安全气囊吸气式充气器之设计与流场数值分析.doc

中國海事商業專科學校 95 年度改善師資案-研究計劃成果報告 安全氣囊吸氣式充氣器之設計與流場數值分析 The numerical analysis and design of the aspirated inflator on airbag 執行期間九十四年八月一日 至 九十五年七月三十一日 計畫主持人宋 崗 共同主持人王長志、王固祺 執行單位中國海事商業專科學校輪機工程科 中 華 民 國 九十五 年 七 月 三十一 日 摘要 本研究主要在提供一個新的安全防護氣囊基本構型品的設計方向，應用計算流體力學數值方法模擬分析不同幾何尺寸氣體產生器之近音速或超音速流場狀態。氣體產生器之噴流藉由一外環形側邊噴嘴outside border nozzle以近音速或超音速的紊流流場噴出，其噴流會匯入大量的外圍冷空氣並進行能量的傳遞，使外圍冷空氣經由進氣道吸入封閉空間，而吸入的外圍冷空氣氣體量會因噴流流場流速、週遭環境溫度與壓力及噴嘴與進氣道的幾何尺寸等因素而變化。應用Fluent商業軟體對二維軸對稱充氣器之充氣過程於理想氣體紊流模式進行流場穩態數值模擬，分析充氣器之充氣效果，並探討影響吸氣比之因素，如流場中之壓力、高壓氣體噴入角度與噴嘴與進氣道幾何尺寸、噴流流速彼此間對應關係，以獲得最佳吸入氣體量，參考此經驗以獲得最佳氣體產生器設計，氣體產生器內流場實驗量測不易擷取，應用內部流場計算數值結果，可提供氣體產生器設計者迅速瞭解內部流場情況，以有效改善與調整充氣器設計。 Key Word Outside border nozzle, Aspirated inflator, Coanda effect Nomenclature Ddiameter of inner air inlet port dwidth of injection nozzle αthe angle of injection gas Pi the pressure of injection gas the turbulence kinetic energy the rate of dissipation of the turbulence kinetic energy the shear stress q the heat flux t time step the generation of turbulence kinetic energy due to the mean velocity gradients the generation of turbulence kinetic energy due to buoyancy. the contribution of the fluctuating dilatation in compressible turbulence to the overall dissipation rate ,,and constants and the turbulent Prenatal numbers for and , respectively and user-defined source terms 第一章 緒論 1.1 研究動機 由於科技的進步，人類對車輛安全的要求也愈來愈高，自一九八六年汽車首度使用安全氣囊以來，現在安全氣囊已被廣泛應用，並成為汽車之基本配備。但近年來由於安全氣囊爆開所造成的人體傷害，使得安全氣囊所存在的”不安全”問題也漸漸被人們所重視，因此如何於現有設計的基礎上加以改良重新設計更安全的安全氣囊，將是未來發展的重點。 目前安全氣囊的設計概念是利用三種主要的化學反應物NaN3，KNO3與SiO2，在氣體產生器中，以三種化學物透過電脈衝的方式被點燃，而引起較慢的爆炸反應，產生氮氣（N2）。迅速膨脹的氮氣經過過濾後流入摺疊氣囊，並對其充氣。