李書森（泛亞汽車技術(shù)中心有限公司，上海201201）

基于CFD的某缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室優(yōu)化研究

李書森
（泛亞汽車技術(shù)中心有限公司，上海201201）

運(yùn)用CFD的分析方法，對(duì)某缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)燃油噴射過(guò)程與缸內(nèi)可燃混合氣的流動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，研究了不同燃燒室設(shè)計(jì)方案對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)過(guò)程的影響。結(jié)合滾流、旋流、缸內(nèi)當(dāng)量比分布等8項(xiàng)評(píng)價(jià)指標(biāo)，對(duì)不同設(shè)計(jì)方案的優(yōu)化效果進(jìn)行了對(duì)比，并引入優(yōu)化率對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行總體評(píng)價(jià)。結(jié)果表明，優(yōu)化設(shè)計(jì)方案在高轉(zhuǎn)速工況和低轉(zhuǎn)速工況下的優(yōu)化率分別達(dá)到了28.7%和38.4%，發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)混合氣的形成過(guò)程得到了明顯的改善。

缸內(nèi)直噴燃燒室設(shè)計(jì)優(yōu)化

1 前言

隨著排放及油耗法規(guī)的日益嚴(yán)苛，采用更高壓縮比和汽油缸內(nèi)直噴技術(shù)的發(fā)動(dòng)機(jī)受到了越來(lái)越多的關(guān)注[1～2]。在新一代的發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒系統(tǒng)開發(fā)過(guò)程中，需要考慮燃燒室及進(jìn)排氣系統(tǒng)的設(shè)計(jì)，噴油器的選型和布置，氣門正時(shí)及噴油相位等因素[3]。在此過(guò)程中，通過(guò)合理的、流程化的CAE分析過(guò)程，可以大幅縮短燃燒系統(tǒng)的開發(fā)周期。本文以一款高壓縮比的直噴汽油機(jī)為對(duì)象，通過(guò)CFD模擬計(jì)算，研究了不同燃燒室設(shè)計(jì)對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)、噴霧過(guò)程以及混合氣形成的影響。提出了基于滾流、旋流、缸內(nèi)當(dāng)量比分布等8項(xiàng)指標(biāo)的燃燒室設(shè)計(jì)評(píng)價(jià)體系，并以此對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了分析，獲取了最優(yōu)的燃燒室設(shè)計(jì)方案。

2 缸內(nèi)過(guò)程計(jì)算模型

整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)計(jì)算過(guò)程從排氣時(shí)刻開始，包括排氣、掃氣、進(jìn)氣、壓縮四個(gè)階段。計(jì)算區(qū)域的模型如圖1所示，計(jì)算工況見表1。其中為了增強(qiáng)計(jì)算的收斂性，分別將進(jìn)氣入口和排氣出口延長(zhǎng)了30mm。根據(jù)實(shí)際進(jìn)排氣門升程曲線和活塞運(yùn)動(dòng)規(guī)律，根據(jù)三維初始設(shè)計(jì)模型構(gòu)建了整個(gè)計(jì)算過(guò)程的動(dòng)網(wǎng)格，最大網(wǎng)格數(shù)量控制在120萬(wàn)左右。計(jì)算過(guò)程中，進(jìn)氣道入口設(shè)置流量和溫度邊界，排氣道出口設(shè)置溫度和壓力邊界，其他壁面采用溫度邊界，所有的邊界條件都由一維計(jì)算得到。本文計(jì)算了全負(fù)荷下1 500 r/min和4 400 r/min兩種工況，其中高轉(zhuǎn)速工況對(duì)混合氣進(jìn)行了加濃處理。

圖1 計(jì)算區(qū)域模型

表1 缸內(nèi)流動(dòng)計(jì)算工況

為研究不同燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)缸內(nèi)氣體流動(dòng)形成過(guò)程的影響，本文選取4種燃燒室設(shè)計(jì)方案，對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算。其中原機(jī)燃燒室方案壓縮比為12.5，方案1～方案3為改進(jìn)優(yōu)化方案，壓縮比都為12，各設(shè)計(jì)方案調(diào)整的主要設(shè)計(jì)參數(shù)如圖2和表2所示。

