王　浩　劉義佳　趙衛(wèi)平　梁燕茹　楊艷軍郄彥麗　劉金勇（1-長城汽車股份有限公司技術(shù)中心　河北 保定　071000　2-河北省汽車工程技術(shù)研究中心）

進氣道滾流比對發(fā)動機性能影響研究

王浩1，2劉義佳1，2趙衛(wèi)平1，2梁燕茹1，2楊艷軍1，2郄彥麗1，2劉金勇1，2
（1-長城汽車股份有限公司技術(shù)中心河北 保定0710002-河北省汽車工程技術(shù)研究中心）

針對某直噴汽油機氣缸蓋進氣道在設(shè)計開發(fā)中的滾流比大小如何確定的問題，通過燃燒計算等模擬手段，從瞬態(tài)滾流比、均勻性、瞬態(tài)湍動能、燃燒發(fā)展及油膜量等方面詳細分析了進氣道滾流比大小對發(fā)動機燃燒的影響，通過對比最終選定了發(fā)動機最佳的進氣道模型。

進氣道 滾流比 瞬態(tài)湍動能 燃燒

引言

對于缸內(nèi)直噴的汽油機來說，點火時刻混合氣分布及氣流運動狀況直接影響混合氣燃燒開始及相繼的火焰?zhèn)鞑ミ^程，從而對發(fā)動機性能產(chǎn)生影響，而進氣的旋轉(zhuǎn)運動對每缸4氣門汽油機的缸內(nèi)充量分布及流動結(jié)構(gòu)起著主要作用［1］。缸內(nèi)滾流對汽油機的性能具有積極的影響，滾流越強，它對汽油機性能的改善越明顯。進氣道結(jié)構(gòu)是決定缸內(nèi)滾流強度的主要因素［2］。進氣道的結(jié)構(gòu)是否合理直接影響進入發(fā)動機缸內(nèi)新鮮空氣的流量大小，缸內(nèi)氣體的運動強弱程度，從而直接影響空氣與燃油的混合及燃燒的完善程度，以及廢氣能力的傳遞效率［3］。內(nèi)燃機缸內(nèi)空氣運動是影響發(fā)動機燃燒過程的主要因素之一，也影響著發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟性、燃燒噪聲和排放［4］。日漸成熟的三維數(shù)值模擬技術(shù)成為深入研究氣道及缸內(nèi)氣體流動特性的有效方法［5］。本文結(jié)合一款直噴直列四缸機進氣道滾流比確定過程，通過數(shù)值模擬方式詳細說明了進氣道滾流比對發(fā)動機性能的影響。

1　進氣道的制作

為選配發(fā)動機所需合適的滾流比，參照標桿機型，分別制作了兩種滾流型進氣道，A進氣道平均滾流比為1.33，流量系數(shù)0.43，B進氣道平均滾流比為1.871，流量系數(shù)為0.392.具體進氣道模型見圖1、圖2所示。

圖1　A進氣道模型

圖2　B進氣道模型

2　工況點選取及模型搭建

2.1計算工況

根據(jù)Cruise模擬整車NEDC運行，選取典型的部分負荷工況點：2 000 r/min、0.2 MPa作為分析計算工況，同時選取2 000 r/min、WOT低速全負荷工況評價缸內(nèi)燃燒組織情況（如表1所示）。

表1　模擬數(shù)據(jù)

2.2計算模型

將燃燒模型的數(shù)模（如圖3所示）經(jīng)Hypermesh處理導(dǎo)入Fire劃分動網(wǎng)格（如圖4所示），全局采用混合型網(wǎng)格，大部分為六面體網(wǎng)格，近壁區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格貼體，最大網(wǎng)格尺度2 mm，進排氣門區(qū)域進行局部細化，以保證網(wǎng)格質(zhì)量，在氣門重疊期，進排氣道網(wǎng)格約為70萬，壓縮上止點去掉進排氣道網(wǎng)格數(shù)量約為20萬。湍流模型采用K-ε模型、噴霧破碎模型采用Huh-Gosman模型，燃燒模型采用ECFM模型。

圖3　燃燒模型數(shù)模

圖4　燃燒模型動網(wǎng)格

2.3邊界條件

邊界條件采用經(jīng)試驗校對的一維Boost模型計算結(jié)果，進口給定質(zhì)量流量和溫度，出口給定質(zhì)量流量，壁面設(shè)置為恒溫，進氣道及進氣門設(shè)置為355K，進氣座圈設(shè)置為375K，排氣道、排氣門、排氣座圈及缸蓋燃燒室設(shè)置為545K，缸套設(shè)置為470K，活塞設(shè)置為610K，初始條件給定進排氣道和缸內(nèi)的壓力、溫度。

