可變滾流GDI發(fā)動機缸內(nèi)氣體流動特性模擬研究

王利民 張憲會 王天友 劉大明

(1－廣西玉柴機器股份有限公司 廣西玉林 537005 2－天津大學(xué)內(nèi)燃機燃燒學(xué)國家重點實驗室)

引言

直噴式(DI)汽油機，尤其是渦輪增壓的小型強化直噴汽油機具有高效率以及超低排放水平［1，2］，成為目前汽油機發(fā)展的主流方向。然而，由于小型強化，發(fā)動機的最大噴油量(全負荷工況)和最小噴油量(怠速工況)相差懸殊，因此不同工況下缸內(nèi)油氣混合的要求存在明顯差異，需要組織強度可變的大尺度氣流渦旋來滿足不同工況下的油氣混合需要［3］。

光學(xué)診斷如PIV技術(shù)是研究內(nèi)燃機缸內(nèi)氣流運動的重要手段，但由于光學(xué)測試手段目前仍面臨實驗條件的控制及操作復(fù)雜等困難［4］，數(shù)值模擬作為實驗方法的重要補充近年來被廣泛應(yīng)用于內(nèi)燃機設(shè)計［5］。本文對一臺可變滾流比直噴汽油機冷態(tài)流動進行PIV測量分析和數(shù)值模擬，研究在不同進氣翻板狀態(tài)下缸內(nèi)流場演化規(guī)律。分析結(jié)果可以為可變滾流比直噴汽油機噴霧及燃燒系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計提供參考依據(jù)。

1 數(shù)值模擬模型建立及PIV系統(tǒng)

本研究基于某單缸機搭建了通用的光學(xué)發(fā)動機實驗平臺，配裝了某直噴發(fā)動機缸蓋，其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，并安裝有可變滾流翻板裝置(如圖1所示)，當(dāng)翻板關(guān)閉時，削弱了從氣門下側(cè)進入缸內(nèi)的氣流，氣流從氣門上側(cè)流入，有利于滾流的形成。

表1 光學(xué)發(fā)動機主要參數(shù)

圖1 可變滾流比裝置示意圖

1．1 計算模型及邊界條件

數(shù)值模擬的幾何模型依據(jù)光學(xué)發(fā)動機結(jié)構(gòu)參數(shù)建立，如圖2所示。模擬計算采用專業(yè)的內(nèi)燃機CFD數(shù)值模擬軟件CONVERGE，其不同于傳統(tǒng)流體力學(xué)軟件之處在于它的計算動網(wǎng)格是在計算過程中自動生成，并且能夠根據(jù)發(fā)動機工作過程的特點控制網(wǎng)格，可在空間局部區(qū)域進行網(wǎng)格加密，在保證計算精度的同時提高計算效率。動網(wǎng)格的生成與控制在計算過程中自動完成，活塞位于下止點時，計算網(wǎng)格數(shù)目約為10萬個，網(wǎng)格尺寸約為2mm。

計算中未涉及燃油噴霧以及燃燒，模擬時邊界條件為光學(xué)發(fā)動機的實際實驗條件，壁面溫度以及進排氣口溫度設(shè)為298K。進氣壓力邊界條件設(shè)置為標準大氣壓101．3kPa，出口壓力設(shè)置為固定值96．3kPa。

圖2 計算網(wǎng)格

1．2 計算工況

為了研究不同滾流比下缸內(nèi)滾流運動發(fā)展歷程，分別模擬計算了翻板處于關(guān)閉和開啟兩種狀態(tài)，即高滾流比和低滾流比工況下的缸內(nèi)瞬態(tài)流動，圖3為不同工況的計算網(wǎng)格。計算轉(zhuǎn)速包括800 r/min和1500r/min，其中800 r/min用以進行PIV試驗驗證模型和計算結(jié)果的準確性，見表2。

表2 計算工況

圖3 不同工況網(wǎng)格模型

本文中主要分析滾流平面，圖4中列出了兩個經(jīng)典截面，截面1過氣缸中心平面，截面2過進排氣門中間平面。

圖4 測量平面示意圖

1．3 PIV 系統(tǒng)

為了驗證模擬數(shù)據(jù)的可靠性和準確性，本文在光學(xué)發(fā)動機上采用PIV測速系統(tǒng)對缸內(nèi)氣流運動進行了實驗測量。

PIV測速系統(tǒng)由激光器、CCD相機、圖像處理系統(tǒng)Davis7．2、示蹤粒子添加裝置組成。激光器為 SOLO 120雙諧振式Nd:YAG激光器，激光波長為532nm，相機選用SONY ICX085CCD相機，分辨率為1280x1024像素，鏡頭采用Nikon AF 50mm f/1．8鏡頭。根據(jù)流場速度大小兩幅圖像時間間隔范圍為20μs～30μs，圖像處理查詢區(qū)為64pixel查詢區(qū)為兩幅圖像，查詢區(qū)重疊率為50%。示蹤粒子選用癸二酸二異辛酯(Disoctyle sebacate)。

