李學(xué)偉，凌鑫晨，曹波

(泛亞汽車技術(shù)中心有限公司，上海 201201)

隨著排放及油耗法規(guī)的日益嚴(yán)苛[1-2]，采用更高壓縮比、引入深度米勒循環(huán)和高壓缸內(nèi)直噴技術(shù)的發(fā)動機受到了越來越多的關(guān)注[3-9]。

在新一代的發(fā)動機燃燒系統(tǒng)開發(fā)過程中，需要考慮燃燒室及進排氣系統(tǒng)的設(shè)計，噴油器的選型和布置，氣門正時及噴油相位等因素[10]。在此過程中，通過合理的、流程化的CAE分析，可以大幅降低燃燒系統(tǒng)的開發(fā)周期[11-12]。本研究以一款高壓縮比的直噴汽油機為對象，通過CFD模擬計算，研究了不同燃燒室對缸內(nèi)流動、噴霧過程以及混合氣形成的影響。提出了基于滾流、旋流、缸內(nèi)當(dāng)量比分布等8項指標(biāo)的燃燒室設(shè)計評價體系，并以此對計算結(jié)果進行分析。

1 缸內(nèi)過程計算模型

整個發(fā)動機循環(huán)計算過程從排氣時刻開始，包括排氣、掃氣、進氣、壓縮4個階段。計算區(qū)域的模型見圖 1，計算的發(fā)動機工況見表 1。為了增強計算的收斂性，分別將進氣入口和排氣出口延長30 mm。根據(jù)實際進排氣門升程曲線和活塞運動規(guī)律，利用AVL Fire軟件中的Fame Engine Plus工具構(gòu)建了整個計算過程的動網(wǎng)格，最大網(wǎng)格數(shù)量控制在120萬左右。計算過程中，進氣道入口設(shè)置流量和溫度邊界，排氣道出口設(shè)置溫度和壓力邊界，其他壁面采用溫度邊界，所有的邊界條件均由一維計算得到。本研究對低轉(zhuǎn)速(1 500 r/min全負(fù)荷)和高轉(zhuǎn)速(4 400 r/min全負(fù)荷)兩種工況進行分析計算，其中高轉(zhuǎn)速工況對混合氣進行了加濃。

圖1 缸內(nèi)流動計算區(qū)域示意

計算工況轉(zhuǎn)速/r·min-1當(dāng)量比進氣門關(guān)閉時刻/(°)點火時刻/(°)噴油時刻/(°)115001．0531730420，480，580244001．2542720420

為研究不同燃燒室結(jié)構(gòu)對缸內(nèi)氣體流動形成過程的影響，選取4種不同的燃燒室設(shè)計對缸內(nèi)流動進行計算：base方案為原始設(shè)計(壓縮比為12.5)，v01，v02和v03是優(yōu)化設(shè)計方案(壓縮比都為12.0)，各設(shè)計方案調(diào)整的主要設(shè)計參數(shù)見圖 2和表 2。其中，H1表示屋脊形燃燒室的屋脊高度，H2和H3分別表示進排氣氣門與活塞間的間隙。優(yōu)化設(shè)計時，首先需要考慮發(fā)動機加工需求，為避免氣門撞上活塞，氣門活塞的最小間隙需有一定余量，故優(yōu)化設(shè)計中增大了H2及H3；其次為避免過高壓縮比帶來的試驗風(fēng)險，優(yōu)化設(shè)計時調(diào)整了屋脊高度H1及活塞頂部形狀，并將壓縮比減小到12.0；最后滿足12.0壓縮比的設(shè)計要求，微調(diào)了燃燒室局部位置的曲面。

圖2 燃燒室設(shè)計結(jié)構(gòu)參數(shù)示意

設(shè)計方案壓縮比H1H2H3活塞頂部形狀base12．5BaseH1BaseH2BaseH3全凹v0112．0+1．2mm+1．1mm+1．5mm平面v0212．0+1．2mm+0．8mm+1．6mm半凹v0312．0+0．6mm+0．8mm+1．6mm半凹

