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0 前言

柴油機(jī)在低燃油耗時的高功率性能是其最大優(yōu)點(diǎn)之一。在歐洲市場上，柴油機(jī)在乘用車市場銷售總額中的份額超過44%，就很客觀地反映了這一點(diǎn)[1]。

歐洲市場近十年來，用于乘用車的四氣門柴油機(jī)占市場主導(dǎo)地位，因為它可以更好地解決多年來歐洲市場的性能和排放要求。但是，兩氣門結(jié)構(gòu)仍然是中小型柴油機(jī)降低成本較受歡迎的選擇方案[1]。裝配柴油機(jī)的小型車輛中，每缸兩氣門設(shè)計仍然占有很大的市場份額，特別是在歐洲以柴油機(jī)為主的傳統(tǒng)原始設(shè)備制造商(OEM)，如PSA公司和Renault公司，其大部分小型汽車都采用了1.4 L、 1.5 L和1.6 L的兩氣門柴油機(jī)[2-4]。這些發(fā)動機(jī)有利于減少摩擦，并能降低制造和裝配成本[4]，同時符合日益嚴(yán)格的排放法規(guī)要求，顯示出兩氣門發(fā)動機(jī)巨大的技術(shù)優(yōu)勢和商業(yè)潛力。

最近，通用汽車公司研究了一種具有兩氣門結(jié)構(gòu)的1.2 L 3缸小型柴油機(jī)，以評估這種結(jié)構(gòu)在包裝、質(zhì)量和成本目標(biāo)方面的潛力，同時在排放和燃料消耗方面仍然處于最先進(jìn)的狀態(tài)，并且具有非常出色的性能。圖1總結(jié)了四氣門和兩氣門柴油機(jī)燃燒系統(tǒng)的主要特征。每缸兩氣門配置的發(fā)動機(jī)有利于降低發(fā)動機(jī)的摩擦和制造/裝配成本。然而兩氣門布置由于尺寸限制，需要噴油器偏心斜置。因此，如圖1二維視圖所示，燃燒室必須相對于氣缸軸線偏移?？紤]到傳統(tǒng)柴油機(jī)中的軸對稱發(fā)動機(jī)是每缸四氣門配置，燃燒室中央垂直布置噴油器，噴油器軸線與氣缸軸線成一直線。必須通過對缸內(nèi)噴霧和燃燒過程進(jìn)行光學(xué)可視化和三維計算流體力學(xué)(CFD)模擬，來量化燃燒室偏移和斜置噴油器布置中不平衡的燃料質(zhì)量流量對燃燒和排放的影響[1-5]。結(jié)果表明，非對稱燃料流量和燃燒室偏移對發(fā)動機(jī)性能和排放存在負(fù)面影響。然而，對非對稱燃料流量的補(bǔ)償措施或許沒有必要，因為其對燃燒的影響程度似乎很低[1]。

圖1 四氣門(左)與兩氣門(右)柴油機(jī)燃燒系統(tǒng)主要特征對比

對兩氣門柴油機(jī)的初始試驗表明(圖2)，在高負(fù)荷運(yùn)行時煙度(FSN)很高，這說明噴霧滲透和空氣利用率受到了很大損害。對于兩氣門發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道，流量測試臺的測量結(jié)果也得到了帶進(jìn)氣歧管和不帶進(jìn)氣歧管的渦流比的高靈敏性，其進(jìn)氣歧管和進(jìn)氣道之間強(qiáng)烈的相互影響在四氣門發(fā)動機(jī)中很少見。因此可以表明，在兩氣門結(jié)構(gòu)配置中，它們之間具有更復(fù)雜的氣道-氣門-缸內(nèi)流量結(jié)構(gòu)和更強(qiáng)的相互作用。

圖2 在兩氣門柴油機(jī)上測量的發(fā)動機(jī)FSN圖譜

因此，利用三維CFD模擬和分析來描述1.2 L的兩氣門柴油發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣歧管和進(jìn)氣道的性能，以確定造成強(qiáng)烈相互作用的根本原因，并評估潛在的改進(jìn)策略，從而為發(fā)動機(jī)試驗提供指導(dǎo)。