圖2 燃燒室主要設(shè)計(jì)參數(shù)

3 噴霧模型及標(biāo)定

噴霧對(duì)缸內(nèi)混合氣的形成以及燃燒過(guò)程都有著巨大的影響，因此在計(jì)算缸內(nèi)過(guò)程之前，首先要對(duì)噴霧模型進(jìn)行標(biāo)定。本文計(jì)算所用6孔噴油器每個(gè)噴孔油束的噴霧錐角為14°，噴孔位置分布及噴油落點(diǎn)分布均呈三角形。

噴霧標(biāo)定過(guò)程中，蒸發(fā)模型選擇Dukowicz模型，破碎模型選擇Wave模型。模型標(biāo)定時(shí)，噴射燃油種類為正庚烷，燃料噴射壓力及環(huán)境壓力分別為1MPa和100 kPa。模型標(biāo)定結(jié)果如圖3和圖4所示。

表2 燃燒室改進(jìn)方案參數(shù)

圖3 噴霧貫穿距離的模擬值與實(shí)測(cè)值對(duì)比

圖4 不同時(shí)刻噴霧形狀對(duì)比

通過(guò)調(diào)整各子模型的參數(shù)，得到的噴霧貫穿距離模擬值和實(shí)測(cè)值的對(duì)比見圖3，可見二者結(jié)果較為接近。圖4為各時(shí)刻CFD計(jì)算噴霧形狀與試驗(yàn)測(cè)試噴霧現(xiàn)狀的對(duì)比，從油束分布、粒子貫穿距離等角度的對(duì)比可以看出，計(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)值的吻合度較高。因此本文所用模型對(duì)于噴嘴參數(shù)的設(shè)置能夠體現(xiàn)噴嘴真實(shí)的噴霧特性，進(jìn)而保證了后續(xù)缸內(nèi)噴霧模擬計(jì)算的精度。

4 計(jì)算結(jié)果及分析

根據(jù)AVL對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)過(guò)程的評(píng)價(jià)體系，本文對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了分析，通過(guò)缸內(nèi)滾流（Tumble）、缸內(nèi)旋流（Swirl）、湍動(dòng)能、火花塞附近流速以及缸內(nèi)燃料濃度分布等幾項(xiàng)指標(biāo)對(duì)不同的燃燒室設(shè)計(jì)進(jìn)行了對(duì)比及分析。

缸內(nèi)滾流影響進(jìn)氣及壓縮過(guò)程中的油氣混合，同時(shí)也決定了缸內(nèi)湍動(dòng)能進(jìn)而影響點(diǎn)火過(guò)程，因此滾流是評(píng)價(jià)燃燒室設(shè)計(jì)的重要指標(biāo)之一。圖5為4種燃燒室方案分別在高速和低速工況下的缸內(nèi)滾流的計(jì)算結(jié)果對(duì)比。由于進(jìn)氣門關(guān)閉后，缸內(nèi)滾流可以較好地保持，故通常將進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻的滾流大小作為主要參考量，并且其值越大就越有益于缸內(nèi)氣體的混合。如圖5所示，在1 500 r/min時(shí)，4種燃燒室在進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻的滾流大小分別為1.04、 1.29、1.21和1.22；在4 400 r/min時(shí)，滾流大小分別為1.32、1.55、1.64和1.30。這說(shuō)明，原機(jī)采用高壓縮比設(shè)計(jì)所得到的滾流較小，3種優(yōu)化方案的滾流在低速工況下較為接近，在高速工況下，方案2的滾流最大。

