非同步排氣門(mén)正時(shí)對(duì)GDI汽油機(jī)缸內(nèi)流場(chǎng)和工作性能的影響

錢(qián)葉劍，邵小威，齊景晶，龔震，趙鵬，胡前城

(合肥工業(yè)大學(xué)汽車(chē)與交通工程學(xué)院，安徽 合肥 230009)

近年來(lái)，隨著能源和環(huán)境問(wèn)題的日益嚴(yán)重，開(kāi)發(fā)節(jié)能環(huán)保汽油機(jī)成為主流。目前，實(shí)現(xiàn)汽油機(jī)高效燃燒的主要技術(shù)有增壓小排量、缸內(nèi)直噴技術(shù)、均質(zhì)壓燃和雙燃料技術(shù)[1-3]。其中，缸內(nèi)直噴技術(shù)被認(rèn)為是汽油機(jī)的未來(lái)主流技術(shù)。汽油機(jī)一般會(huì)綜合運(yùn)用GDI技術(shù)、廢氣渦輪增壓技術(shù)和VVT技術(shù)，以實(shí)現(xiàn)較好的動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和排放性能[4-5]。缸內(nèi)流運(yùn)動(dòng)對(duì)汽油機(jī)燃燒過(guò)程影響很大[6]，缸內(nèi)氣體流動(dòng)主要有渦流和滾流兩種形式。渦流和滾流可以增加壓縮終了時(shí)缸內(nèi)的湍流強(qiáng)度，湍流強(qiáng)度又可大幅度加快火焰?zhèn)鞑ニ俣?，提高燃燒效率，進(jìn)而影響發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性[7-8]。因此，在VVT增壓直噴汽油機(jī)中，可以利用VVT技術(shù)更好地組織缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)，以提高汽油機(jī)的性能。在VVT技術(shù)應(yīng)用研究中，目前主要集中于多個(gè)排氣門(mén)(或進(jìn)氣門(mén))正時(shí)同時(shí)變化(即同步氣門(mén)正時(shí))[9-10]，非同步氣門(mén)正時(shí)對(duì)汽油性能影響的研究較少。本研究主要對(duì)采用非同步排氣門(mén)正時(shí)后發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)流場(chǎng)、燃燒和排放性能變化的規(guī)律進(jìn)行分析研究。

1 模型設(shè)計(jì)及驗(yàn)證

研究對(duì)象是某4缸1.5T GDI汽油機(jī)，其技術(shù)參數(shù)見(jiàn)表1。為了研究非同步排氣門(mén)正時(shí)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的影響，固定一個(gè)排氣門(mén)正時(shí)，另一個(gè)排氣門(mén)的正時(shí)相對(duì)標(biāo)定點(diǎn)提前或者延遲20°。將排氣門(mén)1提前20°開(kāi)啟記作ex1-20，延遲20°開(kāi)啟記作ex1+20。圖1示出發(fā)動(dòng)機(jī)氣門(mén)升程曲線。數(shù)值模擬采用UG建立模型，再用AVL Fire劃分網(wǎng)格以及后處理。

圖1 氣門(mén)升程曲線

定義0°為點(diǎn)火上止點(diǎn)，F(xiàn)ire中設(shè)置邊界條件所用的初始參數(shù)均由根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)標(biāo)定好的GT-Power模型提供。三維流體模擬主要考察在2 000 r/min全負(fù)荷下，非同步排氣門(mén)正時(shí)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的影響。缸內(nèi)仿真計(jì)算采用k-zeta-f湍流模型，燃燒模型采用ECFM，噴油模型選擇湍流擴(kuò)散模型、碰壁模型和蒸發(fā)模型，點(diǎn)火模型選擇Spherical。

為分析缸內(nèi)流場(chǎng)的變化規(guī)律，本研究選取三個(gè)截面：截面一為過(guò)進(jìn)氣門(mén)1和排氣門(mén)1 軸線的縱截面；截面二為過(guò)氣缸中心縱截面；截面三為距離上止點(diǎn)0 mm與活塞頂面平行的橫截面。截面的位置見(jiàn)圖2。

圖2 分析截面示意

將噴油模型在直徑140 mm、高150 mm的空間中進(jìn)行自由噴霧，在相同模擬條件下，與文獻(xiàn)[11]中試驗(yàn)得到的噴霧形態(tài)進(jìn)行對(duì)比。由圖3和圖4中可以看出，模擬和測(cè)試結(jié)果的燃料噴霧結(jié)構(gòu)相似，噴油貫穿距基本一致，證實(shí)了自由噴霧模型的有效性。

圖3 仿真貫穿距與試驗(yàn)對(duì)比[11]

圖4 噴霧形態(tài)對(duì)比[11]

圖5示出模型模擬噴油碰壁與Alessandro等[12]試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，可以看出，模擬和試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果噴油碰壁形態(tài)類(lèi)似，證實(shí)了噴油碰壁模型的有效性。

圖5 噴油碰壁模擬與試驗(yàn)的對(duì)比(噴油壓力為5.5 MPa)[12]

缸壓是燃燒放熱率、壁面?zhèn)鳠?、活塞運(yùn)動(dòng)規(guī)律及活塞漏氣量共同作用后的實(shí)際反映，因此缸壓決定了模擬的準(zhǔn)確性。圖6示出臺(tái)架試驗(yàn)缸壓與模擬值的對(duì)比?？梢钥闯?，缸壓曲線基本吻合，最大誤差為3.57%，誤差在允許的范圍之內(nèi)。以上驗(yàn)證說(shuō)明該三維CFD模型的參數(shù)設(shè)置比較合理，可以準(zhǔn)確模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過(guò)程。