2 噴霧模型及標(biāo)定

噴霧對缸內(nèi)混合氣的形成以及燃燒過程都起著重要作用，因此在計算缸內(nèi)過程之前，需要對噴霧模型進行標(biāo)定。計算所用噴油器共6個噴孔，噴孔直徑為0.2 mm，單個油束的噴霧錐角為14°，噴孔位置及噴油落點均呈三角形分布。

噴霧模型中，蒸發(fā)模型選擇Dukowicz模型[13]，破碎模型選擇Wave模型[14-15]。模型標(biāo)定時，燃油為正庚烷，燃料噴射壓力及環(huán)境壓力分別為1 MPa和0.1 MPa。模型標(biāo)定結(jié)果見圖 3和圖 4。調(diào)整各子模型參數(shù)，得到的噴霧貫穿距離模擬值和試驗值的對比見圖 3。由圖3可知，計算值和試驗結(jié)果較為接近。圖 4示出各時刻CFD計算噴霧形狀與試驗測試噴霧形狀的對比。從油束分布、粒子貫穿距離等的對比可以看出，計算結(jié)果和試驗值的吻合度較高。因此本研究所用模型對于噴嘴參數(shù)的設(shè)置能夠體現(xiàn)噴嘴真實的噴霧特性，進而保證了后續(xù)缸內(nèi)噴霧模擬計算的計算精度。

圖3 噴霧貫穿距離的標(biāo)定結(jié)果與試驗值對比

圖4 不同時刻噴霧形狀對比

3 計算結(jié)果及分析

根據(jù)AVL對缸內(nèi)流動過程的評價體系，對計算結(jié)果進行了分析，通過缸內(nèi)滾流比(Tumble)、缸內(nèi)旋流(w-swirl)、湍動能、火花塞附近的流速以及缸內(nèi)燃料濃度分布等指標(biāo)對不同的燃燒室設(shè)計進行了對比及分析。

3.1 滾流

缸內(nèi)滾流影響進氣及壓縮過程中的油氣混合，同時也決定了缸內(nèi)湍動能，進而影響點火過程，因此滾流是評價燃燒室設(shè)計的重要指標(biāo)之一。滾流越大，缸內(nèi)氣體對噴霧的攪動作用越強，有利于油氣混合更均勻；另一方面，滾流越大，缸內(nèi)混合氣的動能越大，也有利于提高點火后的火焰擴散速度，進而提高發(fā)動機的動力性和燃油經(jīng)濟性。由于進氣門關(guān)閉后缸內(nèi)滾流可以較好地保持，故通常將進氣門關(guān)閉 (Intake Valve Close, IVC) 時刻的滾流比作為主要參考量。圖 5示出4種燃燒室設(shè)計分別在高轉(zhuǎn)速和低轉(zhuǎn)速工況下，缸內(nèi)滾流的計算結(jié)果對比。由圖5可見，1 500 r/min工況下，4種燃燒室在進氣門關(guān)閉時刻的滾流比分別為1.04，1.29，1.21和1.22；當(dāng)轉(zhuǎn)速為4 400 r/min時，滾流比分別為1.32，1.55，1.64和1.30。由此說明，原始的高壓縮比設(shè)計(base)得到的滾流較小，低轉(zhuǎn)速下3種優(yōu)化設(shè)計得到的滾流較為接近，高轉(zhuǎn)速工況下v02設(shè)計得到的滾流最大。

圖5 滾流計算結(jié)果對比

3.2 旋流

缸內(nèi)旋流對火焰向各方向的傳播造成影響，過大的旋流引起局部火焰?zhèn)鞑ミ^慢，進而有可能增加發(fā)動機的爆震傾向。低速大負(fù)荷時，通過燃燒室的優(yōu)化設(shè)計減小缸內(nèi)旋流，可以降低發(fā)動機爆震趨勢，因此在相同情況下可以將點火時刻提前，有利于提高發(fā)動機動力性和改善發(fā)動機排放。通常將點火時刻的缸內(nèi)旋流作為最主要的參考指標(biāo)，燃燒室設(shè)計通常以降低缸內(nèi)旋流為目標(biāo)。圖 6示出缸內(nèi)旋流計算結(jié)果的對比。在1 500 r/min工況下，4種燃燒室在點火時刻的旋流比分別為0.362，0.273，0.306和0.059；當(dāng)轉(zhuǎn)速為4 400 r/min時，旋流比分別為0.546，0.496，0.608和0.393。v03優(yōu)化設(shè)計得到的缸內(nèi)旋流比最小，尤其是在低轉(zhuǎn)速工況下，與其他3種設(shè)計相比降低了約80%。

