farfalla (A. Floch et al., 1998), (E. Aiyoshizawa et al., 1998),

(J. Lee et al., 2000). Impiegando uno o più di tali sistemi sono state condotte varie campagne

sperimentali (H. Bensler et al., 1998), (K. Kang, R. Reitz, 1999), (Y. Kim, K. Lee, 1994) per

l’individuazione dei migliori parametri geometrici per la generazione dello swirl, mentre non

vi sono evidenze di investigazioni sperimentali relative alla generazione di swirl tramite

apertura differenziata delle valvole di aspirazione. Con il presente lavoro si intende valutare

quantitativamente il beneficio ottenuto in termini di swirl indotto e la perdita in termini di

portata smaltita.

2. INDUZIONE DELLO SWIRL TRAMITE ALZATA DIFFERENZIATA

Nonostante il ruolo dei moti macroturbolenti sulle prestazioni dei motori a combustione

interna sia intimamente legato alla loro natura non-stazionaria, è prassi comune l’impiego di

apparati sperimentali per la caratterizzazione stazionaria del sistema condotti di aspirazione-

testa, vista la scarsa praticità della realizzazione di indagini sperimentali non-stazionarie. I

vantaggi derivanti da un simile approccio sono essenzialmente legati alla semplicità di

realizzazione di un banco di flussaggio stazionario, alla rapidità con la quale possono essere

eseguite le prove e alla facilità di interpretazione dei risultati tramite l’impiego di indicatori

globali in grado di caratterizzare, sotto certe ipotesi esemplificative, il moto di swirl che si

desidera stimare.

2.1 Apparato sperimentale

In Figura 2 è rappresentata la linea di flussaggio messa a punto, dotata di un opportuno

sistema per la valutazione della intensità di swirl.

Section 2

Section 1

Swirl meter

9

32

56

7

4

8

1

Figura 2: banco di flussaggio

Il banco di flussaggio è stato attrezzato per la valutazione delle caratteristiche fluidodinamiche

della testa di un motore monocilindrico dotato di due valvole di aspirazione (1) la cui alzata

può essere regolata separatamente e misurata tramite comparimetri (2). La linea di misura, la

cui lunghezza è stata scelta opportunamente per minimizzare la mutua influenza degli

strumenti impiegati, è dotata di un misuratore di turbolenza a paletta, dotato cioè di una

girante a pale piane (paddle wheel) la cui velocità di rotazione è correlata all’intensità del

moto di swirl (3), posto a distanza opportuna dalla testa; di un misuratore di pressione

piezoresistivo (4); di un misuratore di portata a precessione di vortici (5); di termocoppie per

la misura della temperatura. Il sistema di aspirazione è costituito da una turbosoffiante

centrifuga ad 8 stadi (6), regolata tramite laminazione in aspirazione (7) e by-pass (8). I dati

ricavati dai sensori disposti all’interno della linea sono stati acquisiti tramite una scheda di

acquisizione National Instruments (9) ed analizzati in ambiente Labview 6i.

2.2 La misura del’intensità di swirl

Per la valutazione della intensità di swirl è stato impiegato un misuratore di turbolenza a pale

piane (Figura 1, Figura 3).

Figura 3: il misuratore di swirl

Tale sistema si basa sulla misura della velocità di rotazione di una girante dotata di due pale

piane, il cui asse di rotazione coincide con l’asse del cilindro, nell’ipotesi in cui il fluido si

comporti come un corpo solido in rotazione, ovvero la velocità tangenziale punto per punto sia

linearmente proporzionale alla distanza dall’asse di rotazione. A causa dell’attrito di strato

limite e della conformazione geometrica della testata, il profilo di velocità della sezione di

misura risulta distorto, discostandosi da quello ideale di corpo solido; indagini sperimentali,

tuttavia, indicano che a sufficiente distanza dalla testata l’approssimazione di profilo di

velocità a corpo solido può essere ritenuta valida (Y. Kim, K. Lee, 1994). Per determinare la

distanza della sezione di misura dalla testa in esame sono state effettuate alcune indagini

preliminari (Figura 4) che hanno mostrato che la massima intensità di swirl è misurabile ad

una distanza dalla testa pari a circa 1.75 volte l’alesaggio, indicazione confermata da prove

riportate in letteratura (J. Lee et al., 2000), (J. M. Corberán, R. Pérez, 1998), per cui tale piano

di misura è stato scelto per le misurazioni sperimentali.