圖6為缸內(nèi)旋流計(jì)算結(jié)果的對(duì)比。由于缸內(nèi)旋流對(duì)火焰向各方向的傳播造成影響，因此通常將點(diǎn)火時(shí)刻的缸內(nèi)渦流作為最主要的參考指標(biāo)。此外，過(guò)大的旋流引起局部火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)慢，進(jìn)而有可能增加發(fā)動(dòng)機(jī)的爆震傾向，因此進(jìn)行燃燒室設(shè)計(jì)時(shí)通常以降低缸內(nèi)旋流為目標(biāo)。由圖中可見，在1 500 r/min工況下，4種燃燒室在點(diǎn)火時(shí)刻的旋流分別為0.362、0.273、0.306和0.059；在4 400 r/min時(shí)，旋流分別為0.546、0.496、0.608和0.393。方案3的缸內(nèi)旋流最小，尤其是在低轉(zhuǎn)速工況下與其他3種設(shè)計(jì)相比，旋流降低了約80%。

圖5 滾流計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖6 旋流計(jì)算結(jié)果對(duì)比

湍動(dòng)能的大小直接決定了火花塞放電后混合氣起燃的難易程度，同時(shí)湍動(dòng)能越大也越有利于火核的擴(kuò)散與發(fā)展，進(jìn)而改善燃燒效率，因此燃燒室優(yōu)化設(shè)計(jì)的目標(biāo)是獲取盡可能大的湍動(dòng)能。由于不同工況下缸內(nèi)湍動(dòng)能差異較大，本文將湍動(dòng)能的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了無(wú)量綱化處理，用u′/Cm表征缸內(nèi)的湍流尺度

圖7為缸內(nèi)湍動(dòng)能計(jì)算結(jié)果的對(duì)比。從圖中結(jié)果可以看出，原機(jī)方案的湍動(dòng)能較小，3種優(yōu)化設(shè)計(jì)在不同程度上都改善了湍動(dòng)能。在1 500 r/min工況下，3種燃燒室在點(diǎn)火時(shí)刻的u′/Cm的計(jì)算結(jié)果分別為0.382、0.394、0.406和0.416，在4 400 r/min工況下分別為0.552、0.577、0.585和0.586。從對(duì)比結(jié)果可以看出，方案3的的湍動(dòng)能相對(duì)較大。

圖7湍動(dòng)能計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖8 為點(diǎn)火時(shí)刻湍動(dòng)能分布的計(jì)算結(jié)果對(duì)比。從圖中可以看出，原機(jī)和方案1的點(diǎn)火時(shí)刻湍動(dòng)能中心偏向進(jìn)氣側(cè)，而方案2和方案3的湍動(dòng)能中心在火花塞附近。

圖8點(diǎn)火時(shí)刻湍動(dòng)能分布計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖9 為火花塞附近流速計(jì)算結(jié)果的對(duì)比。火花塞附近的速度場(chǎng)會(huì)影響火核剛形成時(shí)的拉伸強(qiáng)度，進(jìn)而對(duì)火焰發(fā)展及傳播產(chǎn)生較大影響?；鸹ㄈ恢锰庍^(guò)大的流速會(huì)導(dǎo)致火焰向各方向傳播的速度有差異，因此設(shè)計(jì)目標(biāo)是降低該位置點(diǎn)火時(shí)刻的流動(dòng)速度。由圖中結(jié)果可知，1 500 r/min工況下，4種燃燒室方案的計(jì)算結(jié)果分別為2.25、2.48、2.39和1.32 m/s；在4 400 r/min時(shí)，計(jì)算結(jié)果分別為12.32、13.80、17.88和5.31m/s。低轉(zhuǎn)速下火花塞位置的流速較小，對(duì)燃燒過(guò)程影響不大。高轉(zhuǎn)速時(shí)，原機(jī)的流速達(dá)到了12.32m/s，方案3的流速僅為5.31m/s，比原機(jī)降低了60%以上，因此采用該方案可以獲得較好的燃燒穩(wěn)定性。而方案1和方案2的計(jì)算結(jié)果卻都大于原機(jī)，在一定程度上會(huì)使燃燒效果變差。