3　三維結(jié)果分析

3.1瞬態(tài)滾流比

對于GDI機型瞬態(tài)滾流比的評價意義高于穩(wěn)態(tài)滾流比，瞬態(tài)值反映了在實際運轉(zhuǎn)工況下滾流比強度的進展，對于缸內(nèi)油氣混合尤為重要。

圖5和圖6是進氣至壓縮上止點瞬態(tài)滾流的變化趨勢，可以看到，兩者在470°CA左右進氣滾流比達到最大，但A方案整個進氣過程中滾流比比B方案低，進入壓縮沖程造成滾流衰減成小尺度的渦團，A滾流比數(shù)值衰減較B快，450°CA時滾流值有一個波谷，這是因為此時正好位于噴射期，噴霧與流場相互作用所致。

圖5　2 000 r·min-1/0.2 MPa滾流比

圖6　2 000 r·min-1/WOT滾流比

對比圖7和圖8兩者缸內(nèi)流線不難發(fā)現(xiàn)A方案氣門下側(cè)有較強氣流通過，而B方案氣門上方通氣量較大，最終滾流的尺度也更大一些，這導(dǎo)致了兩者最終滾流比的差異。

圖7　A方案流線

圖8　B方案流線

3.2均勻性

如表2顯示：兩者的均勻性欠佳，都未能達到95%以上，觀察2 000 r·min/0.2 MPa當(dāng)量比切片（如表3所示），可以發(fā)現(xiàn)點火時刻：

表2　點火時刻的均勻性對比　%

表3　2 000 r/min-1、0.2 MPa混合氣分布

A方案：進氣側(cè)停留有濃混合氣。這主要是因為A方案滾流運動較弱，油束落入凹坑之后停留于進氣側(cè)，進氣側(cè)峰值區(qū)當(dāng)量比達到2。

B方案：由于其噴射期內(nèi)排氣側(cè)缸壁的濕壁量較大，造成蒸發(fā)緩慢，最終混合氣被滾流卷到排氣一側(cè)，排氣側(cè)較濃（峰值為1.7）。

3.3瞬態(tài)湍動能

點火時刻湍動能的大小及分布直接影響了火核的發(fā)展，因此它在一定程度上決定了后期燃燒情況。圖9～圖10是進氣至壓縮上止點湍動能的變化趨勢，可以看到A方案與B方案在點火時刻的缸內(nèi)平均湍動能相近。但是觀察湍動能切片（表4所示），可以發(fā)現(xiàn)兩者的分布有很大不同，A方案湍動能峰值區(qū)偏離火花塞中心位置，而B方案火花塞處于湍動能峰值區(qū)內(nèi)，通過分析湍動能的發(fā)展，發(fā)現(xiàn)B方案湍動能集中分布于中心，且湍動能分布呈現(xiàn)不對稱性。

圖9　2 000 r/min-1、0.2 MPa湍動能

圖10　2 000 r/min-1/WOT湍動能

3.4燃燒發(fā)展

缸內(nèi)直噴汽油機由于是缸內(nèi)混合，很容易出現(xiàn)混合氣不均勻問題，火花塞跳火之后火焰前鋒迅速向外傳開，此時火焰前鋒面上的當(dāng)量比分布不均，會導(dǎo)致火焰?zhèn)鞑ニ俣瘸霈F(xiàn)差異，而且過濃區(qū)域很容易發(fā)生燃燒不充分，（圖11所示）為710°CA時火焰前鋒面上的當(dāng)量比分布情況，可以看到前鋒面上的當(dāng)量比分布不均勻，這會導(dǎo)致燃燒放熱不充分，這種情況在缸內(nèi)直噴發(fā)動機上是很常見的，因此，提高缸內(nèi)均勻性有利于GDI發(fā)動機燃燒發(fā)展。