而後流入安全氣囊之氮氣量漸增，使氣體壓力升高，並推壓安全氣囊飾罩，當壓力不斷上升並達到一定壓力時，飾罩材料會延伸變形，並使飾罩門開啟，安全氣囊由此張開，而後氮氣壓力繼續升高，直到膨脹繃緊，此時乘客接觸並撞擊安全氣囊，通過安全氣囊內部氮氣的阻尼作用，此一撞擊能量由安全氣囊吸收，並將其內部氮氣經由通氣孔排出以避免傷害乘客。 但是近幾年來，由於安全氣囊所造成的人體傷害已有不少案例發生。由於傳統安全氣囊是以高速充氣使氣囊膨脹，但在高速撞擊時，於50毫秒充氣還是不夠快，往往充氣還未完成，人體已先遭受撞擊，造成人體各種不同程度的傷害，因此必須重新設計安全氣囊的構造，以縮短安全氣囊充氣的時間。另外，於充氣過程中，由於化學反應會釋放高熱，使安全氣囊溫度升高，當人體撞擊時，亦會間接造成人體不同程度的灼傷，所以必須改良此一缺點，使充氣過程中溫度不致快速升高。 由於上述傳統安全氣囊的缺點，新式安全氣囊的設計必須加以改善。吸氣式充氣器安全氣囊便是利用引爆瞬間產生的超音速氣流，造成Coanda Effect，以吸入外界的大量空氣，並與引爆後的氮氣充分混合，以快速流入並張開安全氣囊。由於引爆後產生的氮器與外界空氣同時快速流入安全氣囊，使得流入安全氣囊的混合氣體質量流率較傳統安全氣囊大，因此可以快速充填安全氣囊，並縮短充氣時間，且由於匯入大量外界空氣與引爆後的氮氣混合，便可降低充填安全氣囊氣體之溫度，以改進傳統安全氣囊之缺失。 因此，在設計上必須對幾個影響安全氣囊效率的因素加以探討並針對這些因素加以研究分析。 1. 吸氣比（aspiration ratio） 吸氣比即是吸入外界空氣之質量流率對高壓引爆氣體質量流率之比值。 即 吸氣比之大小將影響安全氣囊之充氣效果。當吸氣比愈大時，表示吸入外界空氣流入安全氣囊之比例愈高，相對地，化學引爆氣體所佔比例愈小。當減少化學引爆藥劑時，其引爆後之放熱量亦相對降低，而又因為吸入外界空氣較多，當二氣體流入安全氣囊並混合後，將使氣囊之溫度下降，減少對乘客的傷害。 2. 吸氣量 吸氣量的多寡是影響安全氣囊能否充分充氣張開以保護乘客安全之重要因素。傳統式安全氣囊由於引爆充氣，為達到充氣完全，其充氣時間往往過長（50ms），有時尚未完全充氣時，人員已經撞擊受傷。而吸氣式充氣安全氣囊則是吸入外界空氣與引爆氣體完全混合流入安全氣囊充氣，因此可以縮短充氣時間。所以在設計時，必須要求在最短時間內達到設計要求的總充氣量，因此盡量提高吸氣量將可快速對安全氣囊充氣，並與引爆氣體混合以降低充氣後安全氣囊的溫度。 本研究將利用流體計算力學軟體Fluent進行吸氣式充氣器之流場數值模擬分析。由於充氣器之吸氣效果與尺寸參數有密切關係，因此本研究將改變設計壓力、尺寸參數及高壓引爆氣體噴入角度以探討其對吸氣效果之影響。並藉由數值模擬分析所得之吸氣比，吸氣量，壓力分佈，速度分佈之結果，作為未來實驗分析之參考。 1.2 文獻回顧 本文主要目的是設計一新式的吸氣式充氣器，其內部流場為紊流模式，由於流場形式複雜，必須探討其流場。對於超音速流場的研究，最早是Doyle D. Knight[1][2]於1977年以 Navier-Stokes 方程式求解紊流流場。於1981年, Chaussee[3] 也用二維Euler與 Navier-Stokes 方程式求解近音速或超音速的紊流流場，並以隱性approximate factorization法求解流場所得結果相當合理。於 1984年, Meng-Sing Liou and Thomas J. Coakley[4] 以數值模擬非穩定穿音速擴散流場，並與實驗測量驗證。於1986年, Anderson and Thomas [5] 發展並應用 flux-splitting 法求解於噴嘴中之 quasi-one-dimensional 穿音速流場。 Jameson and Yoon [6] 發展 the lower-upper implicit scheme 應用於非穩定Euler方程式，配合 the lower-upper implicit方法，使得穩態Euler方程式快速收斂。 