缸內(nèi)當(dāng)量比分布是評(píng)價(jià)缸內(nèi)混合氣均勻性的指標(biāo)，當(dāng)量比分布越集中在目標(biāo)當(dāng)量比附近，則說(shuō)明缸內(nèi)燃油與空氣的混合越均勻。圖10為點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)當(dāng)量比分布的對(duì)比曲線圖。由圖中可見，在低轉(zhuǎn)速工況下，缸內(nèi)當(dāng)量比分布都集中在1附近；在高轉(zhuǎn)速工況下，當(dāng)量比分布范圍較大，且離目標(biāo)當(dāng)量比（1.2）較遠(yuǎn)的分布情況也較多。造成這一現(xiàn)象的原因主要是，低速時(shí)燃油有更多的時(shí)間可以在缸內(nèi)進(jìn)行霧化與蒸發(fā)，而高速時(shí)霧化蒸發(fā)的時(shí)間較短，因此會(huì)存在燃油蒸發(fā)不完全、混合氣局部過(guò)濃或過(guò)稀的現(xiàn)象。對(duì)比不同設(shè)計(jì)方案可以發(fā)現(xiàn)，在1 500 r/min時(shí)，方案1惡化了缸內(nèi)混合氣的均勻性，但方案2和方案3都改善了均勻性；在4 400 r/min工況下，只有方案3的計(jì)算結(jié)果較為理想，其他3種設(shè)計(jì)得到的缸內(nèi)均勻性都比較差。

圖9 火花塞位置的流速對(duì)比

圖10 缸內(nèi)當(dāng)量比分布對(duì)比

火花點(diǎn)火位置過(guò)濃或者過(guò)稀的混合氣都會(huì)造成起燃的困難，因此燃燒室設(shè)計(jì)時(shí)需要將該位置的混合氣濃度控制在合理的范圍內(nèi)。圖11為火花塞附近混合氣當(dāng)量比的變化情況。在低轉(zhuǎn)速時(shí)，由于并沒有進(jìn)行加濃控制，因此點(diǎn)火時(shí)刻火花塞周圍的混合氣濃度在0.9～1.2的范圍內(nèi)。但在高轉(zhuǎn)速時(shí)，由于對(duì)混合氣進(jìn)行了加濃，并且缸內(nèi)油滴也沒有足夠的時(shí)間進(jìn)行霧化和蒸發(fā)，因此很容易造成點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近混合氣過(guò)濃的現(xiàn)象。如圖11所示，在4400 r/min工況下，4種燃燒室方案混合氣濃度的計(jì)算結(jié)果分別為1.52、1.54、1.37和1.41。與原始設(shè)計(jì)相比，方案2和方案3在一定程度上都改善了火花塞位置濃度的這一指標(biāo)。

5 優(yōu)化結(jié)果評(píng)價(jià)

本文將計(jì)算結(jié)果進(jìn)行處理后，通過(guò)滾流、旋流等8項(xiàng)指標(biāo)對(duì)不同設(shè)計(jì)的缸內(nèi)流動(dòng)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行評(píng)價(jià)，具體評(píng)價(jià)結(jié)果如表3和表4所示。其中，火花塞位置的流速及當(dāng)量比計(jì)算結(jié)果為對(duì)以火核為中心，半徑為5mm的球形區(qū)域內(nèi)的數(shù)據(jù)求平均值所得到的；湍動(dòng)能中心偏移率A及缸內(nèi)當(dāng)量比分布均勻性B分別由公式（2）和公式（3）計(jì)算得到。

其中，Vn為第n個(gè)網(wǎng)格單元的體積，EQUn為第n個(gè)網(wǎng)格單元內(nèi)的當(dāng)量比，為缸內(nèi)當(dāng)量比的平均值。

此外，還引入了優(yōu)化率Fsum這一參數(shù)，用于對(duì)優(yōu)化方案的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行總體評(píng)價(jià)[4]。

圖11 火花塞位置的當(dāng)量比對(duì)比

表3 1 500 r/m in缸內(nèi)計(jì)算結(jié)果評(píng)價(jià)

表4 4 400 r/m in缸內(nèi)計(jì)算結(jié)果評(píng)價(jià)

其中，α為評(píng)價(jià)參數(shù)的權(quán)重因子，f為評(píng)價(jià)參數(shù)，下標(biāo)i表示第i項(xiàng)評(píng)價(jià)指標(biāo)，下標(biāo)base表示原設(shè)計(jì)，下標(biāo)j表示第j種優(yōu)化設(shè)計(jì)。