首先集中對進(jìn)氣歧管性能進(jìn)行CFD評估。接下來，與基準(zhǔn)四氣門發(fā)動機(jī)相比，對兩氣門發(fā)動機(jī)進(jìn)行了三維CFD分析。最后，研究了兩氣門多缸發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣歧管容積對流量和渦流的影響，并評估了改善流量均勻性，以及缸與缸之間流量變化的矯正計劃。

1 模型描述和工作條件

首先對四氣門參考發(fā)動機(jī)進(jìn)行CFD計算，以設(shè)置基準(zhǔn)情況來模擬多缸柴油發(fā)動機(jī)進(jìn)氣歧管和氣道中的空氣流量，并定義評估指標(biāo)和建立分析程序。本研究中考慮的兩氣門發(fā)動機(jī)具有與四氣門參考發(fā)動機(jī)相同的缸徑/行程和壓縮比。發(fā)動機(jī)的技術(shù)規(guī)格參數(shù)如表1所示。

使用CONVERGETM中的瞬態(tài)流場解算器進(jìn)行了基于雷諾平均數(shù)值模型(RANS)的模擬。 圖3顯示了4缸四氣門參考發(fā)動機(jī)的表面模型，包括進(jìn)氣歧管、流道、節(jié)氣門和廢氣再循環(huán)(EGR)擴(kuò)散器。

圖3 用于瞬態(tài)流量模擬的多缸四氣門基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)表面模型

如圖4所示，CONVERGETM使用經(jīng)過修改的切割單元格笛卡爾(Cartesian)網(wǎng)格生成方法[6]。在這項工作中使用了固定的嵌入網(wǎng)格細(xì)化。規(guī)定了2.0 mm的均勻的初始基本網(wǎng)格尺寸，并且在各種區(qū)域進(jìn)行了不同的局部網(wǎng)格細(xì)化處理。在整個氣門區(qū)域和內(nèi)部歧管處，網(wǎng)格尺寸精細(xì)至1 mm，在氣門表面和氣門座附近減小至0.5 mm。該網(wǎng)格有大約140 萬個單元格。研究中使用的網(wǎng)格尺寸是由不同密度的網(wǎng)格敏感性研究來確定的。研究發(fā)現(xiàn)，對于大于2.0 mm基準(zhǔn)網(wǎng)格尺寸的網(wǎng)格分辨率，可清楚地觀察到數(shù)值收斂性，并且預(yù)測的質(zhì)量流量與測量的數(shù)據(jù)相當(dāng)一致，表明流量分離被合理地捕捉。

表1 發(fā)動機(jī)技術(shù)規(guī)格

圖4 四氣門參考發(fā)動機(jī)的氣門區(qū)域局部網(wǎng)格細(xì)化細(xì)節(jié)

在所有模擬中使用二階中心差分?jǐn)?shù)值方案進(jìn)行動量傳輸。因為本研究中沒有考慮燃油噴射和燃燒過程，只有湍流模型(RNG k-ε模型)被打開。對每種情況進(jìn)行多循環(huán)模擬，以檢查結(jié)果的收斂性。

這里考慮的是轉(zhuǎn)速3 750 r/min和高負(fù)荷的工況條件，開發(fā)了系統(tǒng)級GT-Power模型用于生成三維CFD計算的邊界條件。表2列出了本研究中使用的發(fā)動機(jī)運(yùn)行條件和邊界條件。點(diǎn)火順序設(shè)定為1-3-4-2，其相位滯后角分別為：1號缸0°，3號缸+180°，4號缸+ 360°，2號缸+ 540°。

表2 用于三維CFD模擬的發(fā)動機(jī)運(yùn)行條件和邊界條件

2 進(jìn)氣歧管性能的評估指標(biāo)