於1988年, Pan and Lomax [7] 發展LU factorization scheme求解穩態Reynolds-averaged Navier-Stokes 方程式，其應用於非黏滯流場有極佳的收斂率。 於1990年, Gould, Stevenson and Thompson[8] 發展軸對稱不可壓縮流場瞬間膨脹之模擬與計算。實驗結果並與 k-ε 紊流模式比較。於1996年, Garrison, Settles and Horstman[9] 研究震波與邊界層之交互作用，此研究主要應用於高速可壓縮流之吸氣器設計，其實驗結果並與 κ-ε 紊流模式作比較。於1996年，Thies and Tam[10]使用 k-ε 模式研究軸對稱與非軸對稱紊流場。於2000年, Kyung-Soo Yang[11] 研究管流之非穩定流場。2001年Langrish and Fletcher[12]發展軸對稱膨脹之紊流場。此研究以 CFD完成，其結果顯示標準 k-ε 模式有極佳的結果。於 2002年, Wilson, Adler, and Pinhas[13] 研究噴嘴流場模式，並使用流場數值計算軟體FLUENT作流場計算，其結果顯示計算結果極佳。於2002年，Sam Han and John Peddieson Jr.[14] 研究一維可壓縮噴流流場，數值結果並與實驗結果作比較。於2003年, Taro Handa, Mitsuharu Masuda and Kazuyasu Matsuo[15] 研究穿音速擴散器之內流場震波計算，並比較二維穿音速流場震波之數值與實驗結果。於2004年, Christopher K. W. Tam and Anand Ganesan[16] 研究修正後之 k-ε 紊流模式流場並與實驗結果作比較。 1.3 研究目的 本研究主要探討吸氣式充氣器不同設計壓力、幾何尺寸與不同高壓氣體噴射角度對流場的影響，並對此超音速流場作數值模擬分析。由此分析可以找出高壓氣體噴射角度，幾何尺寸與高壓氣體壓力對吸氣比的影響。由於吸氣式充氣器內部流場實驗不易以儀器量測,因此數值分析結果提供設計者了解內部流場的情況，並可有效地改善與調整其設計概念. 吸氣式充氣器之設計如圖1所示，吸氣式充氣器為圓筒狀，高壓氣體爆炸後由側邊環狀溝槽噴嘴噴入，外界冷空氣經由中央進氣道吸入並與高壓噴射氣體混合成降低溫度的混合氣體，由出口流出迅速將安全氣囊充氣。 Fig.1 The shape of the aspirated inflator 1.4 本文架構 本文共分為五章，第一章主要說明本研究之動機與研究目的，並簡單介紹傳統安全氣囊之作動方式與吸氣式充氣安全氣囊之設計概念。第二章則說明側向噴入之吸氣式充氣器之模型與作動方式，並介紹其流場理論與控制方程式以及紊流模式之理論分析。第三章則介紹數值分析的方法，網格點的建立與精確度分析，起始條件與邊界條件之設定，流場紊流模式之選擇。第四章則是利用商用流場分析軟體Fluent對軸對稱側向噴入之吸氣式充氣器作內部流場分析，探討其壓力分布，速度分布，Coanda Effect效應，以及改變噴嘴尺寸與高壓氣體噴入角度對吸氣比與吸氣量的影響。並對流場作穩態分析，以得到數值分析結果作為設計的參考。第五章則為結果與建議，對數值分析的結果，探討實際應用時的可行性，並提出具體的充氣效果與最佳的設計方向。 第二章 側向噴入吸氣式充氣器之內部流場理論分析 吸氣式充氣器工作原理係應用Coanda effect，即當高壓氣體噴射通過漸縮漸擴噴嘴時，此噴嘴將高壓低速流體轉換為高速低壓流體，即先於喉部加速到音速1馬赫，通過喉部後到達擴散區，逐漸加速形成超音速流，隨後產生震波減速，同時產生局部真空區域，對外界大氣壓力空氣而言會產生強大吸力，將外界大氣壓力之空氣吸入，使高壓噴流氣體與外界大氣壓力空氣充分混合，使溫度降低，再經過擴散區減速，將高低壓混合氣體的動能轉換為壓力能，再流入安全氣囊使氣囊張開。