藍志寶， 秦際宏， 楊曉, 葉年業(yè), 穆建華, 梁源飛

(上汽通用五菱汽車股份有限公司, 廣西 柳州 545007)

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進氣道對增壓汽油機流動特性及性能的影響

藍志寶， 秦際宏， 楊曉, 葉年業(yè), 穆建華, 梁源飛

(上汽通用五菱汽車股份有限公司, 廣西 柳州 545007)

基于某款增壓發(fā)動機，通過CFD軟件對不同進氣道的進氣組織及燃燒過程進行模擬計算，并分析了氣道對發(fā)動機著火特性和燃燒參數(shù)的影響。研究結(jié)果表明：減小氣道拐角半徑R或進氣門直徑，均可提高發(fā)動機滾流比和湍流強度；火花塞處較低的湍動能強度不利于火焰中心的形成；湍動能較強區(qū)域位于燃燒室中間區(qū)域更有利于點火之后火焰向四周迅速傳播，優(yōu)化了發(fā)動機的燃燒過程。

汽油機； 進氣道； 燃燒過程； 流動分布

設(shè)計合理的進氣道可組織良好的缸內(nèi)氣流運動，可改善發(fā)動機的燃燒過程，進而改善發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟性和排放性。充氣效率和氣流組織對氣道的結(jié)構(gòu)設(shè)計比較敏感，對于汽油而言，一般通過組織滾流運動來改善缸內(nèi)的油氣混合及燃燒速率，因受幾何結(jié)構(gòu)的限制，充氣效率與滾流強度二者呈現(xiàn)此消彼長的關(guān)系；而汽油機使用增壓技術(shù)后，充氣效率得到了較大的提高，因此通過合理設(shè)計進氣道來增強進氣過程中形成的宏觀滾流運動，并在壓縮沖程中轉(zhuǎn)化為微觀湍流運動，成為優(yōu)化發(fā)動機燃燒過程的一條途徑[1]。

國內(nèi)外學(xué)者開展了大量關(guān)于進氣道對發(fā)動機缸內(nèi)流場、燃燒及性能的影響研究[2-5]。Z.Mahmood等人[6]討論了進氣角度、氣缸停缸、氣道節(jié)流和廢氣再循環(huán)對缸內(nèi)流場的影響規(guī)律。Y.L.Qi等人[7]利用CFD軟件模擬研究了進氣道結(jié)構(gòu)對氣道滾流比及缸內(nèi)流場的影響，并分析了滾流對進氣道噴射汽油機燃油霧化的影響。Isshiki等人[8]通過改變進氣口的幾何形狀，對發(fā)動機進氣組織進行研究，發(fā)現(xiàn)氣道形狀對容積效率、旋流運動的發(fā)展有很大的影響。焦運景等人[9]基于CFD軟件開展氣道形狀對天然氣發(fā)動機缸內(nèi)氣體流動與燃燒過程影響的研究，結(jié)果表明：點火穩(wěn)定性受湍流動能和氣體流速影響，適當(dāng)增大湍流動能可以提高火焰?zhèn)鞑ニ俣龋^大的湍流動能會使火花塞點火能量耗散量過大，對火核發(fā)展不利。

綜上所述，進氣道的形狀直接影響到發(fā)動機缸內(nèi)混合氣的流動、燃燒及性能。本研究以某三缸增壓進氣道噴射汽油機為研究對象，利用AVL FIRE軟件對比分析不同進氣道對增壓發(fā)動機缸內(nèi)氣體流動、燃燒過程的影響，為增壓汽油機進氣道的設(shè)計提供了理論和實踐依據(jù)。

