張曉彬，張振東，尹叢勃

（上海理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，上海 200093）

為了滿足各轉(zhuǎn)速下發(fā)動機(jī)對氣體運動和流通系數(shù)的不同要求，提出了可變滾流進(jìn)氣系統(tǒng)。不同轉(zhuǎn)速下發(fā)動機(jī)對缸內(nèi)滾流運動和流通系數(shù)的側(cè)重點有所區(qū)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(shù)［1］?？勺儩L流進(jìn)氣系統(tǒng)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(fā)動機(jī)在低速運行過程中缸內(nèi)具有較強(qiáng)的滾流運動，兩者兼顧從而保證發(fā)動機(jī)的排放特性和燃油經(jīng)濟(jì)性［2-3］。對進(jìn)氣道及缸內(nèi)流場的研究，特別是對帶有可變滾流進(jìn)氣系統(tǒng)的發(fā)動機(jī)缸內(nèi)流場的分析，為進(jìn)氣系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計提供了理論基礎(chǔ)［4］。國外對發(fā)動機(jī)可變技術(shù)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(fā)動機(jī)改進(jìn)為可視發(fā)動機(jī)，利用高速粒子圖像測速（PIV）測量方法研究了多種不同進(jìn)氣道設(shè)計對缸內(nèi)氣流運動的影響［5］。韓國現(xiàn)代汽車公司Kim 等［6］利用STAR-CD 軟件模擬了噴霧引導(dǎo)直噴汽油機(jī)的缸內(nèi)混合氣形成以及燃燒過程，分析了進(jìn)氣滾流閥對缸內(nèi)燃空當(dāng)量比分層效果的影響。威斯康星大學(xué)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(jī)的缸內(nèi)氣流運動過程進(jìn)行了研究。我國對可變進(jìn)氣技術(shù)研究起步較晚。天津大學(xué)劉伍權(quán)等［8］研究了可變滾流結(jié)構(gòu)的稀薄燃燒特性。張喜崗等［9］、李衛(wèi)等［10］在一臺具有可變滾流進(jìn)氣系統(tǒng)的GD（汽油直噴式）光學(xué)發(fā)動機(jī)臺架上，利用PIV 技術(shù)對其缸內(nèi)噴霧速度場和宏觀形態(tài)進(jìn)行瞬態(tài)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(jìn)氣技術(shù)的研究取得了一些成果，但目前還沒有形成自主知識產(chǎn)權(quán)，因此掌握直噴汽油機(jī)可變進(jìn)氣系統(tǒng)的設(shè)計方法至關(guān)重要。

本文以裝有可變滾流進(jìn)氣系統(tǒng)的直噴汽油機(jī)為研究對象，利用AVL-FIRE 軟件對缸內(nèi)氣體流動特性進(jìn)行了數(shù)值仿真。選取高、低轉(zhuǎn)速全負(fù)荷工況進(jìn)行瞬態(tài)模擬。根據(jù)模擬結(jié)果歸納分析進(jìn)氣滾流運動與滾流調(diào)節(jié)閥工作狀態(tài)的變化規(guī)律。

1 可變滾流進(jìn)氣系統(tǒng)瞬態(tài)數(shù)值模擬

利用動網(wǎng)格技術(shù)對可變滾流進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)行瞬態(tài)模擬，即以發(fā)動機(jī)實際工作狀態(tài)為基礎(chǔ)，模擬各種曲軸轉(zhuǎn)角狀態(tài)下的缸內(nèi)流場。

1.1 動網(wǎng)格劃分及邊界條件設(shè)置

利用AVL-FIRE 軟件中的FEP（frame engine plus）工具劃分動網(wǎng)格。由于在瞬態(tài)計算過程中進(jìn)氣門與活塞頭一直在進(jìn)行不定常運動，因此被視為進(jìn)氣道和氣缸計算區(qū)域內(nèi)的障礙物。本文采用動態(tài)耦合技術(shù)處理障礙物。利用動態(tài)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(wǎng)格保持合理的形狀，保證計算準(zhǔn)確度。另外，為避免計算發(fā)散，還要對一些關(guān)鍵的部位（例如氣門座等位置）進(jìn)行相應(yīng)的加密細(xì)化。圖1為可變滾流閥關(guān)閉狀態(tài)下發(fā)動機(jī)在進(jìn)氣沖程上止點后140°CA 的動網(wǎng)格模型。

瞬態(tài)模擬需要設(shè)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(jù)不同的流體性質(zhì)選擇設(shè)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(zhì)量流量邊界等［11-12］。本文分別選擇低轉(zhuǎn)速（2 000 r·min-1）和高轉(zhuǎn)速（5 500 r·min-1）全負(fù)荷工況進(jìn)行瞬態(tài)仿真，具體的邊界條件設(shè)置根據(jù)一維發(fā)動機(jī)工作循環(huán)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(jìn)氣上止點為360°CA，壓縮上止點為720°CA。設(shè)置進(jìn)氣門在360°CA 開啟，至550°CA 關(guān)閉。直噴發(fā)動機(jī)進(jìn)氣門升程曲線如圖2 所示，計算從進(jìn)氣上止點360°CA 開始，至860°CA（壓縮上止點后140°CA）結(jié)束。

