汽油機可變滾流進氣系統瞬態模擬研究

張曉彬，張振東，尹叢勃

（上海理工大學 機械工程學院，上海 200093）

為了滿足各轉速下發動機對氣體運動和流通系數的不同要求，提出了可變滾流進氣系統。不同轉速下發動機對缸內滾流運動和流通系數的側重點有所區別：低速運行時要求較高的滾流比，而高速運行時則需要較大的流通系數［1］?？勺儩L流進氣系統不但可在高速工況下具有較高的流通性能，而且可以確保發動機在低速運行過程中缸內具有較強的滾流運動，兩者兼顧從而保證發動機的排放特性和燃油經濟性［2-3］。對進氣道及缸內流場的研究，特別是對帶有可變滾流進氣系統的發動機缸內流場的分析，為進氣系統的優化設計提供了理論基礎［4］。國外對發動機可變技術的研究開始得較早。FEV 公司Adomeit 等將一臺小排量（364 cm3）單缸四氣門直噴發動機改進為可視發動機，利用高速粒子圖像測速（PIV）測量方法研究了多種不同進氣道設計對缸內氣流運動的影響［5］。韓國現代汽車公司Kim 等［6］利用STAR-CD 軟件模擬了噴霧引導直噴汽油機的缸內混合氣形成以及燃燒過程，分析了進氣滾流閥對缸內燃空當量比分層效果的影響。威斯康星大學Heim 等［7］利用PIV 測量方法對一臺帶有可變渦流閥的兩氣門汽油機的缸內氣流運動過程進行了研究。我國對可變進氣技術研究起步較晚。天津大學劉伍權等［8］研究了可變滾流結構的稀薄燃燒特性。張喜崗等［9］、李衛等［10］在一臺具有可變滾流進氣系統的GD（汽油直噴式）光學發動機臺架上，利用PIV 技術對其缸內噴霧速度場和宏觀形態進行瞬態測量，分析了高、低滾流比對噴霧過程的影響。雖然我國對可變進氣技術的研究取得了一些成果，但目前還沒有形成自主知識產權，因此掌握直噴汽油機可變進氣系統的設計方法至關重要。

本文以裝有可變滾流進氣系統的直噴汽油機為研究對象，利用AVL-FIRE 軟件對缸內氣體流動特性進行了數值仿真。選取高、低轉速全負荷工況進行瞬態模擬。根據模擬結果歸納分析進氣滾流運動與滾流調節閥工作狀態的變化規律。

1 可變滾流進氣系統瞬態數值模擬

利用動網格技術對可變滾流進氣系統進行瞬態模擬，即以發動機實際工作狀態為基礎，模擬各種曲軸轉角狀態下的缸內流場。

1.1 動網格劃分及邊界條件設置

利用AVL-FIRE 軟件中的FEP（frame engine plus）工具劃分動網格。由于在瞬態計算過程中進氣門與活塞頭一直在進行不定常運動，因此被視為進氣道和氣缸計算區域內的障礙物。本文采用動態耦合技術處理障礙物。利用動態耦合法處理氣門和活塞，整個計算過程要盡量減少變形量，以使網格保持合理的形狀，保證計算準確度。另外，為避免計算發散，還要對一些關鍵的部位（例如氣門座等位置）進行相應的加密細化。圖1為可變滾流閥關閉狀態下發動機在進氣沖程上止點后140°CA 的動網格模型。

瞬態模擬需要設置的邊界條件有出入口邊界條件、速度邊界條件和壁面邊界條件三種。出入口邊界條件需根據不同的流體性質選擇設置物理量以滿足計算要求量，一般包括速度邊界、壓力邊界、質量流量邊界等［11-12］。本文分別選擇低轉速（2 000 r·min-1）和高轉速（5 500 r·min-1）全負荷工況進行瞬態仿真，具體的邊界條件設置根據一維發動機工作循環模擬軟件AVL- BOOST 計算得到［13-14］。計算邊界條件如表1 所示。定義進氣上止點為360°CA，壓縮上止點為720°CA。設置進氣門在360°CA 開啟，至550°CA 關閉。直噴發動機進氣門升程曲線如圖2 所示，計算從進氣上止點360°CA 開始，至860°CA（壓縮上止點后140°CA）結束。

圖 1 可變滾流進氣系統的動網格Fig. 1 Dynamic mesh of the variable tumble intakesystem

表 1 計算邊界條件Tab. 1 Boundary conditions

2 缸內進氣滾流的評價方法

在汽油機缸內，根據氣體流動的旋轉方向不同分為“渦流”和“滾流”。氣缸軸線和滾流旋轉對稱軸垂直，渦流旋轉方向環繞氣缸軸線。本文主要利用數值模擬方法研究進氣流滾流運動，所以取滾流比作為評價指標。滾流角速度定義為［15］