由於噴入高壓氣體經由噴嘴加速成超音速氣流時，會產生局部真空區域，使高速氣流緊貼壁面，使外界空氣可以順利流入，但同時會產生震波。如果Coanda effect太小，則會造成流出之氣體產生逆流。所以在設計上必須控制震波產生的位置及Coanda effect效應，以避免流出之空氣產生逆流，降低安全氣囊之吸氣量。 在數值模擬部分，本研究使用Fluent商業計算流體力學軟體分析軸對稱吸氣式充氣器可壓縮流體之內流場,雷諾數紊流模式充氣效果。數值模擬上使用Navier-Stoke方程式與能量方程式，並利用Standard Model以偶合隱式法Couple implicit 作為紊流模式之計算。高壓氣體由側邊環狀溝槽噴入，高壓氣體噴入角度α，吸氣器直徑D，高壓氣體側邊噴入環狀溝槽寬度d，比較不同壓力，不同噴入角度與不同幾何尺寸對吸氣比與流場之影響。 於本研究中，將以數值分析方法分析不同尺寸，不同高壓氣體噴入角度，與不同高壓氣體壓力時之充氣器吸氣效果。由於吸氣式充氣器之內部流場極為複雜，其中包含了次音速與超音速流場的計算，於本文分析終將採用SIMPLEsemi-implicit for pressure-linked equation法並配合二階上風法MUSCLmonotonic upstream-centered schemes for conservationlaws做計算，以驗證物理模式與數值結果的可信度。 本研究之模型為圓筒形式，因此假設系統為軸對稱形式，並使用圓柱座標表示的Navier-Stokes方程式為統御方程式，假設流體為理想氣體。Navier-Stokes方程式可寫為 1 where t is time, Q, E, F, Ev , Fv ,and H are ，， ，， where, ，，（shear stress，qheat flux） 2 3 4 5 6 其中黏滯係數與熱傳導係數皆包含層流與紊流二個部分，即 其中可由 Sutherland’s law[17]求出，即 其中表示參考溫度時之黏滯係數，則為常數，若流體為空氣，則假設，而則可由Baldwin Lomax之紊流模式求出。 而與則分別為 與分別為常數0.72與0.9 由於高壓氣體經由噴嘴加速流入充氣器並與低壓吸入氣體混合，因而使流場形成紊流，此部分的流場分析必須使用紊流模式。本研究採用標準的模式以偶合隱式法couple implicit 作為紊流模式分析。此一模式主要計算紊流動能與消散率之傳遞方程式。 紊流動能與消散率之傳遞方程式為 7 and 8 其中 平均速度梯度產生之紊流動能 浮力產生之紊流動能 可壓縮紊流中之波動擴張時消散率影響值 常數 紊流動能之紊流Prenatal數 紊流消散率之紊流Prenatal數 自定源頭項 第三章 吸氣式充氣器內部流場之數值分析方法 本文利用有限體積方法求解二維圓柱座標可壓縮流場之Navier-Stokes 方程式.數值計算使用標準的κ-ε偶合隱性紊流模式並配合上風法計算質量守恆,動量守恆,與能量守恆方程式.並且分析穩態的數值結果. 在做流場的數值模擬分析時，網格點數目的多寡會影響分析結果的正確性。網格點太少則分析結果誤差大，若網格點太多又會增加數值運算的時間，因此選擇適當的網格點有助於數值分析運算。 本研究之基本條件假設為 1、 二維軸對稱模式。 2、 穩態與非穩態分析。 3、 氣體使用理想空氣氣體 3.1 總元素數目分別為33660與267080二種情形之精確度分析 本研究首先作穩態分析，採用Fluent計算流體商業軟體作數值分析，並且以Gambit軟體作前置處理，建立模型之網格。採用Quad Elements之形式建立網格，比較總元素數目分別為33660與267080二種情形，對d/D2/28，，高壓氣體噴入壓力時之吸氣比，壓力分布，速度分布作比較，以驗證數值分析之精確性。 比較其分析結果，當格點數為33660時，吸氣比為2.583519，最大速度為330.0586；當格點數為267080時，吸氣比為2.39，最大速度為359.4025。