王維強，高 欣，丁 攀，周吉偉，張光德

(武漢科技大學汽車與交通工程學院，湖北 武漢，430081)

二甲醚復合燃燒發(fā)動機進氣過程的數(shù)值模擬

王維強，高 欣，丁 攀，周吉偉，張光德

(武漢科技大學汽車與交通工程學院，湖北 武漢，430081)

為研究二甲醚和柴油復合燃燒時二甲醚與空氣的預混特性，在某直噴柴油機上進行發(fā)動機進氣過程的三維瞬態(tài)數(shù)值模擬。運用Fluent軟件的動網(wǎng)格技術，分析發(fā)動機不同轉速條件下氣道-氣門-缸內的壓力、流速和湍流動能隨曲軸轉角的變化情況，并據(jù)此提出進氣系統(tǒng)的改進思路。

汽車發(fā)動機；二甲醚(DME)；復合燃燒；預混；進氣過程；湍流動能；三維瞬態(tài)數(shù)值模擬；動網(wǎng)格技術

隨著汽車排放污染的日益加重和石油能源的日趨減少，代用燃料的研究逐漸受到重視。二甲醚(DME)是一種非常適合柴油機使用的代用燃料，因其可采用均質充量壓縮燃燒(HCCI)方式在柴油機中獲得較高的熱效率和低的PM及NOx排放而受到廣泛關注[1-2]。但DME存在燃燒工況過于狹窄及預混氣體流量不足的問題。為了擴展HCCI技術和DME燃料的應用范圍，有學者提出發(fā)動機在起動和高負荷時采用柴油機燃燒方式，在中低負荷時以HCCI方式工作，采用雙燃料控制HCCI燃燒過程(即復合燃燒)的工作模式[3]。

復合燃燒是一種部分預混充量壓縮著火和燃料直接噴射燃燒的復合工作方式，采用一部分DME燃料在發(fā)動機進氣道與空氣預先混合形成預混均質混合氣進入氣缸，在壓縮行程末期再利用壓燃式發(fā)動機的燃油噴射裝置將柴油噴入燃燒室的方式來實現(xiàn)PCCI-DI燃燒[3]。

為研究這種復合燃燒發(fā)動機中二甲醚-空氣的預混特性，本文在某2105型直噴柴油機上分別選取轉速為1000、1500、2000 r/min三種典型工況，對其進氣過程進行三維瞬態(tài)模擬，對比分析缸內氣體的壓力、流速及湍流動能隨曲軸轉角的變化情況，并依據(jù)空氣動力學和燃燒學的要求，提出改進和優(yōu)化復合燃燒發(fā)動機進氣系統(tǒng)結構的一些思路。

1 計算模型的建立

1.1 數(shù)學模型

采用有限體積法求解發(fā)動機進氣過程的控制方程組，湍流模型采用修正過的標準k-ε雙方程模型，其中連續(xù)性方程、動量守恒方程、k-ε雙方程均采用一階迎風格式，非穩(wěn)態(tài)項采用全隱式格式，以保證離散方程的絕對穩(wěn)定[4]。

連續(xù)性方程(即質量守恒方程)為

(1)

式中：ρ為流體密度，kg/m3；t為時間，s；u為速度矢量，m/s。

動量守恒方程為

(2)

式中：xi、xj(i,j=1,2,3)分別為i、j方向的坐標；τij為作用在與i方向垂直的平面j上的應力，Pa；p為氣體壓力，Pa；g為重力加速度，m/s2；u′為湍流脈動速度,m/s。

湍流能量輸運方程為

(3)

湍流能量耗散方程為

(4)

式中：uk為k方向上的速度矢量，m/s；xk為k方向的坐標；σε、Cε1、Cε2、Cε3、Cε4均為模型系數(shù)。

模型中各系數(shù)的取值如表1所示。

1.2 幾何模型及網(wǎng)格劃分

試驗用二甲醚復合燃燒發(fā)動機的原型機是一臺四沖程、水冷、自然吸氣的直噴式柴油發(fā)動機，其主要技術參數(shù)見表2。

為突出建模的重點，研究中暫不考慮排氣道的影響，只研究在進氣過程中計算模型的流場分布情況，并假設活塞頂面是一個移動的平面。定義進氣行程上止點為360°CA，該計算過程從進氣行程上止點開始，到進氣行程下止點(540°CA)結束，歷經(jīng)180°CA。計算開始時，進氣門已經(jīng)設為開啟狀態(tài)，即在360°CA時氣門開度與實際情況是吻合的。利用三維建模軟件CATIA建立了初始狀態(tài)時系統(tǒng)(包括進氣道、氣門座、氣門和氣缸)的幾何模型，如圖1所示。