1 氣道設(shè)計方案

常見的氣道改進方法是對氣道的3個參數(shù)——A，R，H(見圖1)進行小改動以改變發(fā)動機的充量系數(shù)和滾流比[10]。

圖1 氣道設(shè)計變量

增壓發(fā)動機需要較高的滾流比，本研究針對性地提出了3種進氣道方案：氣道1減小了氣道拐角半徑R，R由10.5 mm減少為3.8 mm，使更多氣流由靠近氣缸中心側(cè)氣門進入缸內(nèi)，提高氣道的滾流比。氣道2進氣門內(nèi)徑由23.5 mm縮小為21.6 mm，提高氣體進入氣缸的速度，以提高氣道的滾流比；此外該氣道還擴大了噴油避讓槽，稍微調(diào)整了氣道角度A(2°)，將氣道設(shè)計成漸縮的噴嘴形狀。氣道3的進氣門內(nèi)徑由23.5 mm縮小為21.6 mm，減小氣道拐角半徑R為5 mm，同時將整個氣道縮小，氣道入口由1 026 mm2縮小為650 mm2。原機氣道及3種優(yōu)化進氣道形狀見圖2。

圖2 氣道幾何模型

2 三維瞬態(tài)數(shù)值模擬計算

2.1 模型建立

本次瞬態(tài)模擬的研究對象為上述3種進氣道改進方案。瞬態(tài)模擬所選定轉(zhuǎn)速為3 000 r/min，點火時刻為700°曲軸轉(zhuǎn)角。由于研究的主要目的是探究進氣道形狀對缸內(nèi)燃燒過程的影響，因此本次模擬從200°曲軸轉(zhuǎn)角開始至860°曲軸轉(zhuǎn)角結(jié)束，360°曲軸轉(zhuǎn)角為進氣上止點，260°曲軸轉(zhuǎn)角為噴霧起始時刻(為了使噴霧時刻的進氣道環(huán)境穩(wěn)定，所以從200°曲軸轉(zhuǎn)角開始模擬)。

2.2 邊界條件的設(shè)定及數(shù)值模型的選擇

通過BOOST軟件進行計算，得到瞬態(tài)模擬計算所需要的邊界參數(shù)并導(dǎo)入到FIRE中，如進口質(zhì)量流量、出口靜壓力及進氣道、排氣道以及缸內(nèi)的初始條件，其他壁面條件見表1。湍流模型采用四方程模型k-ζ-f，壁面處理選擇混合壁面處理方程。在燃燒模塊中選用擬序火焰模型和單點火花點火模型。

表1 模型壁面溫度邊界條件

2.3 模型驗證

為了驗證所選模型的準(zhǔn)確性，對發(fā)動機在3 000 r/min全負(fù)荷工況下進行試驗和模擬結(jié)果對比。圖3示出該汽油機驗證工況下缸壓的試驗值和模擬值對比結(jié)果。從圖中可見，模擬結(jié)果和試驗測試結(jié)果較為吻合，僅在點火時刻模擬計算的缸內(nèi)壓力上升較快，壓力峰值比試驗結(jié)果高0.15 MPa。但誤差保持在5%以內(nèi)，可認(rèn)為模擬結(jié)果與試驗結(jié)果具有較好的一致性，所選模型和計算方法合理。

圖3 缸壓試驗值和模擬值對比

3 結(jié)果分析

3.1 進氣道的流場分析

圖4示出不同氣道流場分布對比。從圖4可見，大部分氣體進入氣缸后沿排氣側(cè)壁面向下運動，即區(qū)域3負(fù)的軸向運動；因為進氣門下方的壓力相對較小，所以氣體又沿進氣門側(cè)的缸壁向上運動，即區(qū)域4正的軸向運動，因此形成了繞氣缸軸線垂線的滾流運動，滾流運動的強度主要由區(qū)域3負(fù)的軸向運動和區(qū)域4正的軸向運動決定。經(jīng)典的高滾流運動氣道的缸內(nèi)氣體軸向流動分布見圖5。通過對比可見，3種氣道均為高滾流氣道。此外,對比區(qū)域1和區(qū)域2可見,3種優(yōu)化方案的流動分離現(xiàn)象都比原機氣道明顯,區(qū)域1截流使更多氣體由區(qū)域2進入氣缸,進而加強滾流運動；然而3種優(yōu)化方案為了增強滾流而進行的更改，如減小氣道拐角半徑、減小氣門內(nèi)徑等都增加了氣道的壓力損失，流量系數(shù)將減小。