對進(jìn)氣歧管性能的CFD評估，提出了以下評估指標(biāo)和參數(shù)：

(1)總量，總捕獲質(zhì)量(與體積效率相關(guān))，進(jìn)氣門關(guān)和上止點(diǎn)時的缸內(nèi)渦流比。

(2)流道入口橫截面處的流場結(jié)構(gòu)(進(jìn)氣歧管出口)，其中包括平均流速、不均勻性指數(shù)和對于氣道軸線的角動量。

缸內(nèi)渦流比定義為在z方向質(zhì)心的流動角速度ω3(相當(dāng)于固體的旋轉(zhuǎn)角速度)與曲軸的角速度ω曲軸的比率。并且可以從角動量和慣性矩計算出角速度[6]。

通過流道入口橫截面(進(jìn)氣歧管出口)的流場分析，可以提供更多關(guān)于進(jìn)氣歧管流動行為及其與進(jìn)氣道和缸內(nèi)流場相聯(lián)系的詳細(xì)信息，并提出了3個參數(shù)，分別是平均流速Ui，不均勻性指數(shù)Ih和角動量M1。

其中Ih和M1參數(shù)用來評估初始流場到進(jìn)氣道的均勻性和旋轉(zhuǎn)運(yùn)動，除了進(jìn)氣道的設(shè)計和幾何形狀外，這兩個參數(shù)被認(rèn)為對氣道流場和缸內(nèi)流場結(jié)構(gòu)都有影響。在理想情況下(完全均勻，無旋轉(zhuǎn)流場)，Ih= 0，MI= 0。

3 結(jié)果與討論

3.1 四氣門發(fā)動機(jī)的流量分析

首先對四氣門發(fā)動機(jī)進(jìn)行了總量檢測。圖5顯示了計算的總捕獲質(zhì)量和渦流結(jié)構(gòu)演化。根據(jù)觀察，需要多個循環(huán)來穩(wěn)定CFD流量結(jié)果。對于每個氣缸，需要4～6個循環(huán)，計算的捕獲質(zhì)量和渦流比才具有收斂性。

圖5 四氣門參考發(fā)動機(jī)計算的捕獲質(zhì)量和渦流結(jié)構(gòu)演化

對于被捕獲的質(zhì)量沒有明顯的變化(見圖5(a))。然而，在各氣缸之間發(fā)現(xiàn)計算渦流比有一定程度的變化。圖6比較了所有4個氣缸進(jìn)氣門關(guān)和上止點(diǎn)時的計算渦流比。在兩個正時點(diǎn)，1號缸和4號缸的計算渦流比略高于2號缸和3號缸?？紤]到1號缸和4號缸的位置(在進(jìn)氣歧管的前端和后端)，因此可能與從歧管到進(jìn)氣道的急轉(zhuǎn)彎有關(guān)。四氣門基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)的平均渦流比約為2.1。

圖6 在四氣門參考發(fā)動機(jī)進(jìn)氣門關(guān)(a)和 上止點(diǎn)(b)時的計算渦流比

分析了在流道入口(進(jìn)氣歧管出口)橫截面處詳細(xì)的流場結(jié)構(gòu)。圖7顯示了流場(最大氣門升程處，以速度大小著色)、計算的平均速度和不均勻性指數(shù)?；旧希袣飧椎闹刀挤浅Ｏ嗨?，表明在四氣門參考發(fā)動機(jī)中沒有明顯的缸與缸之間的流量變化。雖然在圖7中仍然可以看出趨勢，即平均流速隨著壓力的降低而降低，并且在從4號缸移動到1號缸(從進(jìn)氣歧管前端到后端)的流道入口處，不均勻性指數(shù)逐漸增加。與此相似，對于螺旋氣道軸線的計算角動量如圖8所示?？梢钥闯?，所有氣缸的總角動量保持在低水平，這表明流場在四氣門參考發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣歧管出口處沒有旋轉(zhuǎn)。由于所有氣缸的氣道幾何形狀相同，與其他兩個氣缸相比，1號缸和4號缸相對較高的角動量被認(rèn)為是造成較高渦流比的原因，如圖6(b)所示。