圖 1 可變滾流進(jìn)氣系統(tǒng)的動網(wǎng)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(nèi)進(jìn)氣滾流的評價方法

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

圖 2 直噴發(fā)動機(jī)進(jìn)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(biāo)；mi為各網(wǎng)格質(zhì)量；（ui，vi，wi）為每一個體網(wǎng)格單元的速度標(biāo)量；（xi，yi，zi）為有關(guān)體網(wǎng)格單元坐標(biāo)；n為區(qū)域內(nèi)體網(wǎng)格的計算數(shù)目。

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

式中：n為發(fā)動機(jī)角速度；NTx為滾流比，旋轉(zhuǎn)軸線為x軸。

3 模擬計算結(jié)果分析

3.1 可變滾流對進(jìn)氣流動的影響

為研究可變滾流進(jìn)氣系統(tǒng)對發(fā)動機(jī)缸內(nèi)氣流運動過程的影響，選取低轉(zhuǎn)速（2 000 r·min-1）和高轉(zhuǎn)速（5 500 r·min-1）全負(fù)荷工況，分別計算滾流閥開啟和關(guān)閉時不同工作狀態(tài)下的缸內(nèi)流場特點，結(jié)果如圖3、4 所示。

低轉(zhuǎn)速（2 000 r·min-1）、滾流閥關(guān)閉時，隨著活塞下行，在540°CA 曲軸轉(zhuǎn)角時進(jìn)氣門逐漸關(guān)閉，可以清楚看到流場受到一個顯著的滾流結(jié)構(gòu)控制且繞順時針方向旋轉(zhuǎn)。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(jié)構(gòu)可以保持到壓縮沖程末期，如圖3（a）。在660°CA 曲軸轉(zhuǎn)角時缸內(nèi)順時針滾流運動仍保持完好。當(dāng)滾流閥開啟時，氣缸內(nèi)順時針滾流運動尺寸有所增加，但依然沒有出現(xiàn)穩(wěn)定的大尺度滾流，且存在明顯的碰撞區(qū)域，多個方向的小渦團(tuán)相互碰撞，造成整個氣缸內(nèi)部氣流運動速度較小，如圖3（b）所示。

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

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

高轉(zhuǎn)速（5 500 r·min-1）時，進(jìn)氣道內(nèi)氣體流速的大小與滾流閥是否開啟關(guān)系不大，如圖4 所示。滾流閥開啟時，進(jìn)氣流通面積較大，進(jìn)氣道內(nèi)氣流流速超過60 m·s-1。滾流閥關(guān)閉時，缸內(nèi)流速有小幅提高，進(jìn)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(nèi)形成順時針方向旋轉(zhuǎn)的滾流運動且與滾流閥開啟或關(guān)閉無關(guān)。

3.1.1 滾流比分析

發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速不同時開啟、關(guān)閉滾流閥，此時發(fā)動機(jī)氣缸中的滾流比隨著曲軸轉(zhuǎn)角的變化如圖5 所示。從圖中可知，如果轉(zhuǎn)速相同，滾流閥開啟時的缸內(nèi)滾流比比滾流閥關(guān)閉時的滾流比要小。在低轉(zhuǎn)速（2 000 r·min-1）時不論滾流閥開啟或關(guān)閉，滾流比均在670°CA 時達(dá)到最大值，滾流閥關(guān)閉時的滾流比是同一時刻滾流閥開啟時的4～6 倍。在高轉(zhuǎn)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(zhuǎn)速時的滾流比，這說明提高發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速可以提高滾流閥開啟時的滾流比，而滾流閥關(guān)閉時的滾流比卻比低轉(zhuǎn)速時小，這說明高轉(zhuǎn)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(nèi)湍動能的變化規(guī)律由進(jìn)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(nèi)湍動能變化如圖6 所示。無論轉(zhuǎn)速如何，滾流閥關(guān)閉均可大幅度提高湍流比。觀察圖6 中曲線走勢可知，高轉(zhuǎn)速（5 500 r·min-1）時湍動能變化規(guī)律比低轉(zhuǎn)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(nèi)平均湍動能僅是同時刻滾流閥關(guān)閉時的1/3。

圖 6 缸內(nèi)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(zhuǎn)速（2 000 r·min-1）時缸內(nèi)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(zhuǎn)速（2 000 r·min-1）時全負(fù)荷工況下直噴發(fā)動機(jī)均質(zhì)當(dāng)量比模式燃油噴射過程以及缸內(nèi)混合氣的分布。在進(jìn)氣行程噴射初期，缸內(nèi)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(guān)閉時缸內(nèi)湍動能和滾流比都增大，缸內(nèi)流場的變化使油束末端的形態(tài)也隨之變化。由于滾流作用，油束被卷向進(jìn)氣側(cè)，這不僅可以提高燃油蒸發(fā)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(jìn)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(jìn)入缸壁與活塞的間隙中，燃油蒸發(fā)效果差。在曲軸轉(zhuǎn)角為540°CA 時，噴油結(jié)束，燃油在缸內(nèi)繼續(xù)蒸發(fā)混合，滾流閥關(guān)閉時新鮮空氣以順時針滾流方向進(jìn)入氣缸，油氣分布均勻且接觸面積大，切平面上的燃空當(dāng)量比較大且分布均勻，表面燃油蒸發(fā)速度快。而滾流閥開啟時切平面上的大部分區(qū)域燃空當(dāng)量比較小，活塞平面上燃油較多從而開始蒸發(fā)，油氣混合不均勻。