圖4 氣道流場分布

圖5 滾流氣道軸向速度分布

3.2 點火時刻缸內(nèi)湍動能分布

發(fā)動機火焰中心的形成和火焰?zhèn)鞑ゾ艿礁變?nèi)湍流運動的方向及強度的影響。圖6示出轉(zhuǎn)速3 000 r/min下點火時刻不同進氣道的缸內(nèi)湍動能強度和分布。由圖可見，氣道1和氣道2均比原機氣道的湍動能大，其中氣道2對應(yīng)的湍動能較大，其最大湍動能位置在火花塞下方，處于燃燒室中心位置。而氣道1的湍動能強度僅次于氣道2，但其分布稍微偏向于進氣側(cè)。氣道3湍動能最小，最大值僅有35 m2/s2?？梢姡^大的R值和較小進氣門直徑均可有效提高發(fā)動機湍動能。而造成氣道3湍動能較小的主要原因是縮小進氣道截面積，導(dǎo)致較少空氣量進入發(fā)動機，進而影響缸內(nèi)的湍動能強度。

圖6 燃燒室湍動能分布

3.3 進氣道對點火的影響

通過對比3個氣道在點火后5°的OH來分析進氣道對發(fā)動機著火的影響(見圖7)。原機氣道和氣道2對應(yīng)的OH分布較為相似，此時OH量均比氣道1和氣道3多，可認(rèn)為已經(jīng)形成火焰中心，并開始向周邊傳播，但偏離火花塞中心位置較為明顯。氣道1和氣道3所對應(yīng)缸內(nèi)OH量較少，但出現(xiàn)位置不同，氣道1OH集中在火花塞上方，而氣道3OH分布在火花塞中心位置。由氣道對點火的影響分析結(jié)果可知，提高火花塞位置的氣體流動有助于提高發(fā)動機的著火特性，但過強的氣流會導(dǎo)致著火不穩(wěn)定，甚至出現(xiàn)失火現(xiàn)象[11]。

3.4 進氣道對燃燒溫度的影響

缸內(nèi)的氣體流動不僅對著火特性有影響，而且也會改變發(fā)動機燃燒過程。在3 000 r/min轉(zhuǎn)速下，分析3組進氣道對缸內(nèi)燃燒過程的影響，如圖8所示?；钊\動到壓縮上止點后10°時，從原機的缸內(nèi)溫度分布可推斷缸內(nèi)已形成火焰中心，并以火花塞為中心，火焰向四周開始傳播。氣道2對應(yīng)的燃燒室已燃燒溫度較原機高，從溫度分布來看，火焰已遍布整個燃燒室，燃燒速率高于原機。從氣道1對應(yīng)的燃燒室溫度分布可見，排氣道側(cè)存在未燃燒區(qū)域。氣道3火焰發(fā)展較慢，在上止點后10°，缸內(nèi)的最高燃燒溫度僅為2 120 K，高溫區(qū)主要集中在火花塞附近。從模擬計算可以看出，在氣道組織進氣過程中，提高缸內(nèi)湍流強度有利于提高發(fā)動機的燃燒速率，而湍流強度的分布也影響到火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

圖8 燃燒室燃燒溫度分布

3.5 進氣道對燃燒壓力的影響

圖9示出3 000 r/min下各氣道的缸內(nèi)燃燒壓力和放熱率曲線對比。如圖所示，氣道1和氣道2的燃燒壓力曲線和放熱率曲線相似，均比原機燃燒壓力高，同時缸內(nèi)壓力峰值對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角比原機的小，有利于提高發(fā)動機熱效率。對比優(yōu)化氣道方案可見，氣道2對應(yīng)的最高燃燒壓力較氣道1高，并且最高燃燒壓力對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角較氣道1小。氣道3的最高燃燒壓力較低，僅為4.7 MPa，最大放熱率僅是氣道2的50%。燃燒壓力較低的主要原因包括兩個方面：第一，缸內(nèi)燃燒速率較低，導(dǎo)致缸內(nèi)的燃燒壓力降低；第二，大部分燃料在活塞下行過程中進行燃燒，燃燒容積變大，缸內(nèi)的溫度和燃燒壓力均降低。