圖7 在四氣門參考發(fā)動機(jī)流道入口橫截面處的 計算平均速度和不均勻性指數(shù)

圖8 在四氣門參考發(fā)動機(jī)流道入口橫截面處的 關(guān)于螺旋氣道的計算角動量

圖9顯示了在2個切割平面上最大氣門升程處的缸內(nèi)流場(速度，大小，輪廓)。 通常情況下，除了2號缸和3號缸在氣缸中心具有相對較低的速度之外，在通過進(jìn)氣門中心線的切割平面中的所有氣缸的流場結(jié)構(gòu)是相似的。此外，在所有氣缸的火力岸以下4 mm的切割平面上都存在類似的渦流模式。

圖9 四氣門參考發(fā)動機(jī)在通過進(jìn)氣門中心線(a)和火力岸 下方4 mm的切割平面(b)上，最大氣門升程處的速度大小輪廓

3.2 多缸兩氣門發(fā)動機(jī)的流量分析

將相同的分析程序用于3缸兩氣門發(fā)動機(jī)，并將結(jié)果與四氣門參考發(fā)動機(jī)進(jìn)行比較。圖10顯示了1.2 L兩氣門柴油機(jī)的表面模型。氣門區(qū)域附近的網(wǎng)格細(xì)化和CFD設(shè)置中的參數(shù)數(shù)值與四氣門參考發(fā)動機(jī)模擬中使用的相同。點(diǎn)火順序設(shè)置為1-2-3。相位滯后角分別為，1號缸0°，2號缸+ 240°，3號缸+ 480°。 對于每種情況也進(jìn)行了多循環(huán)模擬。在兩氣門和四氣門發(fā)動機(jī)的比較氣道流量分析中，運(yùn)行條件保持恒定，發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速為3 750 r/min，并使用表1中列出的相同的固定邊界條件。

圖10 多缸兩氣門發(fā)動機(jī)表面模型

圖11 兩氣門和四氣門參考發(fā)動機(jī)的捕獲質(zhì)量對比

圖11顯示了多達(dá)5個發(fā)動機(jī)循環(huán)的兩氣門和四氣門發(fā)動機(jī)的計算捕獲質(zhì)量?？梢钥闯?，對于每個單獨(dú)的氣缸，其結(jié)果在4至5個循環(huán)內(nèi)會具有收斂性。對于兩氣門發(fā)動機(jī)，在被捕獲質(zhì)量方面沒有顯著的缸與缸之間的變化。此外，兩個發(fā)動機(jī)之間的總捕獲質(zhì)量非常相似，這意味著通過采用更高的最大氣門升程和更長的氣門打開持續(xù)時間，在兩氣門發(fā)動機(jī)中實(shí)現(xiàn)了相同水平的發(fā)動機(jī)換氣和體積效率。圖12比較了多缸兩氣門和四氣門參考發(fā)動機(jī)的計算渦流結(jié)構(gòu)演化。顯然，兩氣門發(fā)動機(jī)目前采用的氣道設(shè)計具有更高的缸內(nèi)渦流比，這是由于在每缸兩氣門結(jié)構(gòu)中，高渦流通常通過單進(jìn)氣道產(chǎn)生。

圖12 兩氣門和四氣門參考發(fā)動機(jī)的計算渦流結(jié)構(gòu)演化

圖13顯示了在兩氣門發(fā)動機(jī)進(jìn)氣歧管出口橫截面處，在最大氣門升程時的流場、計算平均速度、不均勻性指數(shù)和角動量。圖7和圖8中的紅色水平線表示四氣門參考發(fā)動機(jī)的平均值。與基準(zhǔn)四氣門發(fā)動機(jī)相比，由于進(jìn)氣道的橫截面積減小，兩氣門發(fā)動機(jī)流道入口處的平均流速要高得多。更重要的是，兩氣門發(fā)動機(jī)的不均勻性指數(shù)和角動量也較大，說明了進(jìn)氣歧管出口處有相對不均勻和旋轉(zhuǎn)的流場，兩氣門發(fā)動機(jī)中觀察到進(jìn)氣歧管和氣道之間有強(qiáng)烈的相互作用。這與緊湊的歧管幾何形狀和進(jìn)氣道總橫截面面積減小有關(guān)。