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

0 1000 2000 3000

-depressione Dp = 0.2 [bar] -

Dis

tanza d

alla

testa

(dia

metr

i) [

-]

Figura 4: intensità dello swirl al variare della distanza dalla testa (h1 = 4mm, h2= 2 mm)

2.3 Prove sperimentali

Obiettivo di questo lavoro è una valutazione dello swirl indotto mediante apertura

differenziata delle valvole e della corrispondente perdita in termini di portata aspirata. Allo

scopo sono state impiegate alcune grandezze necessarie a stimare l’intensità della turbolenza e

le caratteristiche di efflusso attraverso la testa. Per stimare l’intensità della turbolenza si è

impiegato un coefficiente di swirl definito come segue:

ax

swirlv

BC

1)

La velocità assiale del flusso vax può essere stimata sia in base ad un calcolo di efflusso ideale

isoentropico, sia in base alla portata misurata; nel primo caso si ottiene il coefficiente di swirl

ideale (Csw, i), nel secondo il coefficiente di swirl reale (Csw, r). Un altro parametro utilizzato

per quantificare l’effetto swirl indotto è il Numero di swirl, ossia il rapporto tra la velocità

angolare della girante e la velocità di rotazione del motore.

motore

sN

2)

Quest’ultima, nel caso di prove stazionarie, viene definita come la velocità di rotazione del

motore che in una corsa aspira mediamente la portata G; segue pertanto

VG30

N

1

s

3)

Si può osservare che il rapporto tra il numero di swirl NS ed il coefficiente di swirl reale Csw,r è

una costante:

costante

B

v

AvV

30C

N ax

G

1ax

1

r,sw

s

4)

I risultati presentati faranno pertanto riferimento al solo numero di swirl NS. La permeabilità

al flusso offerta dalla testa è quantificata mediante il coefficiente di efflusso, ovvero il

rapporto tra la portata effettivamente smaltita e la portata che la stessa testa smaltirebbe se il

fluido la attraversasse in assenza di perdite; la sezione di passaggio di riferimento per il

calcolo di una tale portata ideale si riferisce convenzionalmente all’area di cortina, definita

come superficie laterale del cilindro avente diametro pari al diametro della sede valvola, ed

altezza pari all’alzata adottata. Ipotizzando che la perdita di carico si esaurisca nella sezione

subito a valle della sede valvola, e di conseguenza la pressione in prossimità dell’area di

riferimento prescelta sia pari al valore vigente nella sezione di misura 1 posta più a valle (vedi

Figura 2), il coefficiente di efflusso può essere calcolato come in (5), dove con Ac si è indicata

la sezione totale di efflusso, somma delle aree di cortina dei due condotti di aspirazione.

k

1k

0

1k

2

0

100c

e

p

p

p

pp

1k

k2A

GC 5)

Si è inoltre ritenuto utile, al fine di valutare la perdita di portata aspirata dovuta alla riduzione

della sezione di efflusso di uno dei condotti, di definire un coefficiente di efflusso relativo

come il rapporto tra le portate smaltite in configurazione di alzata differenziata e di alzate

uguali. Di seguito si riporta il numero di swirl ottenuto adottando una coppia di alzate pari a 2

e 1.2 mm, a confronto della perdita in capacità di efflusso rispetto alle condizioni di alzate

identiche: si vede che, rinunciando a circa il 20% di portata rispetto alla configurazione di

base con alzate uguali, è possibile ottenere una intensa turbolenza in camera. E’ possibile

osservare, come sarà mostrato di seguito, che, a causa della proporzionalità tra portata smaltita

e sezione di efflusso disponibile, la riduzione di portata è proporzionale alla riduzione di area

di cortina.

