某GDI 發動機迷宮式油氣分離器效率的仿真

王福志，朱 濤

(長城汽車股份有限公司動力研究院，保定 071000)

前言

發動機在壓縮-燃燒-膨脹工作過程中，會有少量已燃和未燃氣體通過活塞環與氣缸之間的間隙竄入曲軸箱內，導致曲軸箱壓力上升，而曲軸箱通風系統正是將這部分氣體吸入進氣歧管并最終在缸內燃燒加以去除。油氣分離器作為曲軸箱通風系統的重要組成部分，其分離效率應滿足設計要求，否則將導致進氣攜帶機油，并在缸內形成炙熱的積炭熱點，增大發動機燃燒系統“預燃”的風險，嚴重影響發動機運行的可靠性［1－3］。

在研發一款高性能增壓直噴汽油機中，考慮到整車搭載布置，對發動機進行了緊湊化設計，為防止增壓器的高溫排氣渦輪燒蝕塑料缸蓋罩，將其改為鋁合金材質，而缸蓋罩內集成的迷宮式油氣分離器必須滿足分離效率高和穩定可靠的設計要求。

在油氣分離器設計優化過程中，研發工程師先后設計了兩種結構方案(以方案一和方案二進行區分)，本文中分別在兩種方案的20、30和40L/min 3種活塞漏氣量情況下，對不同直徑的機油粒子進行分離效率分析，經過計算對比，方案一結構能夠分離出40μm以上直徑的粒子，而方案二則能夠分離出30μm以上直徑的粒子，由此可見方案二分離效果更好，且最終計算結果得到了試驗的驗證。文中詳細分析和研究了油氣分離器兩種結構方案的內部流動與特點，并進行了總結和分析。

1 理論分析

1.1 計算方法

氣液兩相流的數值模擬包括氣相場和氣液間的相互干擾，常見的算法有歐拉-歐拉算法和歐拉-拉格朗日算法。前者具有計算不易收斂、繁瑣和對計算資源要求高等特點，而后者具有計算簡便，且能準確描述粒子的運動軌跡，因此計算采用歐拉-拉格朗日算法對油氣分離器分離效率進行研究。

拉格朗日動量守恒方程［4］:

式中:md為粒子質量，kg;uid為粒子速度，m/s;Fidr為粒子阻力;Fig為粒子所受重力和浮力;Fip為粒子所受壓力;Fib為其它外力。

發動機在運行過程中通過氣缸間隙漏入曲軸箱內的已燃和未燃氣體總稱為活塞漏氣量。在油氣分離器氣相流場計算過程中，即歐拉-拉格朗日算法中的歐拉算法進行穩態流場計算時，其中入口面邊界條件為活塞漏氣量，出口為靜壓。

在液相流場計算中，歐拉-拉格朗日算法是將氣相和液相分開來計算，即當穩態流場計算收斂后，以此流場為基礎，將不同直徑的粒子分別通過入口面引入流場中，從而進行粒子運動軌跡的計算，即拉格朗日粒子追蹤。

分別計算不同活塞漏氣量下不同粒子直徑的運動軌跡，統計計算逃逸的粒子質量和引入流場的粒子質量，間接得出油氣分離器的分離效率，計算流程圖見圖1。

1.2 計算參數

根據發動機不同負荷特性，選擇20、30和40L/min 3種活塞漏氣量。

機油粒子直徑的大小對油氣分離器的分離效果影響較大，在重力作用下，當油氣混合物的流速不太快時，大的油滴最終會落到油氣分離器的底部，而油滴直徑越小，其下落的時間越長。對于直徑很小的機油微粒，能夠長時間懸浮在空氣中，無法在自身重力的作用下從氣體中分離出來。因此必須借助一些如油氣分離器的迷宮、擋板等手段，盡可能地把這部分油滴分離出來，這部分油滴直徑為1～50μm。

計算中分別選取了直徑為 10、15、20、25、30、35、40和45μm的機油粒子進行對比分析。

1.3 分離效率的評價

在評價油氣分離器分離效率標準時，根據發動機臺架試驗對分離器分離能力的要求，即每小時引入進氣歧管中的氣體中最大含機油量不超過1g，以此標準為基礎，按10g/h的速率將機油粒子引入穩態流場中，倘若分離器達到設計要求，分離器每小時至少分離出9g機油，此時分離效率為90%。

機油粒子直徑越小越不容易被分離出來，因此可以依據分離器必須達到的分離效率(90%以上)來界定一個最小粒子直徑，用以判斷不同結構的分離能力。

2 計算模型

2.1 幾何模型

在模型處理過程中為了避免進出口因計算導致的回流現象發生，將進出口適當延長。

方案一分離器總長為370mm，方案二總長為280mm，方案一第一道擋板相對高度比方案二要低，方案一第二道擋板與第三道擋板之間距離相比方案二要大，詳見圖2和圖3。

油氣分離器位于缸蓋罩內，由沖壓鋼板加工而成，因此在設計時結構不能過于復雜，須考慮加工工藝，否則很難實現。油氣分離器的原理為油氣混合物在迷宮內經過多次變向流動，通過液滴的慣性力作用進行分離，分離出的氣體通過PVC閥流出，油滴則通過分離器底板的漏油孔流出。

2.2 計算網格

計算網格采用AVL-FAME劃分，邊界層的厚度考慮y+的要求，兩層邊界層，流速較大的區域網格適當加密，95%的網格為六面體網格，網格數量為20萬個，詳見圖4和圖5。