對建立的幾何模型進行網(wǎng)格劃分，同時對氣門、氣門座等處進行網(wǎng)格細化。運用Fluent軟件的動網(wǎng)格技術實現(xiàn)網(wǎng)格的動態(tài)變化，網(wǎng)格數(shù)由上止點的9萬變至下止點的15萬。圖2所示為進氣道-氣門-氣缸系統(tǒng)在進氣下止點時的網(wǎng)格圖。

1.3 邊界條件

一般模型有進、出口，其邊界條件均設定為壓力進口邊界，而該模型僅有進口部分，且氣道的進口面通常加總壓，故此處壓力邊界設為0.1 MPa[5]；不考慮排氣行程中留在缸內的殘余漩渦，假設流體最初為靜止狀態(tài)；構成燃燒室的各個壁設為常溫邊界，進氣道和閥桿設為絕熱邊界[6]。

1.4 流場分析方法

分別對發(fā)動機轉速為1000、1500、2000 r/min工況下系統(tǒng)內流場進行三維瞬態(tài)模擬。采用有限體積法求解控制方程組，選用Fluent壓力-速度耦合算法中的PISO算法，以加快收斂速度。通過對Fluent軟件中Dynamic Mesh的使用，利用profile文件和In-cylinder工具對進氣門和活塞的運動進行控制，保證網(wǎng)格計算與流場計算同步實施，實現(xiàn)了比較切合實際的瞬態(tài)三維流動模擬過程。

缸內流場分析過程中，首先對發(fā)動機轉速為1000 r/min工況下3個有代表性截面在不同曲軸轉角下的壓力云圖、速度矢量圖、湍流動能云圖進行討論，再分析不同轉速下缸內壓力、缸內氣流最大速度及缸內湍流動能隨曲軸轉角的變化趨勢。定義的3個截面如下：①縱剖面Y=0 mm，為過氣道中心線和氣缸中心線的平面；②縱剖面X=-26.5 mm，為過氣門中心線且與Y=0 mm剖面垂直的縱剖面；③橫剖面Z=L/2(L為活塞行程，mm)，為活塞1/2行程處垂直于縱剖面的平面。

2 結果及分析

2.1 缸內氣體壓力變化分析

圖3所示為1000 r/min工況下氣缸內Y=0 mm截面處氣體隨曲軸轉角運動的瞬時狀態(tài)壓力云圖。從圖3中可以清楚地看到，當曲軸轉角為370°CA時，氣體的壓力分布由進氣道口到氣門再到缸內逐漸減小，且呈分層分布，符合空氣動力學的運動規(guī)律；曲軸轉角增至420°CA時，氣門附近及缸內壓力明顯增大，并且氣體在氣門桿附近的氣道壁面處集聚；隨著曲軸轉至480°CA，氣道-氣門-缸內的壓力跨度逐漸縮小，大部分區(qū)域壓力逐漸趨于均勻,稍高壓力區(qū)集中在氣門處，這是由于氣門對氣體流動的阻滯作用造成的；當活塞逐漸運行至下止點，即曲軸轉角為540°CA時，氣道-氣門-缸內的壓力跨度大，高壓力區(qū)集中在缸底處。這種缸內氣流運動的規(guī)律表明，在低速狀態(tài)下，缸內氣體經(jīng)歷了先分層，繼而局部集聚，然后集中于氣缸底部的過程。進氣量的大小取決于氣體的流速和氣道的阻力。為保證預混氣體順利且足量地進入氣缸，滿足燃燒需求，必須通過加大氣道結構尺寸來增大氣體流量，減小氣道阻力。

Fig.3 Pressure nephograms under different crankshaft angles at the cross-section ofY=0 mm

圖4所示為不同轉速工況下缸內氣體平均壓力隨曲軸轉角的變化曲線。從圖4中可以看出，不同工況下，隨著曲軸轉角的增大，缸內氣體壓力均呈現(xiàn)一開始急劇下降而后又逐漸上升的趨勢。這是因為，曲軸轉角較小時，氣門開度較小，進氣量較小，而缸內容積增大較快，燃燒室內真空度增大，導致缸內壓力迅速減?。划斍S轉角大于410°CA后，由于氣門開度較大，氣道處氣體以很高的速度流入缸內，使缸內充量增加的速度大于容積增大的速度，缸內的壓力又開始上升。