2 計算結(jié)果分析

2．1 模擬結(jié)果驗證

圖5表示發(fā)動機在轉(zhuǎn)速為800r/min(800－低滾流比工況)進氣壓縮行程，數(shù)值模擬結(jié)果(右圖)與實驗結(jié)果(左圖)的對比，在圖中取氣缸軸線對稱平面作為比較截面。由于光學(xué)發(fā)動機和PIV拍攝視窗的限制，對模擬計算結(jié)果取中間方框內(nèi)流場區(qū)域與拍攝結(jié)果進行對比。由圖可以看出進氣行程中期(60°CA ATDC)和壓縮中期(180°CA ATDC)模擬流場與實驗結(jié)果相比無論從氣體流動趨勢還是氣體流速大小都具有較好的一致性。

圖5 模擬結(jié)果驗證

2．2 可變滾流裝置對滾流演變規(guī)律的影響

在800r/min低滾流比工況下，缸內(nèi)流動情況如圖6所示。

圖6 低滾流比缸內(nèi)氣流速度場隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化(氣門下平面)

進氣初期氣流經(jīng)進氣門的上方沿排氣門側(cè)氣缸壁向下運動，同時還有一股氣流經(jīng)進氣門下方直接流入氣缸，氣門處流速最大達到55m/s。如圖6b所示兩股射流從氣門喉口和閥座處脫離形成漩渦，經(jīng)氣缸壁向下移動，并在缸內(nèi)相撞，形成旋轉(zhuǎn)方向相反的雙渦氣流運動形式，排氣門側(cè)渦心較高，此時進氣門下渦旋占主導(dǎo)。隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增加，氣門升程增加，兩股射流減弱，氣門處流速減小到20m/s左右;同時進氣門側(cè)氣流變?nèi)酰艢忾T側(cè)渦旋尺度變大。活塞下行到下止點時，氣門升程減小，進氣量減少，圖6d中缸內(nèi)已基本形成了單一滾流結(jié)構(gòu)，渦心位于氣缸軸線附近接近活塞位置，缸內(nèi)平均流速下降到9m/s。在壓縮過程中，在活塞和氣缸壁的作用下滾流結(jié)構(gòu)更加規(guī)則，渦心也十分明顯地位于排氣門側(cè)。

在800r/min高滾流比工況下，缸內(nèi)流動情況如圖7所示。

圖7 高滾流比缸內(nèi)氣流速度場隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化(氣門下平面)

當(dāng)翻板開啟以后，缸內(nèi)流動形式發(fā)生了改變。如圖7a所示，由于翻板阻擋，進氣射流僅有進氣門上方一股，進氣翻板關(guān)閉導(dǎo)致進氣流通截面積減少，在進氣門上側(cè)產(chǎn)生強度更高的進氣射流，流速達到160m/s。盡管進氣門下側(cè)喉口沒有進氣，但缸內(nèi)也形成了類似于上述的雙渦結(jié)構(gòu)，但不同的是排氣門側(cè)渦旋占主導(dǎo)。隨著活塞下行，進氣門側(cè)渦旋消失，進氣門上方射流流速仍較高，射流沿氣缸壁向下運動撞擊到活塞上反彈在氣缸內(nèi)產(chǎn)生大尺度逆時針滾流。在180°CA ATDC缸內(nèi)滾流結(jié)構(gòu)已經(jīng)穩(wěn)定，旋轉(zhuǎn)中心大致位于缸內(nèi)幾何中心。在270°CA ATDC缸內(nèi)始終保持穩(wěn)定的滾流結(jié)構(gòu)直至壓縮末期滾流破碎。

上文從流場結(jié)構(gòu)上定性分析了翻板位置對進氣及缸內(nèi)流場的影響。為定量研究缸內(nèi)流場演變規(guī)律引入滾流比參數(shù)。本文滾流比計算采用以下公式:

其中:m(θ)i為第 i個網(wǎng)格單元的質(zhì)量，ri(θ)為第i個網(wǎng)格單元到旋轉(zhuǎn)軸線的距離，vi(θ)為第i個網(wǎng)格單元的速度。圖8表示1500r/min不同翻板位置缸內(nèi)滾流比隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況。

圖8 不同工況下滾流比隨曲軸轉(zhuǎn)角變化

圖9 不同工況缸內(nèi)氣流速度場(290°CA ATDC氣缸中心平面)