基于有限體積法對計算域進行離散化，計算中動量方程采用MINMOD Relaxed差分格式，質量守恒方程和湍流方程采用Central Differencing差分格式，能量方程采用迎風格式。

壓力和速度的耦合采用SIMPLE算法，湍流方程為k-ε模型，標準k-ε模型只適用于湍流充分發展的高雷諾數湍流流動，對于低雷諾數的近壁區域，文中采用了標準壁面函數來求解近壁區域內的流動。

穩態計算入口邊界采用質量流量，氣體溫度為60℃，密度為 1.06kg/m3，流量分別為 20、30 和40L/min，出口靜壓邊界。

3 氣相流場結果

3.1 方案一氣相流場

氣相流場作為拉格朗日粒子追蹤計算的載體，計算較為重要，圖6和圖7分別為不同流量下油氣分離器的速度矢量分布計算結果，由圖可見:隨著流量的增加，分離器內流速增大，第一道擋板與進氣管之間的距離相對較大，不利于粒子的分離，粒子會很容易地通過縫隙，第二擋板與第三擋板之間的距離較大，不利于粒子在此處由于慣性作用而碰壁分離。

3.2 方案二氣相流場

針對方案一存在的問題，方案二將第一道擋板與進氣管之間的距離縮小，同時第二擋板與第三擋板之間的距離減小，其目的為增加粒子撞壁機率。計算結果如圖8和圖9所示，由圖可見，粒子碰壁機率明顯增加。

4 液相流場結果

液相流場的計算是以氣相流場計算為基礎，將不同直徑的粒子引入氣相流場中，進行粒子狀態統計計算。

4.1 分離效率統計

分別將直徑為 10、15、20、25、30、35、40 和 45μm的機油粒子引入兩種方案的分離器穩態流場中，待粒子在流場中運動穩定后(保持量曲線斜率等于零，詳見圖10)，然后計算不同直徑機油粒子的分離效率，計算公式為

計算得到不同粒子直徑不同流量下兩種方案的分離效率曲線如圖11和圖12所示。

由圖可見:在同一粒子直徑下，隨著流量的增加，分離效率提高(流速增大，碰壁機率增加)。同時得出，方案一達到分離效率90%以上時所對應的粒子直徑為40μm，而方案二達到分離效率90%以上所對應的粒子直徑為30μm，由此可見方案二在分離直徑為30～40μm之間的粒子時具有優勢。

但從計算結果可看出，直徑在1～30μm區間的粒子則不能被分離出來，因此當采用方案二結構時，必須增加外置分離器進行更小直徑油粒的分離。

圖13為不同流量下兩種方案的壓力損失，由圖可見:方案二壓力損失略大于方案一，但兩種方案壓力損失均小于50Pa，滿足分離器對壓損的設計要求。壓力損失還要結合進氣歧管的真空度和PCV閥的開啟壓力綜合考慮。

4.2 粒子的運動軌跡

粒子的運動軌跡能夠直觀地反應出粒子的運動狀態，為了查找方案二中起主要作用的位置，選取直徑30μm的粒子在相同流量下不同方案中的運動軌跡進行觀察，結果發現方案二粒子的逃逸量明顯小于方案一，起主要作用的位置在第一道擋板處，如圖14所示。

4.3 試驗驗證

為了驗證計算的準確性，在發動機臺架試驗中將U型瓶的一端連接油氣分離器出口，另一端連接至進氣歧管，然后分別對 3 000、4 000、5 000、5 300和5 600r/min 5個工況點進行油量分析，在發動機運行20min后對U型瓶內的機油進行測量，得到的結果與計算分析有相同的趨勢。圖15為試驗得到的兩種方案發動機轉速與機油量的關系對比。

5 結論

(1)分離效率方面，方案一能夠分離出40μm以上直徑的粒子，方案二則能分離出30μm以上直徑的粒子，因此方案二優于方案一。

(2)隨著流量的增加，兩種方案都呈現出在相同粒子直徑下分離效率升高的趨勢。

(3)壓力損失方面，隨著流量的增加，壓力損失呈二次方增長，方案二壓力損失略大于方案一。

(4)在兩種分離器結構中，第一道隔板間隙的縮小對分離效率起到主要作用。

(5)由于內置分離器達不到理想的分離效果，必須增加外置分離器，用以分離更小的油粒。

(6)隨著油氣溫度的升高，氣體密度降低，氣體流量降低，分離效率降低，因此高負荷運行時更需要外置分離器進行油氣分離。

(7)穩態與瞬態相結合的計算方法，如歐拉-拉格朗日算法對粒子進行軌跡追蹤，無疑是油氣分離器分離效率計算中一種方便快捷的計算方法。

［1］Dipl.-Ing.Jürgen Willand，et al.Limits on Downsizing in Spark Ignition Engines Due to Pre-ignition［J］.MTZ，2009，70.

［2］Zaccardi Jean-Marc，et al.Development of Specific Tools for Analysis and Quantification of Pre-ignition in a Boosted SI Engine［C］.SAE Paper 2009－01－1795.

［3］Dahnz Christoph，et al.Investigations on Pre-Ignition in Highly Supercharged SI Engines［C］.SAE Paper 2010－01－0355.

［4］王福軍.計算流體動力學分析［M］.北京:清華大學出版社，2004.