圖9 不同氣道的燃燒壓力和放熱率

4 結(jié)論

a) 進氣道幾何結(jié)構(gòu)對缸內(nèi)氣流運動影響較大，減小氣道拐角半徑R和氣門內(nèi)徑，將氣道設(shè)計成漸縮的噴嘴形狀，可以實現(xiàn)高滾流比的進氣組織；

b) 進氣門直徑由23.5 mm縮小為21.6 mm，缸內(nèi)湍動能提高較為明顯，有利于點火之后火焰的迅速傳播，從而改善燃燒過程；

c) 對比分析各氣道的湍動能強度和分布可知，火花塞處較低的湍動能不利于火焰中心的形成，湍動能較強區(qū)域位于燃燒室中間區(qū)域更有利于點火之后火焰向四周迅速傳播。

[1] Geilen F, vom Stein T, Engendahl B, et al. Highly Selective Decarbonylation of 5-(Hydroxymethyl) furfural in the Presence of Compressed Carbon Dioxide[J]. Angewandte Chemie International Edition,2011,50(30):6831-6834.

[2] Hoong T Toh, Rong F Huang, Kuan H Lin, et al. Computational Study on the Effect of Inlet Port Configuration on In-Cylinder Flow of a Motored Four-Valve Internal Combustion Engine[J].Journal of Energy Engineering,2011，137(4)：198-206.

[3] Bailly C B O, Floch A, Sainsaulieu L. Simulation of the Intake and Compression Strokes of a Motored 4-Valve SI Engine with a Finite Element Code[J]. Oil & Gas Science and Technology-Revue D Ifp Energies Nouvelles,1999，54(2)：161-168.

[4] 王志明，張強. 四氣門天然氣發(fā)動機缸內(nèi)瞬態(tài)流場數(shù)值模擬[J].內(nèi)燃機工程,2006，27(1)：29-33.

[5] 段亮，杜愛民,田永祥.四氣門汽油機進氣道流動特性的CFD分析[J].同濟大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2009，37(2)：249-252.

[6] Mahmood Z, Chen A, Yianneskis M, et al. Steady Flow Through Dual-Intake Engine Ports[J]. International Journal for Numerical Methods in Fluids,1996,23:1085-1109.

[7] Qi Y L, Dong L C, Liu H, et al. Optimization of Intake Port Design for SI Engine[J]. International Journal of Automotive Technology,2012,13(6):861-872.

[8] Isshiki Y, Shimamoto Y Y, Wakisaka T. Proc., Int. Symp. on Diagnostics and Modeling of Combustion in Reciprocating Engines[J].Japan Society of Mechanical Engineers,1985，9：4-6.

[9] 焦運景，司鵬鹍，楊志勇，等.氣道形狀對天然氣發(fā)動機缸內(nèi)氣流運動與燃燒過程影響的研究[J].內(nèi)燃機工程，2013，34(3)：26-31.

[10] Dresser Waukesha. Design of experiments reduces time to market[R/OL]. [2015-04-18].http：//www.powermag.com/.

[11] 周龍保.內(nèi)燃機學(xué)[M].北京：機械工業(yè)出版社,2005.

[編輯： 潘麗麗]

Influence of Intake Port on Air Flow Characteristics and Performance of Turbocharged Gasoline Engine

LAN Zhibao, QIN Jihong, YANG Xiao, YE Nianye, MU Jianhua, LIANG Yuanfei

(SAIC-GM-Wuling Automobile Company Limited, Liuzhou 545007, China)

The intake structures and combustion processes of different intake ports were simulated with CFD software and the influences of intake ports on ignition characteristics and combustion parameters were analyzed based on a turbocharged engine. The results show that reducing port corner radius R and intake valve diameter can improve the engine tumble ratio and turbulence intensity. The lower turbulence intensity in the position of spark plug is not good for the formation of flame center. The strong turbulent kinetic energy in the centre of combustion chamber facilitates flame propagation after ignition, which optimizes the engine combustion process.

gasoline engine； intake port； combustion process； flow distribution

2015-05-25；

2015-11-04

藍志寶(1971—)，男，首席工程師，主要研究方向發(fā)動機產(chǎn)品開發(fā)；yuanfei.liang@sgmw.com.cn。

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.01.016

TK418.9

B

1001-2222(2016)01-0083-05