基于缸內過程模擬的發動機優化設計

張應兵，姚煒

(安徽江淮汽車股份有限公司技術中心，安徽合肥 230022)

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基于缸內過程模擬的發動機優化設計

張應兵，姚煒

(安徽江淮汽車股份有限公司技術中心，安徽合肥 230022)

針對某GDI發動機的多種設計方案，利用CFD手段模擬了缸內的流動、噴霧、點火燃燒等過程，對流動和燃燒情況進行評估，給出了設計方案的優化選擇建議。

GDI發動機；缸內過程模擬；優化設計

0 引言

汽油直接噴射(GDI)技術是汽油機發展的主流方向之一，相對于傳統的氣道噴射發動機，它更加環保和高效。但缸內直接噴射也要求更加匹配的缸內氣體流動和燃燒過程，對發動機的設計工作提出了更高的要求。

在文中提及的GDI汽油機設計過程中，工程師提出了4個燃燒室設計方案，如何選定最優的方案成為困擾項目組的難題。最終作者利用缸內過程的CFD模擬直觀了解氣體流動、噴霧和點火燃燒的過程，評價各設計方案的特點，從而達到最優化設計的效果。

1 設計方案介紹

圖1 氣道方案示意圖

設計工程師提供了如圖1所示的兩種氣道設計方案A和B，其中方案B向氣門桿部的突起更大，希望帶來較大的滾流比。

另外預計的壓縮比變動區間為9.7～10.2，因此對表1所示的4個設計方案進行了建模分析。

表1 設計方案列表

2 CAE建模

2.1 三維模型與網格

為了建立網格模型，作者準備了完整的燃燒室表面文件，包含進排氣道、進排氣門燃燒室頭部、火花塞、缸套和活塞頭部等位置。此次分析采用了AVL的CFD軟件FIRE，網格主尺寸為1 mm，火花塞部位進行了適當加密。

圖2和表2分別是此次分析的氣門升程曲線和氣門正時的相關數據。因為網格劃分的需要，此次分析中最小氣門升程被定義為0.2 mm。已有的經驗表明當氣門升程小于0.2 mm時，缸內氣體的流動狀態受氣道影響極小。最終的計算網格是以六面體為主的混合網格，數目在(70～150)萬之間。

圖2 氣門升程曲線圖

表2 氣門正時

2.2 邊界條件和計算設置

為了使分析結果具有可比性，此次模擬進出口均使用了靜壓邊界，且設定排氣道出口為0.36 MPa，溫度為830 ℃；進氣道入口的壓力為0.21 MPa，溫度為40 ℃；循環噴油量均為71.5 mg。

計算中將流動介質設置為可壓縮模式，并選用了k-ε湍流方程以及標準壁面方程。動量的差分格式為MINMOD，湍流、能量和組分的差分格式則選用了一階Upwind，連續性方程選用中心差分格式。

2.3 噴霧及燃燒模型

噴霧和燃燒子模型的選取是缸內燃燒模擬最重要的部分。

此次計算的噴霧模擬中選用了Dukowicz霧化模型以及Wave破碎模型；壁面油膜是模擬的重點關注項，選用了FIRE自帶的Bai Gosman/Expert模型。

燃燒模型則選用了ECFM模型。這是擬序火焰模型的一種，由標準CFM模型和MCFM模型擴展得到，使用兩步化學反應機制，可以用于模擬火花點火發動機的預混燃燒、敲缸和排放物生成。

3 計算結果分析

3.1 排氣流動

圖3顯示了不同曲軸轉角時排氣道的速度場分布，曲軸轉角170°、250°和340°分別對應排氣初始、最大氣門升程和排氣末期3個不同時刻。

可以看到排氣初期由于氣缸和排氣道壓力差較大，排氣流速較大；隨著排氣門打開，壓力差減小，氣道內的流速逐漸降低，并出現明顯的流動分離情況；而在排氣末期，由于喉口面積減小，缸內氣體流出速度逐漸增大，氣道內的流動分離也逐漸減小。

圖3 排氣道流速分布圖

3.2 進氣流動

對于缸內直噴的發動機，進氣滾流是設計開發中需要重點關注的指標，作者通過滾流的旋轉角速度來評價缸內滾流，將其除以曲軸的旋轉角速度以得到一個量綱為一的滾流比。圖4和圖5分別顯示了4個方案整個計算循環中滾流比和ω滾流比的變化曲線。由于每個方案的ω滾流比呈對稱分布，因此圖5的ω滾流比只取了其中一條曲線。

從圖4—5可以看到滾流比受氣道影響較大，優化后的氣道滾流比相對原氣道有了較大的提升，最大的瞬態滾流比從2.6提高到3.4左右；但滾流比曲線的走勢沒有改變，滾流比極值時刻基本相同。壓縮比會對瞬態滾流比造成一定影響，但影響不大。而ω滾流比沒有明顯的變化規律，顯然它受氣道和壓縮比共同影響。