圖13 兩氣門流道入口橫截面處的計算 平均速度、不均勻性指數(shù)和角動量

對兩氣門發(fā)動機(jī)的缸內(nèi)流場(速度、大小、輪廓和最大氣門升程)進(jìn)行了檢查，結(jié)果如圖14所示。與四氣門發(fā)動機(jī)相比(圖9)，在突出顯示的氣門附近區(qū)域處可識別出非常高的流速。在3個氣缸的中心可以發(fā)現(xiàn)流場結(jié)構(gòu)的一些細(xì)微差異。除此之外，氣門區(qū)域的高速流場是主導(dǎo)性的，并且在兩個切割平面處的所有氣缸的總體流場結(jié)構(gòu)非常相似。

圖14 對于兩氣門發(fā)動機(jī)，在通過進(jìn)氣門中心線(a)和火力岸 下方4 mm(b)處的切割平面中，最大氣門升程處的速度大小輪廓

3.3 歧管充氣容積對兩氣門發(fā)動機(jī)流量和渦流的影響

基于上述流量分析，與四氣門參考發(fā)動機(jī)相比，在兩氣門發(fā)動機(jī)中觀察到傳統(tǒng)緊湊型進(jìn)氣歧管會產(chǎn)生相對不均勻和旋轉(zhuǎn)的流場，并且與進(jìn)氣道產(chǎn)生強(qiáng)烈的相互作用。因此，提出了具有更大的充氣容積和更長流道的新型進(jìn)氣歧管幾何形狀。針對幾何形狀設(shè)計的計算機(jī)輔助設(shè)計(CAD)模型如圖15所示。然后對所提出的進(jìn)氣歧管(歧管2)進(jìn)行三維CFD評估，并將結(jié)果與兩氣門發(fā)動機(jī)的原始設(shè)計(歧管1)進(jìn)行比較。流場模擬通過動態(tài)邊界條件進(jìn)一步改善，以模擬實(shí)際發(fā)動機(jī)運(yùn)行條件下的歧管和氣道流動情況。

圖15 具有不同充氣容積的進(jìn)氣歧管CAD模型

動態(tài)邊界條件由一維系統(tǒng)級GT-Power模型提供。作為示例，對于兩氣門轉(zhuǎn)速為3 750 r/min的發(fā)動機(jī)，進(jìn)氣歧管入口和一體式排氣歧管出口處的動態(tài)壓力如圖16所示。盡管在本研究中沒有直接對噴霧和燃燒進(jìn)行建模，但將多缸兩氣門發(fā)動機(jī)臺架試驗中測量的散熱率放在CFD模型中，以獲得流場模擬中更精確的熱力學(xué)條件。

圖16 基于一維GT-Power模型的進(jìn)氣歧管入口和 一體式排氣歧管出口處的動態(tài)壓力

圖17顯示了具有動態(tài)邊界條件與傳統(tǒng)充氣容積(歧管1)的多氣缸兩氣門發(fā)動機(jī)(第四和第五循環(huán))的計算捕獲質(zhì)量。對于每個氣缸和每個循環(huán)，排氣門開啟后，附近存在額外的捕獲質(zhì)量(圓圈所示)。已證實(shí)，在排氣門開啟的早期階段，排氣歧管壓力(動態(tài)出口壓力)比氣缸壓力高出約0.06～0.07 MPa，從而引起一定程度的回流。