圖 2 直噴發動機進氣門升程曲線Fig. 2 Intake valve lift curve of the direct injection engine

式中：（x0，y0）為氣缸軸線的坐標；mi為各網格質量；（ui，vi，wi）為每一個體網格單元的速度標量；（xi，yi，zi）為有關體網格單元坐標；n為區域內體網格的計算數目。

為了更便利地表示不同轉速條件下滾流角速度，將滾流角速度、發動機角速度兩者之比定義為滾流比［16-17］，即

式中：n為發動機角速度；NTx為滾流比，旋轉軸線為x軸。

3 模擬計算結果分析

3.1 可變滾流對進氣流動的影響

為研究可變滾流進氣系統對發動機缸內氣流運動過程的影響，選取低轉速（2 000 r·min-1）和高轉速（5 500 r·min-1）全負荷工況，分別計算滾流閥開啟和關閉時不同工作狀態下的缸內流場特點，結果如圖3、4 所示。

低轉速（2 000 r·min-1）、滾流閥關閉時，隨著活塞下行，在540°CA 曲軸轉角時進氣門逐漸關閉，可以清楚看到流場受到一個顯著的滾流結構控制且繞順時針方向旋轉。這時活塞頂部以及缸壁的氣流流速較高，約為40 m·s-1左右。整個滾流結構可以保持到壓縮沖程末期，如圖3（a）。在660°CA 曲軸轉角時缸內順時針滾流運動仍保持完好。當滾流閥開啟時，氣缸內順時針滾流運動尺寸有所增加，但依然沒有出現穩定的大尺度滾流，且存在明顯的碰撞區域，多個方向的小渦團相互碰撞，造成整個氣缸內部氣流運動速度較小，如圖3（b）所示。

圖 3 低轉速（2 000 r·min-1）缸內流場分布Fig. 3 In-cylinder flow field distribution at low speed of 2 000 r·min-1

圖 4 高轉速（5 500 r·min-1）缸內流場分布Fig. 4 In-cylinder flow field distribution at high speed of 5 500 r·min-1

高轉速（5 500 r·min-1）時，進氣道內氣體流速的大小與滾流閥是否開啟關系不大，如圖4 所示。滾流閥開啟時，進氣流通面積較大，進氣道內氣流流速超過60 m·s-1。滾流閥關閉時，缸內流速有小幅提高，進氣滾流漩渦較大且分布不均，大多沿活塞頂部以及缸壁運動。在壓縮沖程后期缸內形成順時針方向旋轉的滾流運動且與滾流閥開啟或關閉無關。

3.1.1 滾流比分析

發動機轉速不同時開啟、關閉滾流閥，此時發動機氣缸中的滾流比隨著曲軸轉角的變化如圖5 所示。從圖中可知，如果轉速相同，滾流閥開啟時的缸內滾流比比滾流閥關閉時的滾流比要小。在低轉速（2 000 r·min-1）時不論滾流閥開啟或關閉，滾流比均在670°CA 時達到最大值，滾流閥關閉時的滾流比是同一時刻滾流閥開啟時的4～6 倍。在高轉速（5 500 r·min-1）時滾流閥開啟時的滾流比在曲軸不同時刻均大于低轉速時的滾流比，這說明提高發動機轉速可以提高滾流閥開啟時的滾流比，而滾流閥關閉時的滾流比卻比低轉速時小，這說明高轉速時滾流比受到限制，滾流比存在極限值。

圖 5 滾流比變化Fig. 5 Changes of tumble ratio

3.1.2 湍動能分析

缸內湍動能的變化規律由進氣道入口空氣流量和活塞運動速度兩個因素共同決定［18］。缸內湍動能變化如圖6 所示。無論轉速如何，滾流閥關閉均可大幅度提高湍流比。觀察圖6 中曲線走勢可知，高轉速（5 500 r·min-1）時湍動能變化規律比低轉速（2 000 r·min-1）時更明顯。在壓縮沖程后期700°CA 時，滾流閥開啟時缸內平均湍動能僅是同時刻滾流閥關閉時的1/3。

圖 6 缸內湍動能變化Fig. 6 Changes of in-cylinder turbulence kinetic energy

3.2 可變滾流對噴霧及油氣混合特性的影響

圖 7 低轉速（2 000 r·min-1）時缸內燃油噴射及混合氣形成過程Fig. 7 In-cylinder fuel injection and mixture formation process at low speed of 2 000 r·min-1