需要注意的是CFD模擬得到的滾流數值不能直接與穩態試驗臺的數值進行比較。

圖4 瞬態滾流比曲線圖

圖5 瞬態ω滾流比曲線圖

3.3 進氣量

除了滾流比外，汽油機的進氣量也是作者考慮的重點，圖6顯示了不同方案氣缸內物質質量隨曲軸轉角的變化趨勢。由于此次分析中不同方案的噴油量相同，因此該曲線可以看作進氣量的變化曲線。

圖6 缸內質量變化曲線圖

可以非常明顯地看到：氣道對進氣量的影響很大，氣道A的進氣量明顯大于氣道B；而壓縮比也會對進氣量造成一定的影響，增大壓縮比后缸內滾流增大，使得氣體回流減少，因此缸內質量會略有增加。

3.4 點火預測

汽油機點火與火花塞能量和點火時刻的局部流動密切相關。為了保證點火，火花塞必須具有一定的氣流速度和湍動能。圖7和圖8分別顯示了不同設計方案點火時刻火花塞附近的速度和湍動能分布，可以明顯看到方案一和方案三相似，而方案二和方案四相似，這說明氣道對流速和湍動能的影響要大于壓縮比。方案三的流速略大于方案一，說明增大壓縮比能夠在一定程度上增大火花塞附件的氣流速度。

增大湍動能有利于點火，因此相對方案一、三，方案二、四會更加容易著火。

圖7 點火時刻流速分布圖

圖8 點火時刻湍動能分布圖

3.5 缸內壓力和溫度

缸內的壓力和溫度是兩個非常重要和直觀的參數，它們直接影響了發動機的動力性、經濟型和可靠性，圖9和圖10分別顯示了4個設計方案的缸內壓力和溫度。

圖9 缸內壓力變化曲線圖

圖10 缸內溫度變化曲線圖

增大壓縮比后缸內的壓力和溫度反而大幅降低，與作者的開發經驗并不相符。為了深入研究大壓縮比時缸內壓力降低的原因，額外考察了缸內的氣體燃料質量和循環放熱率，如圖11和12所示。

圖11 缸內氣體燃料質量變化曲線圖

圖12 燃燒放熱率變化曲線圖

針對圖12的積分顯示，4個設計方案燃燒過程的放熱量是基本相同的，這說明各方案消耗的燃料量相同。圖11中顯示壓縮沖程中方案三、四的氣體燃料質量明顯大于方案一、二，考慮到氣缸內的燃料總質量相同，因此認為增大壓縮比時噴霧的碰壁現象得到了明顯改善。

氣體燃料較少使得空燃比降低，稀燃的現象更加明顯，稀燃是有利于燃燒火焰傳播的，因此方案一、二的燃燒放熱率更大，氣缸內的壓力和溫度明顯提高。

碰壁的液體燃料由于燃燒時的高溫得到了較快的蒸發，在做功行程的末期已經完全燃燒，故4個方案的總放熱量相同。

3.6 NO排放預測

NO是汽油機的重要污染物，因此此次計算采用了Zeldovich模型對NO生成進行了評估，圖13顯示了各方案的NO質量曲線。

圖13 NO質量變化曲線圖

N2含量和溫度是NO生成時最重要的影響因素，由于各設計方案中空氣的含量基本相同，即N2質量基本相同，因此此次計算中溫度成為最重要的影響因子。由于方案一、二的缸內溫度明顯大于方案三、四，其生成的NO也明顯增多。

200 K的溫差帶來了近10倍的NO質量差異，說明NO生成效率對2 000～3 000 K之間的溫度非常敏感，因此降低缸內溫度將是減小NO裸機排放的重要手段。

4 總結

綜上所述：就此次分析的4個方案來看，增大壓縮比能顯著降低NO排放，而大滾流比的氣道則更有利于發動點火，因此設計工程師選定方案四作為最終方案，而方案二則被列為備選。

目前已經根據此例中的設計方案四完成了樣機組建，初步的試驗表明它能夠滿足各項設計指標。

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Optimization of Engine Design Based on In-cylinder Process Simulation

ZHANG Yingbing，YAO Wei

(Research & Development Center,Anhui Jianghuai Automobile Co.,Ltd.,Hefei Anhui 230022,China)

To choose the best one from several design schemes, CFD method was used to simulate the flow, injection, combustion process of a GDI engine that was in development. Evaluations about in-cylinder tumble and combustion were done, some advises were given for port design, injector chosen and timing optimization.

GDI engine; In-cylinder process simulation; Optimization design

2016-07-13

張應兵(1979—)，男，工程師，研究方向為發動機產品的設計開發。E-mail:13349110312@qq.com。

10.19466/j.cnki.1674-1986.2016.10.009

U464

A

1674-1986(2016)10-041-04