圖17 具有動態(tài)邊界條件的多缸兩氣門發(fā)動機(jī)的計算捕獲質(zhì)量

圖18比較了2個進(jìn)氣歧管的計算捕獲質(zhì)量及氣缸之間的相對變化。用歧管2獲得的捕獲質(zhì)量比歧管1的略低1%。在兩種情況下，氣缸之間捕獲質(zhì)量基本上沒有顯著變化，但是歧管2提供了更為均衡的結(jié)果。

圖19顯示了2個進(jìn)氣歧管情況下進(jìn)氣門關(guān)時的計算渦流比?？磥?，歧管2不會改變1號缸和2號缸的渦流比，而3號缸的渦流比則略低。此外，缸與缸之間渦流比沒有變化。

圖18 不同充氣容積進(jìn)氣歧管的計算捕獲 質(zhì)量及其相對變化的比較

圖19 不同充氣容積進(jìn)氣歧管在進(jìn)氣門關(guān)閉時的渦流比的比較

本研究中提出的評估指標(biāo)通過兩氣門發(fā)動機(jī)的兩種進(jìn)氣歧管進(jìn)行了比較，見圖20。圖中四氣門基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)的結(jié)果以供參考。首先，歧管2不影響氣道入口處的平均速度。兩氣門發(fā)動機(jī)的數(shù)值幾乎是四氣門基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)的兩倍。其次，歧管2的氣道入口處的流量比原來的歧管1更加均勻，并且降低到與四氣門發(fā)動機(jī)相同的水平。缸與缸之間流量均勻性的變化也得到改善。此外，歧管2具有較低的角動量。這不僅是由于其較大的充氣容積，而且還在于其有較長的流道。

大容量歧管也在多缸發(fā)動機(jī)臺架試驗中進(jìn)行了評估。在全負(fù)荷和部分負(fù)荷關(guān)鍵點(diǎn)上，對于傳統(tǒng)型歧管1和歧管2進(jìn)行了發(fā)動機(jī)性能比較，見圖21。結(jié)果表明，與歧管1相比，采用歧管2的兩氣門發(fā)動機(jī)提供了總體等效的發(fā)動機(jī)扭矩，在高轉(zhuǎn)速工況時略好，并在部分負(fù)荷時改善了燃油耗和排放。根據(jù)CFD分析顯示，全負(fù)荷時性能改善是由于氣道入口處具有更均勻的流動條件，因此空氣利用率更高。在部分負(fù)荷時，由于歧管體積和表面積較大，從而能進(jìn)一步降低進(jìn)氣歧管溫度。

圖20 具有不同充氣容積的進(jìn)氣歧管的計算評估指標(biāo)：歧管出口 橫截面處的平均速度(a)，不均勻性指數(shù)(b)和角動量(c)

圖21 兩氣門發(fā)動機(jī)臺架試驗的進(jìn)氣歧管容量評估

4 結(jié)論

重點(diǎn)研究了多缸兩氣門柴油機(jī)的氣道-氣門-缸內(nèi)流量，并與四氣門參考發(fā)動機(jī)進(jìn)行了比較。進(jìn)行了CFD分析以評估歧管的設(shè)計性能，并研究了歧管充氣容積對兩氣門發(fā)動機(jī)流量和渦流的影響，提出了用于進(jìn)氣歧管性能CFD評估的評估指標(biāo)，包括總量(捕獲質(zhì)量和缸內(nèi)渦流比)和用于描述流場結(jié)構(gòu)的指標(biāo)(平均流速、不均勻性指數(shù)和氣道入口處氣道軸線的角動量)。兩氣門發(fā)動機(jī)比四氣門參考發(fā)動機(jī)顯示出更高的渦流比。它還具有更大的平均流速、不均勻性指數(shù)和氣道入口處的角動量，表明原始緊湊型歧管幾何形狀具有相對不均勻性和旋轉(zhuǎn)流場。提出具有較大充氣容積和較長流道的歧管，有助于改善氣道入口的流動均勻性和缸與缸之間的流量變化。通過多缸發(fā)動機(jī)臺架試驗驗證了其優(yōu)點(diǎn)。