圖6 旋流計算結(jié)果對比

3.3 湍動能

湍動能的大小直接決定了火花塞放電后混合氣起燃的難易程度。圖 7示出缸內(nèi)湍動能計算結(jié)果的對比。

圖7 湍動能計算結(jié)果對比

湍動能越大越有利于火核的擴散與發(fā)展，進而提高燃燒效率、改善發(fā)動機動力性和經(jīng)濟性，因此燃燒室優(yōu)化設(shè)計的目標(biāo)是獲取盡可能大的湍動能。由于不同工況下缸內(nèi)湍動能差異較大，本研究將湍動能的計算結(jié)果進行了量綱1處理，用u′/Cm表征缸內(nèi)的湍流強度：

(1)

從圖7可以看出，原始設(shè)計下的湍動能較小，3種優(yōu)化設(shè)計在不同程度上都改善了湍動能。1 500 r/min工況下，點火時刻4種燃燒室的u′/Cm分別為0.382，0.394，0.406和0.416；4 400 r/min工況的u′/Cm為0.552，0.577，0.585和0.586。從計算結(jié)果可知，v03的優(yōu)化設(shè)計獲得了相對較大的湍動能。

圖 8示出點火時刻湍動能分布對比。湍動能越大，越有利于點火后減小滯燃期和提高初始火焰速度，因此湍動能中心離火花塞越近越有利于著火及火焰?zhèn)鞑?，進而改善發(fā)動機的動力性和經(jīng)濟性。從圖8可以看出，base和v01設(shè)計在點火時刻湍動能中心偏向進氣側(cè)，而v02和v03湍動能中心在火花塞附近，其中v03的最大湍動能更大，更有利于缸內(nèi)燃燒。

圖8 點火時刻湍動能分布對比

3.4 流速

火花塞附近的速度場會影響火核剛形成時的拉伸強度，進而對火焰發(fā)展及傳播產(chǎn)生較大影響?；鸹ㄈ恢昧魉龠^大會導(dǎo)致火焰向各方向傳播速度產(chǎn)生差異，甚至導(dǎo)致點火后電弧被吹熄，因此設(shè)計開發(fā)中需降低點火時刻該區(qū)域的流動速度。圖 9示出火花塞附近流速計算結(jié)果的對比。圖9中速度值是以火花塞電極為中心，半徑5 mm球形區(qū)域內(nèi)的平均速度。由圖9可知，1 500 r/min工況下，4種設(shè)計的計算結(jié)果分別為2.25，2.48，2.39，1.32 m/s；4 400 r/min工況的計算結(jié)果為12.32，13.80，17.88，5.31 m/s。低轉(zhuǎn)速下火花塞位置的速度較小，對燃燒過程影響不大。高轉(zhuǎn)速時，原始設(shè)計的計算結(jié)果為12.32 m/s，優(yōu)化設(shè)計v03速度計算值僅為5.31 m/s，比原始設(shè)計降低了60%以上，因此采用該設(shè)計可以獲得較好的燃燒穩(wěn)定性。v01和v02的計算結(jié)果卻都大于原始設(shè)計，在一定程度上會使燃燒效果變差。