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0 0.1 0.2 0.3 0.4

C adut a d i p ressione [ bar]

Ns [

-]

60%

65%

70%

75%

80%

85%

90%

95%

100%

Ce

,re

l [-]

N umero d i Swir l

C oef f icient e d i ef f lusso relat ivo

Figura 5: confronto tra intensità della turbolenza indotta e riduzione delle caratteristiche di efflusso

per una coppia di alzate di 2 e 1,2 mm (h/h1=0,4)

Sono state eseguite due serie di prove; una prima serie necessaria per caratterizzare la testa in

condizioni di pari alzata delle valvole di aspirazione, ed una seconda serie allo scopo di

indagare sulla possibilità di indurre lo swirl tramite apertura differenziata (Figura 6).

Figura 6: apertura differenziata delle valvole di aspirazione

Ciascuna prova è stata eseguita rilevando le caratteristiche di efflusso e l’intensità dello swirl

indotto al variare del salto di pressione tra le sezioni di controllo a monte ed a valle della testa

(Figura 2). Allo scopo di utilizzare come base di confronto l’entità dello sbilanciamento

indotto, si è impiegato come parametro geometrico non la semplice differenza tra le alzate,

bensì tale differenza rapportata alla maggiore tra le due alzate:

1

21

1 h

hh

h

h

7)

Valori di tale parametro prossimi a zero indicano un piccolo strozzamento che induce un

modesto sbilanciamento di portate, con tendenza ad avvicinarsi alle condizioni di pari

apertura; valori prossimi all’unità indicano un forte strozzamento, che induce uno

sbilanciamento prossimo a quello osservabile in condizioni di totale chiusura di uno dei due

condotti. I rilievi sperimentali hanno mostrato che l’intensità della turbolenza di swirl cresce

più che linearmente con il fattore di strozzamento h/h1 (Figura 7).

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.20 0.40 0.60 0.80h/h1

Ns [

-]

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

h1 = 7 mm

h1 = 6 mm

h1 = 5 mm

h1 = 4 mm

Figura 7: Correlazione tra numero di swirl e fattore di strozzamento, al variare di h1, per una caduta

di pressione di 0.1 bar

Dal confronto tra i coefficienti di efflusso rilevati per una coppia di alzate 2 e 1.2 mm (h/h1 =

0.4) e per la corrispondente prova ad alzate uguali e pari a 2 mm (Figura 8, sinistra) emerge

che la laminazione attraverso le luci di aspirazione mantiene buone caratteristiche

fluidodinamiche nonostante lo strozzamento di uno dei condotti; la perdita di capacità di

smaltire portata è pertanto dovuta principalmente alla riduzione dell’area di cortina. Dai dati a

disposizione, infatti, è possibile osservare l’esistenza di una correlazione lineare tra la portata

smaltita dalla testa e la somma delle alzate delle valvole, proporzionale all’area di cortina

totale, così come mostrato dalla Figura 8, destra.

0.50

0.52

0.54

0.56

0.58

0.60

0.62

0.64

0.66

0.68

0.70

0 0.1 0.2 0.3 0.4

Caduta di pressione [bar]

Co

eff

icie

nte

di eff

lusso

Ce [

-]

h1=h2=2mm

h1=2; h2=1.2

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

0.16

0 2 4 6 8 10 12 14

h1+h2 [mm]

G [

Kg

/s]

Figura 8: risultati sperimentali- a sinistra: Confronto tra coefficienti di efflusso; a destra:

correlazione tra portata e somma delle alzate

E’ possibile inoltre osservare che, mentre il coefficiente di efflusso relativo decresce

linearmente con la diminuzione di area di cortina, il guadagno in termini di intensità di swirl

cresce esponenzialmente, come si può notare dalla Figura 9, che mostra la correlazione

esponenziale tra numero di swirl e somma delle alzate adottate, per diverse alzate base h1 e per

un salto di pressione pari a 0.1 bar.

-1

-0.9

-0.8

-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0

0.50.60.70.80.911.11.2

log(h1+h2)

log

(Ns)

h1=4mm

h1=5mm

h1=6mm

h1=7mm

Figura 9: - risultati sperimentali- correlazione tra numero di swirl e somma delle alzate per una

caduta di pressione di 0.1 bar

Si riportano di seguito i risultati sperimentali, raggruppati per fattore di strozzamento adottato,

allo scopo di mostrare l’intensità di turbolenza ottenuta e la conseguente riduzione di portata

smaltita.