由圖4中還可以看出，發(fā)動機轉速越低，缸內壓力變化越平緩；3種工況下缸內壓力均在410°CA左右達到最小值，而在510°CA左右均達到0.1 MPa，與進口設置的總壓相差無幾，之后缸內壓力便高于外界大氣壓,這與圖3的分析結果相一致。由于二甲醚預混氣體的密度比空氣密度要小，因此可考慮增大進氣道結構尺寸，以減小進氣道的阻力，增大進氣量，保證燃料充分燃燒。

Fig.4 Variation of in-cylinder pressure with the crankshaft angle

2.2 缸內氣體流速變化分析

圖5所示為1000 r/min工況下不同曲軸轉角時X=-26.5 mm截面處的氣流速度矢量圖。從圖5中可以看出，進氣初期缸內氣門處兩股進氣射流在氣缸壁面約束下,形成兩個旋向相反的小渦旋, 即雙渦結構(圖5(a))；隨著氣門的進一步開啟，雙渦逐漸變大，至氣門最大升程處，雙渦達到最大(圖5(b))；接著隨著氣門的關閉，這對渦旋逐漸衰減，至曲軸轉角為490°CA時基本消失；隨后隨著活塞的向下運動，在氣缸中心形成一對新的反向渦旋(圖5(c))，這對新渦旋中心隨著活塞的下行而下移，在活塞到達下止點時仍然非常明顯(圖5(d))。從圖5中還可看出，不同曲軸轉角下進氣過程中氣流的最大速度總是出現(xiàn)在氣門與氣門座之間的間隙處。

Fig.5 Velocity vectors under different crankshaft angles at the cross-section ofX=-26.5 mm

圖6所示為1000 r/min工況下不同曲軸轉角時橫剖面Z=L/2 mm處的氣流速度矢量圖。由圖6中可以看出，曲軸轉角為450°CA時， 靠近排氣門側出現(xiàn)了兩對反向小渦旋；隨著活塞的下移，當曲軸轉角為480°CA時，右側的一對反向小渦旋逐漸變大，且發(fā)生傾斜，而左側的一對反向小渦旋的中心向左移動,大小沒有明顯的變化；當曲軸轉角為510°CA 時，右側渦旋繼續(xù)增大，且渦旋中心距增大，即渦旋中心沿壁面拉開，而左側渦旋的中心向左移動到一定位置，其渦旋中心也向缸壁拉開；當活塞運行到下止點，即曲軸轉角為540°CA時，該截面上的右側渦旋中心靠近缸壁，且整對渦旋向內傾斜45°(相對于XY平面)，渦旋中心之間的流體速度增大，而左側渦旋增大，勻稱地平鋪在進氣門底座的正下方。

圖7所示為發(fā)動機不同工況下缸內氣體最大流速隨曲軸轉角的變化曲線。從圖7中可以看出，3種工況下缸內氣體最大流速隨曲軸轉角的變化趨勢是一致的：最大流速一開始較小，隨著曲軸轉角的增大先逐漸增大，到曲軸轉角為400°CA后有一個波動，且發(fā)動機轉速越高，波動越大，在曲軸轉角為430°CA時缸內氣體最大流速達到最大值，之后隨著曲軸轉角的增大而逐漸減小。這是因為，進氣開始時，由于進氣道真空的存在以及活塞下行產(chǎn)生的吸力，缸內氣體的最大流速增大；隨著曲軸轉角的增大，各種渦旋的影響加劇，導致缸內氣體的最大流速出現(xiàn)波動。因此，在氣道改進和優(yōu)化設計時，渦旋的強度必須加以控制，使其既能增強燃料與空氣混合的程度，又不對氣體流速產(chǎn)生過大影響。

Fig.6 Velocity vectors under different crankshaft angles at the corss-section ofZ=L/2

Fig.7 Variation of in-cylinder maximum velocity with the crankshaft angle

2.3 缸內氣體湍流動能變化分析

圖8所示為1000r/min工況下不同曲軸轉角時Y=0 mm截面處的湍流動能云圖。從圖8中可見，湍流動能較大的區(qū)域主要集中在缸內氣門附近，而氣道內的湍流動能一直都處于較低狀態(tài)；曲軸轉角為410°CA時，湍流動能最大值出現(xiàn)在氣門與氣門座之間的間隙處；曲軸轉至450°CA時，氣門左側氣體由于缸壁的阻擋作用導致湍流動能較大區(qū)域的范圍明顯減小，氣門右側氣體湍流動能較大區(qū)域的范圍則隨著氣流的運動明顯增大，且兩束湍流的分界明顯；當曲軸轉至490°CA，湍流動能在氣門頭部端面下呈大范圍分層分布，兩束湍流分界已不明顯，但依然有兩個中心；曲軸轉角為540°CA時，湍流動能已經(jīng)在全缸范圍內分層分布，缸內四周湍流動能趨于均勻，兩束湍流分界已完全消失，兩個中心也合并為一個，位于氣門下靠近氣缸壁面處。湍流動能的這種分布特性對燃料的霧化及其與空氣的混合均能產(chǎn)生積極的影響。若能采取措施使540°CA時的缸內湍流動能的分布更加均勻，就能提高二甲醚與空氣的預混效果。