由分析發現，當格點數較少時，分析結果較不佳，誤差較大，因此本文之數值計算選擇267080格點，雖然運算上甚耗時間，但其數值結果較佳。 3.2 網格點分布 由於數值分析時如果網格精度不足將會使分析結果產生誤差，但格點太密集又將使運算時間過長．因此複雜流場的部分，其格點應該較密集，以計算細部的流場變化，而流場變化較小處，則可以使用較疏散的格點，以減少計算時間．因此格點的安排將影響數值分析的結果． 於本研究中，高壓氣體噴入時其壓力能轉換為速度能，將使速度於短時間內快速達到音速，因此於高壓氣體噴入噴嘴部分其流場極為複雜，必須使用較密集的格點，所以於本研究中將高壓氣體噴嘴沿ｘ方向取100節點, 沿y方向取50節點．當氣體流入充氣器後，進入擴散區，其速度下降，因此於充氣器中其流場速度較慢，因此可以使用較疏散的節點作計算，所以於本研究中將充氣器沿ｘ方向取140節點, 沿y方向取50節點．因此於本研究中格點在高壓氣體噴嘴與震波產生區域較為密集，以提高數值計算的精確度．格點分布情形如圖2與表1．由於系統為軸對稱，因此只須計算軸對稱之半系統以縮短運算時間． Fig2 The grid elements of the half of the inflator Table1 The boundary nodal numbers of the half of the inflator Boundary Interval nodal number Air injection port 50 Air injection upper-wall 100 Air injection underside-wall 100 Air inlet port 50 Air outlet port 100 Wall 140 Symmetric 140 3.3 吸氣式充氣器之幾何條件說明 於數值計算時必須先訂定吸氣式充氣器之幾何條件，對於影響參數如噴嘴尺寸比，高壓氣體噴入角度，皆須明確定義．吸氣式充氣器之幾何條件如下 1. 環狀側向高壓氣體噴入環寬間隙為d, 吸氣式充氣器之直徑為D. 為達到足夠的吸氣量將安全氣囊充氣，本研究中探討並選定d2mm,D28mm以及d1mm,D29mm二種不同幾何條件 d/D 2/28 and 1/29時之吸氣式充氣器充氣效果與流場分布情形. 2. 本研究探討三種高壓氣體噴入角度10∘, 15∘, 20∘時之吸氣式充氣器充氣效果與流場分布情形. 3.4 吸氣式充氣器之邊界條件說明 於數值分析時，邊界條件的設定將影響分析結果，因此對建立網格點後的數值模型必須設定嚴謹的邊界條件．邊界條件設定如下 1. 於高壓氣體噴入噴嘴設定定壓值,分析二種不同噴入壓力25kg,20kg之情形 . 2. 吸氣器之吸氣入口吸入外界環境之空氣，因此設定吸氣器之吸氣入口壓力為１大氣壓力. 3. 吸氣器之混合氣體流出口流入未張開之安全氣囊，其環境壓力為１大氣壓力，因此設定吸氣器之混合氣體流出口壓力為１大氣壓力. 4. 於所有壁面設定其速度向量與壓力梯度為零. 5. 於系統軸對稱中心，設定其速度正向分量與壓力梯度為零. 由於安全氣囊充氣時間約為３０～４０毫秒，因此在非穩態分析時選定時間步階為0.0001秒，節點運算疊代100次，以提高運算精確度. 本研究使用FLUENT數值分析軟體計算不同條件下之壓力分佈，速度分佈等數值結果。對於連續方程式，動量方程式，能量方程式及紊流方程式其殘值設定為，以到較佳的收斂結果。 第四章 結果與討論 充氣器之有效送氣率提供了安全氣囊的設計概念。高壓氣體噴入之流場為一高速複雜之紊流場。流場會隨著外界環境而改變並產生低壓區，使冷空氣與高壓氣體在紊流場中混合。流場會在溫度，壓力及速度等方面產生極大的改變。 充氣器之數值模擬結果可應用於汽車安全氣囊之充氣過程上。但由於高溫高壓之氣體噴入並充氣，駕駛者常因此燙傷。因此，我們使用外界低溫空氣以避免駕駛者受傷。 