表4　湍動能分布

圖11　火焰前鋒面的當(dāng)量比

3.5油膜量

三維計算可以計算油膜，因此實際噴入的燃油并不一定完全參與燃燒，如圖12、圖13所示為油膜量占總噴油量的比例對照。

圖13　2 000 r/min-1、0.2 MPa B油膜比例

觀察圖表可發(fā)現(xiàn)：

A方案：缸套油膜量較少，峰值為6%左右，活塞油膜量較大，峰值為16%左右；

B方案：缸套油膜量峰值為9%，活塞油膜量峰值約14%

兩者有很大差別，A方案油束整體偏向活塞，因此缸套油膜量較低，而B方案部分油束偏向缸壁造成缸套上油膜比重9%較大，需要明確的是：缸套上出現(xiàn)油膜是最差的情況，模擬出現(xiàn)的油膜會再次蒸發(fā)參與燃燒，而實際發(fā)動機運行時，噴霧碰壁尤其是碰撞到缸壁上，會稀釋潤滑油，很難再次蒸發(fā)燃燒，因此盡量減少缸套油膜量是GDI燃燒系統(tǒng)設(shè)計的一個關(guān)鍵點，圖14～15為A方案與B方案在445°CA的油膜分布，可以明顯看出兩者油膜分布區(qū)域的差異。

圖14　A油膜分布

圖15　B油膜分布

4　結(jié)論

1）GDI機型存在的噴霧濕壁的現(xiàn)象是缸內(nèi)直噴汽油機普遍存在的問題，對比兩種方案可以發(fā)現(xiàn)兩者在油束設(shè)計上明顯的差異性，A方案滾流比較低，有效地降低了油束撞擊缸套的概率，而B方案滾流比較大，因此有相當(dāng)部分的噴霧偏向缸壁。

2）GDI相對于PFI缸內(nèi)混合均勻性不佳，最終導(dǎo)致火焰發(fā)展存在缺陷，放熱過程呈現(xiàn)出先快后慢，持續(xù)期長的特點，最終對經(jīng)濟性造成很大影響，因此GDI均質(zhì)工況合理組織滾流，提高缸內(nèi)均勻性是關(guān)鍵，計算表明：A方案瞬態(tài)滾流較小，缸內(nèi)混合不良，均勻性較低，湍動能不能聚集于火花塞周圍，最終會導(dǎo)致火焰組織不良。

3）GDI發(fā)動機要匹配合適的氣道滾流比，保證GDI發(fā)動機應(yīng)盡量降低濕壁風(fēng)險，尤其是氣缸壁。

4）合適的滾流比能保證點火時刻的湍動能及其分布，保證混合氣的充分混合及燃燒，保證火焰前鋒面當(dāng)量比分布均勻，使燃燒放熱更充分。

1韓文艷，許思傳，周岳康，等.滾流比對缸內(nèi)直噴汽油機混合氣形成及燃燒的影響［J］.內(nèi)燃機學(xué)報，2012，30（6）：499-505

2裴普成，劉書亮，范永健.多氣門汽油機滾流進氣道結(jié)構(gòu)的研究［J］.內(nèi)燃機學(xué)報，1998，16（3）：328-334

3詹樟松，劉斌，武珊，等.四氣門汽油機缸內(nèi)流場的仿真分析與研究［J］.小型內(nèi)燃機與摩托車，2012，41（2）：10-13

4胡春明，鄭振鑫.汽油機缸內(nèi)滾流運動的評價研究［J］.車用發(fā)動機，2009（3）：15-19

5劉偉，張力.4氣門汽油機進氣道及缸內(nèi)氣流運動的三維數(shù)值模擬研究［J］.汽車工程學(xué)報，2012，2（3）：195-201

A Study on Effect of Intake Tumble Ratio to Gasoline Engine Performance

Wang Hao1，2，Liu Yijia1，2，Zhao Weiping1，2，Liang Yanru1，2，
Yang Yanjun1，2，Qie Yanli1，2，Liu Jinyong1，2
1-Technical Center，Great Wall Motor Co.，Ltd.（Baoding，Hebei，071000，China）
2-Hebei Automobile Engineering Technology＆Research Center

This paper aims at the issue that how much tumble ratio is suitable for one direct-injection gasoline engine while designing an intake port of cylinder head.To make sure the ratio precisely，it is necessary to simulate in-cylinder combustion condition.There are some factors related to tumble ratio to have an influence on combustion quality，such as transient tumble ratio，homogeneity，transient turbulence energy，flake propagation，and wall film fuel mass，etc.Finally，a reasonable tumble ratio is determined through simulation tool，and a probable intake port model was designed for gasoline engine.

Intake port，Tumble ratio，Turbulence energy，Combustion

TK411+.24

A

2095-8234（2016）01-0032-05

王浩（1986-），男，大本，主要研究方向為發(fā)動機試驗過程的研究。

2015-09-17）