Fig.8 Turbulence kinetic energy nephograms under different crankshaft angles at the cross-section ofY=0 mm

圖9所示為發(fā)動機不同工況下缸內氣流平均湍流動能隨曲軸轉角的變化曲線。從圖9可以看出，隨著曲軸轉角的變化，缸內平均湍流動能呈先增大后衰減的趨勢，且增大過程中存在一個小波動。結合圖7可以看出，湍流動能的變化趨勢與缸內氣體流速的變化趨勢相一致，表明氣體流速大處氣流的湍流動能也大。由圖9中還可看出，發(fā)動機的轉速越高，缸內氣體湍流動能的變化越明顯。

增大缸內氣體的湍流動能有利于二甲醚與空氣進行充分預混，但湍流動能較大的位置氣流運動也相對較強烈，相應地，摩擦力也較大。對于氣道設計，總是希望其達到設計所要求的渦流比且阻力最小，故可考慮適當增大進氣道的傾斜角(氣道軸線與氣缸軸線的夾角)來增大缸內氣體的流速，從而增大其湍流動能。

Fig.9 Variation of in-cylinder turbulent kinetic energy with the crankshaft angle

3 結語

本文運用Fluent軟件的動態(tài)網(wǎng)格技術，對某直噴柴油機混合燃燒過程中二甲醚與空氣的預混特性進行研究，分析了氣道-氣門-缸內氣流的壓力場、速度場和湍流動能隨曲軸轉角的變化情況，并提出了進氣系統(tǒng)的改進思路，為在柴油機上實現(xiàn)復合燃燒時進氣系統(tǒng)的優(yōu)化奠定了基礎。

[1] 李德鋼，黃震，喬信起，等. 二甲醚燃料均質壓燃燃燒研究[J]. 內燃機學報，2005，23(3)：193-198.

[2] Liu S H,Eddy R Cuty Clemente,Hu T G,et al.Combustion characteristics of a DME HCCI engine[J]. 內燃機學報，2005，23(3)：207-212.

[3] 汪映，郭振祥，何利，等. 二甲醚發(fā)動機采用PCCI-DI燃燒方式的研究[J]. 內燃機學報，2008，26(4)：319-324.

[4] 王福軍. 計算流體動力學分析——CFD軟件原理與應用[M]. 北京：清華大學出版社，2004:114-128.

[5] 何文劍，孫平，王唯棟. 柴油機進氣過程三維瞬態(tài)數(shù)值模擬研究[J].車輛與動力技術，2011(4):33-37,58.

[6] Kang K Y, Rolf D R. Intake flow structure and swirl generation in a four-valve heavy-duty diesel engine[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2000,122(4)：570-578.

[責任編輯 鄭淑芳]

Numerical simulation of intake process in dimethyl ether compound combustion engine

WangWeiqiang,GaoXin,DingPan,ZhouJiwei,ZhangGuangde

(College of Automobile and Traffic Engineering, Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430081, China)

In order to study the premixed characteristics of dimethyl ether and air in compound combustion, three-dimensional transient numerical simulation of the intake process in a direct injection diesel engine was conducted. By means of the dynamic meshes technique in Fluent software, the variations of pressure, velocity and turbulence kinetic energy in the inlet port-valve-in cylinder with the crankshaft angle under different engine speeds were analyzed. And on this basis, a scheme for improving the intake system was proposed.

automobile engine; dimethyl ether; compound combustion; premixed charge; intake process; turbulent kinetic energy; three-dimensional transient numerical simulation; dynamic meshes

2015-10-08

湖北省自然科學基金重點項目(2015CFA113)；汽車動力傳動與電子控制湖北省重點實驗室(湖北汽車工業(yè)學院)開放基金項目(ZDK201212)；“汽車零部件技術湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心”研究平臺資助項目.

王維強(1967-)，男，武漢科技大學副教授.E-mail:wangwq03@163.com

TK421.3

A

1674-3644(2015)06-0463-06