在本文中，我們分析充氣器內之流場。高壓氣體噴入壓力為定值，噴嘴處之流速接近音速M1，但使用不同入射角度，，。外界壓力為1atm，在穩態下，由於流體噴入氣流的速度加快，使高壓噴嘴內流場之速度約為超音速，此時衝擊波產生。因為氣流與衝擊波的交互作用，靠近器壁之流場速度會減緩，且流體會減慢至次音速流。 外環側邊噴入噴嘴吸氣式充氣安全氣囊數值模擬，於表2所示之邊界條件和起始條件下，分析穩態流場下高壓噴射噴嘴與進氣道幾何尺寸、高壓噴射壓力、噴射角度、高壓噴流與進氣流速間之穩態流場，影響吸氣比大小因素及快速穩定之吸氣容積之多寡分析，以提供吸氣式充氣器設計者迅速瞭解內部流場流況及機制，以有效改善與調整充氣器之設計。 Table 2 The boundary and initial condition of numerical analysis for the aspirated inflator Injection port pressure, Inlet port pressure, atm Outlet port pressure, atm Temperature , Wall 25 1 1 300 Non-slip 20 1 1 300 Non-slip Table 3 The aspiration ratio of injection port mass flow rate and Inlet port mass flow rate Injection port pressure, Injection port size angle Injection port mass flow rate, Inlet port mass flow rate, aspiration ratio 0.03sec aspiration volume 0.04sec aspiration volume 25 ,10 0.094 0.274 2.915 10.370 13.659 25 ,15 0.094 0.277 2.946 10.320 13.602 25 ,20 0.093 0.280 3.011 10.269 13.516 20 ,10 0.075 0.218 2.907 8.380 11.007 20 ,15 0.075 0.218 2.907 8.366 11.003 20 ,20 0.074 0.223 3.014 8.320 10.929 25 ,10 0.047 0.223 4.745 7.940 10.329 25 ,15 0.047 0.225 4.787 7.910 10.299 25 ,20 0.047 0.228 4.851 7.891 10.254 20 ,10 0.037 0.215 5.811 6.463 8.365 20 ,15 0.037 0.217 5.865 6.447 8.363 20 ,20 0.037 0.219 5.919 6.423 8.320 穩態Steady state流場狀態分析 1. 高壓噴嘴環寬d與中心空氣吸入圓徑D，，高壓氣體壓力25，噴入角度時之壓力分布情形 於軸對稱吸氣式充氣器之數值模擬中，首先討論高壓噴嘴環寬d與中心空氣吸入圓徑D，，高壓氣體噴入壓力25，角度時，其壓力場之分布情形。邊界條件與初始條件如表2所示，數值模擬結果之壓力分布圖如圖3所示。依據數值計算結果顯示於表3,此一設計能持續吸入外界空氣而達到穩定狀態，其吸入空氣與噴入高壓氣體之吸氣比達4.745。 圖3 ，Pi 25，壓力場 由圖3中可看出，由於高壓氣體噴入之壓力為定壓2524.196atm，噴入角度，當其通過噴嘴後會產生低壓區，然後將外界空氣吸入充氣器，並使兩種氣體混合使溫度下降，而後流出充氣器出口以充填安全氣囊。排出充氣器出口之質量流率等於高壓噴氣與吸入外界空氣二者質量流率之和。由於此一流場為軸對稱型態，故取軸對稱流場作分析。