圖9 火花塞附近平均流速對比

3.5 當(dāng)量比

圖 10示出點火時刻缸內(nèi)當(dāng)量比分布的對比。缸內(nèi)當(dāng)量比分布是評價缸內(nèi)混合氣均勻性的指標(biāo)，當(dāng)量比分布越集中在目標(biāo)當(dāng)量比附近，說明缸內(nèi)燃油與空氣的混合越均勻。缸內(nèi)混合氣的均勻性越高，則局部過濃或過稀的概率越低，由此造成的排放物濃度升高的概率也越低。因此，提高缸內(nèi)混合氣均勻性有利于改善發(fā)動機的排放。由圖10可見，在低轉(zhuǎn)速工況，缸內(nèi)當(dāng)量比分布都集中在1附近；在高轉(zhuǎn)速工況下當(dāng)量比分布范圍較大，且離目標(biāo)當(dāng)量比(1.2)較遠(yuǎn)的分布情況也較多。造成這一現(xiàn)象的原因主要是低轉(zhuǎn)速時燃油有更多的時間可以在缸內(nèi)進行霧化與蒸發(fā)，而轉(zhuǎn)速較高時霧化蒸發(fā)的時間較短，存在燃油蒸發(fā)不完全、局部過濃或過稀的現(xiàn)象。對比不同設(shè)計可以發(fā)現(xiàn)，在1 500 r/min時， v02方案惡化了缸內(nèi)混合氣的均勻性，v01方案和v03方案都改善了均勻性；在4 400 r/min工況下，只有v03方案的計算結(jié)果較為理想，其他3種設(shè)計的缸內(nèi)混合氣均勻性都比較差。

圖10 缸內(nèi)當(dāng)量比分布對比

火花點火位置混合氣過濃或者過稀都會造成起燃困難，甚至可能失火，進而使發(fā)動機的燃油經(jīng)濟性和排放特性變差，因此設(shè)計燃燒室時需要將該位置的混合氣濃度控制在合理的范圍內(nèi)。圖 11示出火花塞附近半徑5 mm球形區(qū)域內(nèi)混合氣當(dāng)量比的變化情況。由圖11可見，在低轉(zhuǎn)速時，由于并沒有進行加濃控制，因此點火時刻火花塞周圍的混合氣濃度在0.9～1.2的范圍內(nèi)。但在高轉(zhuǎn)速時，由于對混合氣進行了加濃，缸內(nèi)油滴也沒有足夠的時間進行霧化和蒸發(fā)，因此造成點火時刻火花塞附近混合氣過濃。由圖11可見，4 400 r/min工況下，4種設(shè)計的當(dāng)量比分別為1.52，1.54，1.37和1.41。與原始設(shè)計相比，方案 v02和v03都在一定程度上改善了火花塞位置混合氣濃度這一指標(biāo)。

圖11 火花塞附近平均當(dāng)量比對比

4 優(yōu)化結(jié)果評價

將計算結(jié)果進行處理后，通過滾流(Tumble)、旋流(w-swirl)等8項指標(biāo)對不同設(shè)計的缸內(nèi)流動計算結(jié)果進行評價。具體評價指標(biāo)見表3和表4。其中，為將湍動能的分布結(jié)果數(shù)字化，提出了湍動能中心偏移率的概念。湍動能中心偏移率及缸內(nèi)當(dāng)量比分布均勻性分別由式(2)和式(3)計算得到。

湍動能中心偏移率=dTKE/R。

(2)

式中：dTKE為湍動能中心位置到火花塞位置的距離；R氣缸半徑。基于不同發(fā)動機的CFD計算對比，認(rèn)為當(dāng)湍動能中心偏移率小于0.3時，缸內(nèi)湍動能較大的區(qū)域能夠較好地保持在火花塞周圍，這樣的湍動能分布有利于著火及火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

(3)

此外，引入了優(yōu)化率Fsum對優(yōu)化設(shè)計的計算結(jié)果進行總體評價[16]。

(4)