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

圖9 為高、低轉(zhuǎn)速時滾流閥開啟和關(guān)閉時燃油蒸發(fā)質(zhì)量隨著曲軸轉(zhuǎn)角的變化。從圖中可以看出，燃油噴射后燃油蒸發(fā)比隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增加逐漸提高。在低轉(zhuǎn)速（2 000 r·min-1）時，滾流閥關(guān)閉時燃油蒸發(fā)速度較快且燃油在壓縮沖程上止點時基本已全部蒸發(fā)，滾流閥開啟時燃油蒸發(fā)速度較慢，燃油在壓縮沖程上止點時只蒸發(fā)了90%。在高轉(zhuǎn)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(fā)。由此可以說明，在低轉(zhuǎn)速時關(guān)閉滾流閥可以明顯提高燃油蒸發(fā)效率。

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

圖 8 高轉(zhuǎn)速（5 500 r·min-1）時缸內(nèi)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(nèi)燃油蒸發(fā)質(zhì)量變化Fig. 9 Variation of in-cylinder fuel evaporative mass

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

3.3 可變滾流對缸內(nèi)燃燒特性的影響

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

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

圖 10 壓縮行程后期缸內(nèi)燃空當(dāng)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(nèi)燃空當(dāng)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(tài)對每循環(huán)缸內(nèi)進(jìn)氣質(zhì)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(zhuǎn)速（2 000 r·min-1）時缸內(nèi)溫度分布，左側(cè)圖為滾流閥關(guān)閉時，右側(cè)圖為滾流閥開啟時。圖中，滾流閥開啟時缸內(nèi)缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑ニ俣让黠@較滾流閥關(guān)閉時慢。當(dāng)滾流閥關(guān)閉時，點火時刻后20°CA 曲軸轉(zhuǎn)角下缸內(nèi)火焰延伸至整個平面，中心區(qū)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(qū)域溫度在1 000 K 以下。這是由于滾流強(qiáng)度較大的氣流運動加強(qiáng)了燃油蒸發(fā)速度，提高了缸內(nèi)湍流強(qiáng)度，有利于在點火時刻缸內(nèi)油氣混合均勻，從而獲得較快的燃燒速度。

圖16 為高轉(zhuǎn)速（5 500 r·min-1）時缸內(nèi)溫度分布，左側(cè)圖為滾流閥關(guān)閉時，右側(cè)圖為滾流閥開啟時。圖中，滾流閥關(guān)閉時缸內(nèi)混合氣燃燒速度相較滾流閥開啟時變慢，這是由于在高轉(zhuǎn)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?zhèn)鞑?。關(guān)閉滾流閥反而限制了進(jìn)氣流量，缸內(nèi)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(wěn)定?？梢钥闯?，關(guān)閉滾流閥使燃燒向中心偏移。

圖 13 2 000 r·min-1 不同狀態(tài)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(tài)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(nèi)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(nèi)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(jié)果顯示，在低轉(zhuǎn)速（2 000 r·min-1）時，滾流閥關(guān)閉對于點火時刻缸內(nèi)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(wěn)定的燃燒。在高轉(zhuǎn)速時，滾流閥關(guān)閉使得進(jìn)氣量減少且滾流比增大，使缸內(nèi)在點火時刻湍動能過大，不利于火焰快速、穩(wěn)定的傳播。

4 結(jié) 論

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

（1）發(fā)動機(jī)低轉(zhuǎn)速（2 000 r·min-1）運行時，可變滾流進(jìn)氣系統(tǒng)可顯著改善發(fā)動機(jī)缸內(nèi)流體運動，加強(qiáng)氣體混合。滾流閥關(guān)閉使缸內(nèi)滾流強(qiáng)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(guān)閉對缸內(nèi)燃油的分布以及點火時刻缸內(nèi)混合氣的形成有著明顯的影響。通過關(guān)閉滾流閥，提高滾流強(qiáng)度，可加快缸內(nèi)燃油霧化速度，有助于在壓縮行程后期點火時刻附近缸內(nèi)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(wěn)定的燃燒。

（3）發(fā)動機(jī)高轉(zhuǎn)速（5 500 r·min-1）運行時，滾流閥的關(guān)閉限制了進(jìn)氣道流通能力，缸內(nèi)進(jìn)氣量只為滾流閥開啟時的2/3，進(jìn)氣質(zhì)量減少使得壓縮沖程后期缸內(nèi)壓力較小，燃燒壓力低。