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

0 0.1 0.2 0.3

Caduta di pressione [bar]

Ns [

-]

h1=3 mm h1=4 mm

h1=5 mm h1=6 mm

h1=7 mm

�

45%

50%

55%

60%

65%

70%

75%

80%

85%

90%

0 0.1 0.2 0.3 0.4

Caduta di pressione [bar]

Co

eff

icie

nte

di

eff

lus

so

re

lati

vo

[-]

h1=2mm

h1=3mm

h1=4mm

h1=5mm

h1=6mm

h1=7mm

�

Figura 10: risultati sperimentali – fattore di strozzamento h/h1 =0.4

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

0.50

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3

Caduta di pressione [bar]

Ns [

-]

h1=4mm

h1=5mm

h1=6mm

h1=7mm

40%

45%

50%

55%

60%

65%

70%

75%

80%

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3Caduta di pressione [bar]

Co

eff

icie

nte

di

eff

lusso

rela

tivo [

-]

h1=4mm

h1=5mm

h1=6mm

h1=7mm

Figura 11: risultati sperimentali – fattore di strozzamento h/h1 =0.6

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3

Caduta di pressione [bar]

Ns [

-]

h1=4mm

h1=5mm

h1=6mm

h1=7mm

35%

40%

45%

50%

55%

60%

65%

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3

Caduta di pressione [bar]

Co

eff

icie

nte

di eff

lusso

rela

tivo

[-]

h1=4mm

h1=5mm

h1=6mm

h1=7mm

Figura 12: risultati sperimentali – fattore di strozzamento h/h1 =0.8

Dai grafici presentati è possibile notare che, una volta fissato il fattore di strozzamento e la

caduta di pressione, il coefficiente di efflusso relativo non risente in modo significativo

dell’alzata adottata. Ciò si spiega considerando che fissare un rapporto di strozzamento

equivale ad imporre una riduzione di area di cortina rispetto alla configurazione di riferimento

ad alzate uguali; dal momento che, come mostrato dalla a destra in Figura 8, la portata

smaltita dipende quasi esclusivamente dall’area di cortina, anche il rapporto tra le portate

smaltite in configurazione di alzata differenziata e in configurazione originale risulterà fissato,

e con esso il coefficiente di efflusso relativo. Allo scopo di mostrare il legame tra la perdita di

portata conseguente allo sbilanciamento di portata tra i due condotti e la turbolenza di swirl

indotta, si riportano di seguito gli andamenti del numero di swirl e del coefficiente di efflusso

relativo in funzione della portata smaltita per una fissata caduta di pressione, raggruppati per

fattore di strozzamento h/h1.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 0.05 0.1 0.15

G [kg/s]

Ns [

-]

0.6

0.65

0.7

0.75

0.8

0.85

0 0.05 0.1 0.15

G [kg/s]

Ce

,re

l

Figura 13: numero di swirl e coefficiente di efflusso relativo per h/h1 =0.4 e p=0.1 bar

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 0.05 0.1 0.15

G [kg/s]

Ns [

-]

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

0.55

0.6

0.65

0.7

0.75

0 0.05 0.1 0.15G [kg/s]

Ce

,re

l

Figura 14: numero di swirl e coefficiente di efflusso relativo per h/h1 =0.6 e p=0.1 bar

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

0 0.05 0.1 0.15

G [kg/s]

Ns [

-]

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

0.55

0.6

0 0.05 0.1 0.15

G [kg/s]

Ce

,re

l

Figura 15: numero di swirl e coefficiente di efflusso relativo per h/h1 =0.8 e p=0.1 bar