由圖3中，高壓氣體於噴嘴入口處產生最高壓力2524.196atm並於噴嘴出口處產生斜震波，其壓力約14atm，然後壓力分布逐漸向對稱軸中心遞減，最小壓力約為0.730atm。 2. 高壓噴嘴環寬d與中心空氣吸入圓徑D，，高壓氣體壓力25噴入角度時之速度分布情形 圖4是其速度場分布之情形。由圖中可看出高壓噴入之流體經過噴嘴後逐漸加速成超音速流，並在噴嘴出口處產生明顯的斜震波使速度降低，同時也產生低壓區域，對外界空氣產生強大的吸力。由於高壓器體是由側邊的溝槽噴入，噴入後依然貼著壁面流動，此一現象即為Coanda effect，而可以利用此一現象將外界空氣順利吸入，使高壓氣體與外界空氣混合，然後排入安全氣囊充氣。如果Coanda effect的效應不明顯，將造成主流體直接噴入吸氣器而使吸入的副流體阻塞，並且會發生逆流現象。 圖4 ，Pi 25， 速度場 由圖4可以看出，當高壓氣體噴入時其初速為0，而後經由噴嘴漸漸加速，而於噴嘴喉部達到1馬赫數，噴出後加速到超音速，最高可達332.196而高速流體沿著壁面流動，並產生斜震波使速度下降，約接近吸氣器出口其速度越低，以利於減速後流入安全氣囊。 接下來我們要探討尺寸參數對吸氣比，壓力分布，速度分部所造成的影響。由於改變設計尺寸將會造成高壓氣體與外界吸入空氣質量流率的改變，因此會造成吸氣比的改變。也由於尺寸參數的改變，將會造成震波位置的改變，即可控制低壓區之生成位置，以控制外界空氣之吸入量。因此利用尺寸參數的調整，可以提高吸氣比，使設計更加完美。 3. 高壓氣體噴入壓力25噴入角度時， 與之吸氣比，壓力分布，速度分布之比較 當達到穩態時，之吸氣比為2.915，之吸氣比約為4.745，因此以吸氣效率而言，比較佳，但以總出口流量而言，於0.03秒內總吸氣量為10.37公升,而僅有7.94公升，主要因為有較寬的高壓氣體進氣入口，因此流入大量高壓氣體，所以較有較高的總出口氣體量。因此對側邊高壓氣體噴入的吸氣器而言，高壓氣體噴入環狀截面寬度影響噴入高壓氣體之總流量。因此在設計時可以調整高壓噴嘴環狀寬度以控制高壓器體流量，當流量越高時，必須控制震波發生的位置，以產生Coanda effect提高吸氣比。 圖5為高壓氣體噴入壓力2524.196atm，噴入角度，時之壓力場分布情形。由圖中看出最高壓力24.196atm由噴嘴入口噴入，高壓氣體並於噴嘴出口產生斜震波，壓力降到14atm，壓力逐漸向軸心遞減，降到最小壓力0.824atm。將圖3與圖5作比較，二者之壓力分布情形極相似，但由於較有較窄的高壓氣體噴入口，因此Coanda effect會更貼近壁面，使吸氣效果更好。 圖5 ，Pi 25， 壓力場 圖6為高壓氣體噴入壓2524.196atm，噴入角度，時之速度場分布情形。由圖中看出於噴嘴入口處因為壓力最高，其速度為0。然後經由噴嘴加速，使高壓氣體加速到1馬赫，由噴嘴噴出加速到超音速，最高可達329.00，此時高速流體沿壁面流動，產生斜震波使速度下降，而後流速漸漸降低，越接近吸氣器出口其速度越低，且越近軸心處速度越近，以減速流入安全氣囊充氣。 圖6 ，Pi 25， 速度場 而後我們將討論不同高壓氣體噴入壓力對吸氣比，壓力分布，速度分布所造成的影響。由於噴入壓力不同，可能會造成流場的變化，因而影響壓力分布，速度分布與吸氣比，因此探討高壓氣體噴入壓力的改變，以作為設計吸氣式安全氣囊之參考。 之前已經討論過高壓噴嘴環寬d與中心空氣吸入圓徑D，，高壓氣體噴入壓力25（24.196atm），噴入角度時之情況。探討改變高壓氣體噴入壓力25（24.196atm）與20（19.357atm）時的吸氣比，壓力分布，速度分布之影響。 4. 高壓氣體噴入角度，時，高壓氣體噴入壓力分別為25，20之吸氣比。壓力分布，速度分布之比較 當且高壓氣體噴入角度時，若將高壓氣體噴入壓力降低為25（24.196atm），則吸氣比為4.745；若再降低為20（19.357atm），則吸氣比為5.811。由此可發現當高壓噴入氣體壓力越低時，則吸氣比提高。