圖7 顯示了低轉速（2 000 r·min-1）時全負荷工況下直噴發動機均質當量比模式燃油噴射過程以及缸內混合氣的分布。在進氣行程噴射初期，缸內湍動能較小而油束能量較大，所以滾流閥的開啟對噴射油束形狀影響較小。在滾流閥關閉時缸內湍動能和滾流比都增大，缸內流場的變化使油束末端的形態也隨之變化。由于滾流作用，油束被卷向進氣側，這不僅可以提高燃油蒸發速度，防止噴霧直接撞擊缸壁與活塞間隙，而且可以使燃油和空氣更加充分地接觸，促進油氣混合。在滾流閥開啟時大部分油束沿直線方向運動，燃油容易進入缸壁與活塞的間隙中，燃油蒸發效果差。在曲軸轉角為540°CA 時，噴油結束，燃油在缸內繼續蒸發混合，滾流閥關閉時新鮮空氣以順時針滾流方向進入氣缸，油氣分布均勻且接觸面積大，切平面上的燃空當量比較大且分布均勻，表面燃油蒸發速度快。而滾流閥開啟時切平面上的大部分區域燃空當量比較小，活塞平面上燃油較多從而開始蒸發，油氣混合不均勻。

圖8 顯示了高轉速（5 500 r·min-1）全負荷工況下燃油噴射過程以及缸內混合氣的分布。滾流閥關閉時燃油大部分向缸壁運動，原因在于缸內滾流速度較大，在500°CA 曲軸轉角時燃油因大部分與左側缸壁接觸造成燃油與缸壁潤滑機油的混合，在540°CA 曲軸轉角時進氣門周圍聚集了部分燃油，容易造成燃油回流到進氣道。滾流閥開啟時，燃油噴霧在缸內分散均勻，缸內燃空當量比分布均勻，沒有不易蒸發的燃油分布較濃區域。

圖9 為高、低轉速時滾流閥開啟和關閉時燃油蒸發質量隨著曲軸轉角的變化。從圖中可以看出，燃油噴射后燃油蒸發比隨著曲軸轉角的增加逐漸提高。在低轉速（2 000 r·min-1）時，滾流閥關閉時燃油蒸發速度較快且燃油在壓縮沖程上止點時基本已全部蒸發，滾流閥開啟時燃油蒸發速度較慢，燃油在壓縮沖程上止點時只蒸發了90%。在高轉速（5 500 r·min-1）時，不論滾流閥是否開啟，燃油在點火時刻704°CA 時已全部蒸發。由此可以說明，在低轉速時關閉滾流閥可以明顯提高燃油蒸發效率。

圖10、11 顯示了在壓縮沖程后期在高、低轉速時滾流閥開啟和關閉對氣缸內燃空當量比分布的影響。圖10、11 中左側圖均為豎直切面，右側圖均為水平切面。圖10 中低轉速、滾流閥關閉時，缸內大部分區域燃空當量比為1，油氣混合均勻。在滾流閥開啟時缸內燃空當量比分布不均勻，存在油氣混合較稀、燃空當量比小于0.5 的區域。圖11 中在高轉速時無論滾流閥是否開啟或關閉，缸內的混合氣均較均勻。滾流閥關閉時，由于高轉速時缸內滾流比和湍動能有助于油氣混合，但滾流閥的關閉也限制了進氣量，缸內進氣較少。滾流閥狀態對每個循環缸內進氣質量的影響如圖12 所示，當燃空當量比為1.5 時混合氣較濃。

圖 8 高轉速（5 500 r·min-1）時缸內燃油噴射及混合氣形成過程Fig. 8 In-cylinder fuel injection and mixture formation process at high speed of 5 500 r·min-1

圖 9 缸內燃油蒸發質量變化Fig. 9 Variation of in-cylinder fuel evaporative mass

通過分析可以得到，滾流閥關閉和開啟對缸內燃油的分布有著較為明顯的影響。通過關閉滾流閥提高滾流強度，可加快缸內燃油霧化速度，有助于在壓縮行程后期點火時刻附近缸內形成濃度均勻的混合氣。高轉速時，關閉滾流閥時進氣道流通能力受到限制，進氣流動損失增加，缸內進氣量比滾流閥開啟時的下降較多。

3.3 可變滾流對缸內燃燒特性的影響

圖13 為低轉速（2 000 r·min-1）時滾流閥開啟和關閉時缸內平均壓力和溫度隨著曲軸轉角的變化。在低轉速時，滾流閥關閉時缸內燃燒平均壓力要大于滾流閥開啟時缸內燃燒平均壓力，滾流閥關閉時的缸內平均溫度明顯高于滾流閥開啟時的缸內平均溫度。因此，在低轉速（2 000 r·min-1）時，通過關閉滾流閥可以明顯提高缸內燃燒壓力。