式中：α為評價參數(shù)的權(quán)重因子；f為評價參數(shù)的數(shù)值；下標(biāo)i表示第i項評價指標(biāo)；下標(biāo)base表示原始設(shè)計；下標(biāo)j表示第j種優(yōu)化設(shè)計。對于汽油機的缸內(nèi)燃燒，滾流和湍動能強度是最重要的考察指標(biāo)，是缸內(nèi)過程綜合性能的體現(xiàn)，因此這兩個指標(biāo)的權(quán)重較大，設(shè)為0.3。低轉(zhuǎn)速時由于推遲點火，680°時的湍動能強度影響相對較小，因此考察點火時刻的數(shù)值；4 400 r/min時則考察680°時的數(shù)值。另一方面，1 500 r/min時發(fā)動機有爆震風(fēng)險，因此需要考察此時的旋流值；而高轉(zhuǎn)速時幾乎不會發(fā)生爆震，故4 400 r/min時旋流的權(quán)重設(shè)置為0?；鸹ㄈ浇漠?dāng)量比在加濃時的差異較大，主要考察計算結(jié)果是否在合理的范圍內(nèi)，在計算優(yōu)化率時其權(quán)重設(shè)為0。表3和表4中的目標(biāo)值是根據(jù)大量計算獲取的經(jīng)驗值，一般認(rèn)為只要發(fā)動機的各項指標(biāo)在限定范圍內(nèi)，燃燒系統(tǒng)設(shè)計就不會有較大問題。

表3 缸內(nèi)計算結(jié)果評價(1 500 r/min)

表4 缸內(nèi)計算結(jié)果評價(4 400 r/min)

如表中結(jié)果所示，3種優(yōu)化設(shè)計在不同程度上都提高了發(fā)動機的綜合性能。與原始設(shè)計相比，方案v01在提升缸內(nèi)滾流和改善混合氣均勻性方面有一定提升，但總體而言各方面與原始設(shè)計都較為接近；方案v02的優(yōu)勢在于增大了滾流，同時使湍動能中心更接近點火位置，然而卻惡化了缸內(nèi)混合氣分布的均勻性，說明v02噴油過程與氣體流動的匹配做得不夠好；方案v03得到的總體性能較好，雖然滾流的提升并不明顯，但旋流得到了明顯的改善，同時湍動能強度得到了提高并且湍流中心位置離點火位置也更近，此外缸內(nèi)混合氣均勻性比其他3種設(shè)計更好。從表中可以看出，在4 400 r/min時，缸內(nèi)當(dāng)量比分布的均勻性較差，需要在后續(xù)開發(fā)中對此進行改進，如優(yōu)化噴油嘴布置、優(yōu)化噴油相位及提高油軌壓力等，改善油束的霧化和蒸發(fā)效果，從而提高缸內(nèi)混合氣的均勻性。

綜上所述，在三種優(yōu)化設(shè)計中，v03的優(yōu)化效果最顯著，在低轉(zhuǎn)速和高轉(zhuǎn)速工況其優(yōu)化率分別達到了25.3%和23.4%。與base設(shè)計相比，v03的各項指標(biāo)都得到了一定改善。由于更高的滾流及u′/Cm意味著更快的著火和更高的火焰?zhèn)鞑ニ俣?，因此相同情況下采用v03設(shè)計可以獲得更好的動力性和燃油經(jīng)濟性；而更高的缸內(nèi)混合氣均勻性意味著更低的碳?xì)渑欧牛虼瞬捎胿03也能在一定程度上改善發(fā)動機的排放；低速時更小的w-swirl意味著更低的爆震風(fēng)險，因此采用v03還能提高發(fā)動機抗爆震性能，進而可以采用更早的點火，提高發(fā)動機的動力性經(jīng)濟性并改善排放。

5 結(jié)束語

通過某高壓縮比直噴發(fā)動機的缸內(nèi)流動及噴霧過程的三維CFD分析，獲取了不同燃燒室設(shè)計對缸內(nèi)混合氣形成過程的影響規(guī)律?；跐L流、湍動能強度、缸內(nèi)當(dāng)量比分布等8項指標(biāo)，對計算結(jié)果進行了分析和評價，選取了最優(yōu)的燃燒室設(shè)計方案。與原始設(shè)計相比，優(yōu)化設(shè)計在低轉(zhuǎn)速和高轉(zhuǎn)速工況下的優(yōu)化率分別達到了25.3%和23.4%，優(yōu)化效果十分明顯。

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