3. CONCLUSIONI

Impiegando un banco di flussaggio stazionario sono state rilevate le caratteristiche

fluidodinamiche di una testata monocilindrica quattro valvole. In particolare si è indagato

sulla possibilità di indurre il moto di swirl mediante l’apertura differenziata delle valvole di

aspirazione. Le prove sono state effettuate variando il fattore di strozzamento h/h1, un

parametro geometrico indice dello sbilanciamento tra le portate smaltite dai due condotti di

aspirazione. E’ stata confermata la possibilità di ottenere una turbolenza di swirl, tanto più

intensa quanto più prossime sono le condizioni di strozzamento a quelle di chiusura completa

di uno dei due condotti. L’analisi dei risultati sperimentali ha mostrato una dipendenza più che

lineare del numero di swirl dal fattore di strozzamento. Il prezzo di una tale pratica è una

riduzione delle prestazioni della testata in termini di portata smaltita, principalmente a causa

della riduzione della sezione di passaggio complessiva; tale riduzione tuttavia si mantiene

proporzionale alla riduzione di area di cortina necessaria per indurre lo sbilanciamento di

portata richiesto per la generazione dello swirl. Ulteriori sviluppi delle indagini presentate in

questa memoria prevedono la valutazione ed il confronto con le prestazioni offerte da altre

tecniche di generazione dello swirl tramite sbilanciamento di portate aspirate dai condotti di

aspirazione di motori plurivalvole. In particolare sarà valutato il comportamento di un sistema

di induzione di swirl basato sulla occlusione parziale di un condotto di aspirazione ottenuta

tramite una saracinesca posta a monte della valvola.

Bibliografia

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2. K. Lee, D. Park, C. Kim, 1995 – Effect of charge motion on flame kernel behaviour and flame

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3. Dehong Zhang and PG Hill, 1996 – Effect of swirl on combustion in a short cylindrical chamber ,

Combust and Flame 106(3) 318-332;

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valve engine: bowl shape piston effects on swirl and tumble motions – FISITA Congress, Paris, paper

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5. E. Aiyoshizawa, S. Muranaka, J. Kawashima, S. Kimura – Development of new 4-valve/cylinder small

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7. H. Bensler, C. Freek, B. Bensteen, A. Ritter, A. Hentschel, 1998 – An experimental and numerical study

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– experimental thermal and fluid science n°20, pp. 94-103;

9. Y. Kim, K. Lee 1994 – Three dimensional computation intake port and in-cylinder flow for different

port shapes and various valve lifts in an SI engine - Proceedings of KSAE Conference, pp. 476-472;

10. J. M. Corberán, R. Pérez 1998 - An Alternative Technique for Swirl Measurement - SAE technical

paper series 980486.

SUMMARY

This paper describes an experimental investigation about the possibility of inducing swirl

turbulence by means of a flow unbalancing between the two intake ports of a four-valves,

single cylinder engine head. This flow structure was achieved using different lifts for the

intake valves, inducing flow unbalancing through a valve curtain area reduction, and forcing

the flow to be non-uniform between the intake ducts, so that the inlet flow has a net angular

moment about the cylinder axis. The goal of this study was to evaluate the intensity of the

swirl motion through the experimental investigations performed on a steady-flow test rig

equipped with instrumentation for discharge coefficient and swirl intensity measurement. A

series of test were performed for a wide range of flow conditions and valve lifts, up to 7 mm,

and the in-cylinder flow was quantified in terms of breathing performances and swirl

intensity, which was obtained by the measurement of the angular velocity of a paddle wheel

anemometer. It was confirmed that differentiated lifts method is effective in swirl generation,

and the strong dependence of the mass flow on the area of the intake section was also

demonstrated: a linear correlation between the mass flow rate and the total curtain area was

found. Experimental investigation shown that a correlation exists between swirl intensity and

the amount of the flow unbalancing between the inlet ports, measured by a non-dimensional,

geometrical factor, the throttling factor. It was also observed a different correlation between

the curtain area reduction and the two parameters mass flow rate and swirl ratio: while the

former decreases linearly, the second grows exponentially. Naturally the highest values of

swirl intensity were obtained at a throttling factor close to 1: this geometrical configuration

leads to the full closing of one of the intake ports. In such situation a heavy loss in breathing

capability is the price for strong swirl induction; for lower values of the throttling factor,

however, it was possible to obtain intermediate values of swirl intensity, with higher breathing

performances.