圖14 為高轉速（5 500 r·min-1）時滾流閥開啟和關閉時缸內平均壓力和溫度隨著曲軸轉角的變化曲線。在高轉速時，滾流閥關閉時缸內燃燒平均壓力最大值明顯低于滾流閥開啟時的缸內壓力最大值。由此可以看出，在高轉速時，關閉滾流閥不利于提高缸內燃燒壓力，缸內進氣量少導致燃燒壓力低。

圖 10 壓縮行程后期缸內燃空當量比分布（2 000 r·min-1）Fig. 10 In-cylinder fuel/air equivalence ratio distribution near the end of compression stroke (2 000 r·min-1)

圖 11 壓縮行程后期缸內燃空當量比分布（5 500 r·min-1）Fig. 11 In-cylinder fuel/air equivalence ratio distribution near the end of compression stroke (5 500 r·min-1)

圖 12 滾流閥狀態對每循環缸內進氣質量的影響Fig. 12 Effect of the state of tumble valve on the intake air mass in each cycle

圖15 為低轉速（2 000 r·min-1）時缸內溫度分布，左側圖為滾流閥關閉時，右側圖為滾流閥開啟時。圖中，滾流閥開啟時缸內缸內火焰傳播速度明顯較滾流閥關閉時慢。當滾流閥關閉時，點火時刻后20°CA 曲軸轉角下缸內火焰延伸至整個平面，中心區域溫度高于2 400 K，而同時刻滾流閥開啟時，整個平面的50%區域溫度在1 000 K 以下。這是由于滾流強度較大的氣流運動加強了燃油蒸發速度，提高了缸內湍流強度，有利于在點火時刻缸內油氣混合均勻，從而獲得較快的燃燒速度。

圖16 為高轉速（5 500 r·min-1）時缸內溫度分布，左側圖為滾流閥關閉時，右側圖為滾流閥開啟時。圖中，滾流閥關閉時缸內混合氣燃燒速度相較滾流閥開啟時變慢，這是由于在高轉速、滾流閥開啟時也可以得到較大的湍動能，如圖6（b）所示，有利于火焰傳播。關閉滾流閥反而限制了進氣流量，缸內空燃比較大，使得燃燒速度變慢。同時，較大的湍動能使得燃燒變得不穩定?？梢钥闯?，關閉滾流閥使燃燒向中心偏移。

圖 13 2 000 r·min-1 不同狀態缸壓和平均溫度曲線Fig. 13 Cylinder pressure and average temperature curves in the different states at 2 000 r·min-1

圖 14 5 500 r·min-1 不同狀態缸壓和平均溫度曲線Fig. 14 Cylinder pressure and average temperature curve in the different states at 5 500 r·min-1

圖 15 2 000 r·min-1 時缸內溫度分布Fig. 15 In-cylinder temperature distribution at 2 000 r·min-1

圖 16 5 500 r·min-1 時缸內溫度分布Fig. 16 In-cylinder temperature distribution at 5 500 r·min-1 (The left side was in the closed state of tumble valve while the right side was in its open state.)

模擬結果顯示，在低轉速（2 000 r·min-1）時，滾流閥關閉對于點火時刻缸內形成均勻混合氣有一定幫助，同時增加了點火時刻的湍動能，與較晚的點火時刻相配合有助于形成快速、穩定的燃燒。在高轉速時，滾流閥關閉使得進氣量減少且滾流比增大，使缸內在點火時刻湍動能過大，不利于火焰快速、穩定的傳播。

4 結 論

選取低轉速（2 000 r·min-1）和高轉速（5 500 r·min-1）全負荷工況，分別從可變滾流對進氣流動、噴霧與油氣混合特性以及缸內燃燒特性的影響等方面分析模擬結果，得出如下結論。

（1）發動機低轉速（2 000 r·min-1）運行時，可變滾流進氣系統可顯著改善發動機缸內流體運動，加強氣體混合。滾流閥關閉使缸內滾流強度明顯提高，是相同時刻滾流閥開啟時的4～6 倍。

（2）滾流閥關閉對缸內燃油的分布以及點火時刻缸內混合氣的形成有著明顯的影響。通過關閉滾流閥，提高滾流強度，可加快缸內燃油霧化速度，有助于在壓縮行程后期點火時刻附近缸內形成濃度均勻的混合氣，同時增加了點火時刻的湍動能，與較晚的點火時刻相配合有助于形成快速、穩定的燃燒。

（3）發動機高轉速（5 500 r·min-1）運行時，滾流閥的關閉限制了進氣道流通能力，缸內進氣量只為滾流閥開啟時的2/3，進氣質量減少使得壓縮沖程后期缸內壓力較小，燃燒壓力低。