亦即降低高壓氣體噴入壓力時，會有較好的吸氣比。表2顯示不同噴入壓力時之吸氣比。 由結果可以看出，雖然噴入氣體壓力增加時，高壓入口之質量流率亦隨著壓力增加而擴大，但吸入外界空氣之質量流率只有些微增加，流出到安全氣囊的質量流率增加，主要來自高壓噴入氣體而非外界吸入之空氣，因此雖然高壓噴入氣體壓力增加，但吸氣比卻降低。 圖7為，時，高壓噴入氣體壓力為20（19.357atm）之壓力分布圖。將圖3與圖7二圖作比較，發現當高壓氣體噴入壓力越高時，其Coanda effect越强，噴入氣體越貼近壁面，所產生的低壓區亦較強，因此能吸入更多的外界空氣。但由於較高壓力之高壓氣體其質量流率增加，但外界吸入空氣質量流率卻增加不多，因此吸氣比反而降低，因此在設計吸氣式充氣安全氣囊時，必須調整高壓氣體噴入壓力，使有較佳之吸氣比。 圖7 ，Pi 20， 壓力場 而後再探討改變高壓氣體噴入壓力時對速度分布之影響。圖4與圖8分別為，時，高壓氣體噴入壓力分別為25與20之速度分布圖。將圖4與圖8作比較，發現當高壓氣體噴入壓力越高時，由於壓力能越大，使其轉換的速度能越大，因此會有較大之速度分布。由圖4中看出當高壓氣體噴入壓力為25時，當其經由噴嘴加速到超音速後，最大速度可達332.196。由圖8中，當高壓氣體噴入壓力20時，最大速度可達330.38。因此當噴入壓力越大時，其速度場中之最大速度越高。 圖8 ，Pi 20， 速度場 另外，本文亦將探討改變高壓氣體噴入角度時，對吸氣比，壓力分布，速度分布所造成之影響。由數值計算的結果，將可調整高壓氣體噴入角度，提高吸氣比。 5. 高壓氣體噴入壓力20，時，噴入角度，，之吸氣比，壓力分布，速度分布之比較 由前述之討論，發現當高壓氣體噴入壓力為20，時，有較佳的吸氣比，因此設定此一壓力作為標準，並比較不同高壓氣體噴入角度，，時對吸氣比，壓力分布，速度分布之影響。當高壓氣體噴入角度時，吸氣比為5.811。當時，吸氣比為5.865。當時，吸氣比為5.919。由分析發現，當高壓氣體噴入角度增加時，吸氣比亦些微增加，但流入安全氣囊之總流量並無太大變化。主要因為當噴入角度增加時，對高壓噴入氣體及吸入的外界空氣之質量流率影響極小；因此流入安全氣囊之總流量卻無太大變化。因此高壓氣體噴入角度改變對流入安全氣囊氣體總流量影響不大。 第五章 結論與建議 本研究主要針對傳統安全氣囊充氣時間較長以及爆炸充氣時可能對人體產生灼傷之缺點，加以改良並重新設計。新式安全氣囊設計的概念是利用吸氣式充氣器將外界空氣吸入並與引爆後的氣體加以混合，以增加氣體質量流率快速充氣，縮短充氣時間，並降低引爆充氣候安全氣囊的溫度。 本文並介紹吸氣式充氣器安全氣囊之設計概念與作動原理，並利用流體力學數值模擬分析軟體Fluent對吸氣式充氣器之流場作分析，分析不同幾何尺寸與高壓氣體噴入角度對質量流率，吸氣比，壓力分部與速度分部所造成的影響。主要針對軸對稱吸氣式充氣器作二維軸對稱之穩態流場分析。經由模擬分析發現如果Coanda Effect愈強則吸氣效果愈佳。此一數值分析結果可以提供實驗分析作比較參考，並可提供未來設計改良的方向。 本文主要研究吸氣式充氣器安全氣囊之內部流場情況. 探討不同幾何形狀d/D2/28與1/29 以及高壓氣體不同噴入角度 10,15,20度對內部流場的影響.並探討高壓噴入氣體,外界吸入空氣,震波形成以及紊流流場之關係.數值分析結果顯示高壓噴入氣體與外界吸入空氣於不同幾何條件下之氣體質量流率.此數值分析結果將可提供設計者了解吸氣式充氣器內部流場情況並對其效率加以改善以提高吸氣效率. 吸氣式充氣器之內部流場主要受到高壓氣體噴入壓力,高壓氣體噴入角度以及吸氣式充氣器幾何形狀等因素之影響.本研究利用高壓氣體噴入時產生的 Coanda effect 將外界空氣快速吸入吸氣器內部並使二者充分混合以降低溫度並快速充氣.由於吸入外界空氣,因此使總體質量流率增加並可以減少充氣時間. 茲綜整其結論如下 1. 高壓氣體噴入壓力大小影響外界吸入空