可以看到，滾流翻板的打開可以明顯增強缸內(nèi)滾流運動強度。低滾流工況下，進氣過程中0－60°CA ATDC，由于進氣初期氣門下側(cè)沿氣缸壁直接進入氣缸的氣流較強，平面內(nèi)以順時針氣流為主，在30°CAATDC時出現(xiàn)負值。但隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增加，氣門升程加大，進氣門上側(cè)沿燃燒室頂面進入氣缸的氣流強度明顯增強，缸內(nèi)流場逐漸以逆時針轉(zhuǎn)動為主，滾流比變?yōu)檎登抑饾u增大(如流場圖6a、圖7a所示)。當(dāng)達到最大氣門升程時，滾流比出現(xiàn)第一峰值，低滾流比工況達到1左右，而高滾流比工況可以達到5左右。而在進氣過程的后期，由于氣門升程變小，進氣流速降低，缸內(nèi)的滾流強度開始下降，在230°CA ATDC附近下降到谷值，尤其是高氣門升程下降明顯，達到4左右。在壓縮過程中，由于活塞的上行使得缸內(nèi)容積迅速減小，缸內(nèi)形成的大渦旋轉(zhuǎn)半徑變小，由角動量守恒可知其旋轉(zhuǎn)速度增大如圖9所示，在290°CA ATDC缸內(nèi)滾流比出現(xiàn)二次峰值，低、高滾流比工況分別達到0．8和5。之后的壓縮過程，由于滾流結(jié)構(gòu)的破碎渦旋結(jié)構(gòu)十分模糊(如圖6f、7f)，滾流比呈現(xiàn)下降趨勢。可以看到，滾流翻板的開啟可以大幅提升滾流比，滾流比達到同一轉(zhuǎn)角時刻翻板關(guān)閉狀態(tài)時的4～6倍，且峰谷滾流比的變化幅度也明顯增大。

圖10為湍動能隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化趨勢。由圖中曲線走勢可以看出，氣門開啟后缸內(nèi)湍流迅速上升，低滾流比工況在70°CA ATDC左右達到最大值，而高滾流比工況則在140°CA ATDC左右達到最大。隨后湍動能值快速下降，并在壓縮后期滾流破碎，湍動能稍有上升，在330°CA ATDC又形成一峰值。該變化趨勢與Li Y、Liu S［6］測試結(jié)果以及劉［7］模擬結(jié)果一致。

圖10 不同工況下湍動能隨曲軸轉(zhuǎn)角變化

對比兩個工況可知，翻版開啟顯著提高了進氣初期的湍動能，湍動能第一峰值高滾流比工況約為低滾流比工況的4倍，圖11為120°CA ATDC的流場圖和湍動能圖。

圖11 缸內(nèi)流場及湍動能分布圖(中心平面120°CA ATDC)

由圖11可以看出，120°CA ATDC時缸內(nèi)形成了單一大尺度滾流。但相比而言高滾流比工況的滾流渦心明顯，流場結(jié)構(gòu)規(guī)則，這也促使缸內(nèi)湍流從大渦中獲取的能量較高，因此湍動能較高，最大達到400m2/s2，為低滾流比工況的7倍左右，這有利于油滴從油束上剝落并破碎，促進油氣混合［8］。但隨后迅速下降，而且衰減速度相比低滾流比工況較快，圖12a為330°CA ATDC的湍動能圖，在壓縮后期第二峰值時僅比低滾流比工況高2倍。

圖12 不同工況下氣缸中心平面湍動能分布圖

這是由于壓縮后期高滾流比工況的滾流比相比進氣初期下降較多，同時流速較高，與活塞和氣缸壁之間的碰撞以及氣流之間的黏性摩擦耗能較大。因此湍流的黏性耗散大于由大尺度渦傳遞而來的能量，從而湍流減弱導(dǎo)致壓縮后期湍動能未能顯著升高。在360°CA ATDC時，高滾流比工況的湍動能最大為45，而且由圖12b可以看出與低滾流比工況相比高滾流比工況更加均勻，更有利于火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊奶岣撸瑥亩纳迫紵岣邿嵝剩?］。

3 結(jié)論

1)通過進氣歧管中翻板和擋板的組合能有效改變流動結(jié)構(gòu);在進氣沖程時，翻板打開后氣流由進氣門上方和下方進入缸內(nèi)，并形成反向旋轉(zhuǎn)的雙渦結(jié)構(gòu);翻板關(guān)閉后，氣流主要從進氣門上方流入缸內(nèi)，提前形成逆時針旋轉(zhuǎn)的大尺度單一滾流運動，滾流強度大幅提升。

2)在進氣階段時，高滾流比工況缸內(nèi)流速較高，尤其是氣門閥座處在氣門升程最大時刻流速達到160m/s，單一大尺度滾流形成較早，在90°CA ATDC渦心已十分明顯處于氣缸中心靠近活塞位置。

3)高滾流比可以產(chǎn)生較強的湍流，其第一峰值是低滾流比工況的4倍，壓縮末期是后者的2倍，而且分布更加均勻。

4)高滾流比工況在壓縮階段湍流的黏性耗散較大，滾流比和湍動能衰減明顯。

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