統(tǒng)計(jì)優(yōu)化率時(shí)，由于在低轉(zhuǎn)速工況下點(diǎn)火推遲較多，因此認(rèn)為上止點(diǎn)前的湍動(dòng)能強(qiáng)度對(duì)燃燒的影響較??；在高轉(zhuǎn)速工況下，由于缸內(nèi)整體流速較快，故也認(rèn)為點(diǎn)火時(shí)刻的旋流為非主要評(píng)價(jià)參數(shù)。

如表中結(jié)果所示，3種優(yōu)化方案在不同程度上都提高了發(fā)動(dòng)機(jī)的綜合性能。與原機(jī)方案相比，方案1在提升缸內(nèi)滾流和改善混合氣均勻性方面有一定效果，但各方面性能與原機(jī)方案都較為接近。方案2的優(yōu)勢(shì)在于增大了滾流，同時(shí)使湍動(dòng)能中心更接近點(diǎn)火位置，但卻惡化了缸內(nèi)混合氣分布的均勻性，這說(shuō)明方案2噴油過(guò)程與氣體流動(dòng)的匹配做得不夠好。方案3的總體性能較好，雖然滾流的提升并不明顯，但旋流得到了明顯的改善，同時(shí)湍動(dòng)能強(qiáng)度得到了提高，并且湍流中心位置離點(diǎn)火位置也更近，此外缸內(nèi)混合氣均勻性比其他3種方案都更好。盡管如此，從上表的結(jié)果可以看出，在4 400 r/min時(shí)，缸內(nèi)當(dāng)量比分布的均勻性較差，因此需要在后續(xù)開發(fā)中對(duì)此進(jìn)行改進(jìn)，如通過(guò)優(yōu)化噴油嘴布置、優(yōu)化噴油相位及提高油軌壓力等方式改善油束的霧化和蒸發(fā)效果，從而提高缸內(nèi)混合氣的均勻性。

綜上所述，在3個(gè)優(yōu)化設(shè)計(jì)方案中，方案3的改進(jìn)效果最顯著，在低轉(zhuǎn)速和高轉(zhuǎn)速工況下，其優(yōu)化率分別達(dá)到了38.4%和28.7%。

6 結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)對(duì)某高壓縮比直噴發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)流動(dòng)及噴霧過(guò)程的三維CFD分析，獲取了不同燃燒室設(shè)計(jì)對(duì)缸內(nèi)混合氣形成過(guò)程的影響規(guī)律。通過(guò)對(duì)計(jì)算結(jié)果的分析和評(píng)價(jià)，選取了最優(yōu)的燃燒室設(shè)計(jì)方案，與原始設(shè)計(jì)相比，優(yōu)化設(shè)計(jì)在低轉(zhuǎn)速和高轉(zhuǎn)速工況下的優(yōu)化率分別達(dá)到了38.4%和28.7%，優(yōu)化效果十分明顯。通過(guò)合理的、流程化的CAE分析過(guò)程，降低燃燒系統(tǒng)的開發(fā)周期與開發(fā)成本。

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Chamber StructureOptimization foraGDIEngine Based on CFDMethods

LiShusen
（Pan Asia Technical Automotive Center Co.,Ltd.,Shanghai201201)

CFDmodels for in-cylinder flow and spray processes of a GDIenginewere established in AVLFIRE.Numericalstudieswere carried outand the in-cylinder processesofdifferentchamber structure designs were analyzed.Calculation results of different design were then evaluated through eight aspects including tumble,swirl,in-cylinder equivalence ratio fraction and et al.Finally,optimization rate was introduced to summarize the effectof the optimization designs.Evaluation results showed thatoptimization rate of final design reached as high as 28.7%and 38.4%for high speed and low speed engine conditions, which indicated that this type of design performed best in improving the in-cylinder mixture formation process.

direct injection,design of chamber,optim ization

10.3969/j.issn.1671-0614.2017.03.003

來(lái)稿日期：2017-04-15

李書森（1974），男，碩士，主要研究方向?yàn)橛?jì)算機(jī)輔助工程，整車集成。