圖6 2 000 r/min試驗(yàn)與模擬缸壓曲線對(duì)比

2 結(jié)果分析

2.1 非同步排氣門(mén)正時(shí)對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)的影響

2.1.1對(duì)缸內(nèi)速度場(chǎng)的影響

圖7示出了非同步排氣門(mén)正時(shí)對(duì)截面一內(nèi)缸內(nèi)流場(chǎng)的影響。從圖7可以看出，在進(jìn)氣初期缸內(nèi)混合氣的運(yùn)動(dòng)較為相似，發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)氣體有向上移動(dòng)的趨勢(shì)。在上止點(diǎn)(360°)時(shí)，原機(jī)與ex1+20中進(jìn)入氣缸的氣體掃過(guò)活塞表面后主要流入排氣道。不過(guò)，由于ex1-20的排氣門(mén)即將關(guān)閉，氣門(mén)升程很小，此時(shí)缸內(nèi)氣流受到活塞的作用，產(chǎn)生回流進(jìn)入進(jìn)氣道。經(jīng)過(guò)上止點(diǎn)后，由于活塞下行會(huì)在氣缸內(nèi)形成一定的真空度，因排氣門(mén)1正時(shí)不同，產(chǎn)生的排氣道氣體回流也不同。在氣門(mén)升程最大時(shí)(457°)，渦流因活塞下行受到了拉伸，滾流發(fā)生破碎或者轉(zhuǎn)移。原機(jī)中氣缸右側(cè)順時(shí)針的渦流受到拉伸，移動(dòng)至氣門(mén)凹坑下側(cè)，且規(guī)模和強(qiáng)度逐漸減小。ex1-20中位于氣門(mén)右側(cè)的滾流發(fā)生破碎，左側(cè)的滾流也被拉伸，分為兩個(gè)逆時(shí)針滾流，在氣門(mén)凹坑內(nèi)的順時(shí)針滾流則發(fā)展壯大，但是強(qiáng)度較小。ex1+20中排氣門(mén)下側(cè)的三個(gè)渦流被拉伸，兩個(gè)已經(jīng)破碎，只剩下一個(gè)強(qiáng)度較弱的滾流轉(zhuǎn)移到活塞面附近，而且氣缸中部進(jìn)氣門(mén)下側(cè)的滾流相比原機(jī)要弱很多。隨著活塞的繼續(xù)下移，當(dāng)活塞在下止點(diǎn)時(shí)(540°)，原機(jī)中左側(cè)的滾流逐漸破碎，氣門(mén)凹坑內(nèi)的順時(shí)針滾流移動(dòng)到氣缸底部，在氣門(mén)凹坑的左側(cè)又生成了一個(gè)逆時(shí)針渦流。ex1-20相比原機(jī)多了一個(gè)滾流，ex1-20在氣缸中部進(jìn)氣門(mén)下側(cè)形成了一個(gè)順時(shí)針滾流。ex1+20則主要有3個(gè)滾流，其中一個(gè)較大的順時(shí)針滾流主導(dǎo)了缸內(nèi)氣體的流動(dòng)，其規(guī)模相比原機(jī)形成的要大很多。在壓縮上止點(diǎn)時(shí)(720°)，原機(jī)中進(jìn)、排氣門(mén)兩側(cè)分別產(chǎn)生兩個(gè)順時(shí)針流速較小的滾流，ex1-20和ex1+20則未形成相似的滾流。ex1-20缸內(nèi)的氣流向上運(yùn)動(dòng)，ex1+20的缸內(nèi)氣流則由排氣門(mén)側(cè)流向進(jìn)氣門(mén)側(cè)。

圖7 不同非同步排氣正時(shí)下截面一內(nèi)的速度場(chǎng)變化規(guī)律

圖8示出非同步排氣門(mén)正時(shí)對(duì)截面三內(nèi)混合氣運(yùn)動(dòng)的影響?？梢钥闯?，排氣門(mén)1無(wú)論延遲還是提前開(kāi)啟，都會(huì)使進(jìn)氣門(mén)1下側(cè)靠近氣缸壁的順時(shí)針滾流破碎，使得其余兩個(gè)滾流更強(qiáng)，規(guī)模更大。三種不同的氣門(mén)正時(shí)策略下，截面三上的平均速度分別為1.01 m/s(0)，1.77 m/s(ex1-20)和1.52 m/s(ex1+20)，即排氣門(mén)1提前或者延遲開(kāi)啟都會(huì)使缸內(nèi)氣體的速度增大。

圖8 不同非同步排氣正時(shí)下截面三內(nèi)的速度場(chǎng)變化規(guī)律

2.1.2對(duì)缸內(nèi)平均參數(shù)的影響

缸內(nèi)新鮮充量和殘余廢氣對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒、排放和油耗有非常重大的影響。圖9示出不同氣門(mén)正時(shí)策略下，缸內(nèi)的新鮮空氣和殘余廢氣質(zhì)量的變化規(guī)律。從圖中可以看出ex1-20缸內(nèi)的殘余廢氣相比原機(jī)變化最大，增大1倍。這是由于排氣門(mén)1提前開(kāi)啟20°就意味著提前20°關(guān)閉，因此氣門(mén)重疊角減小，廢氣不能及時(shí)排出，所以使得缸內(nèi)的殘余廢氣質(zhì)量增加，同時(shí)缸內(nèi)進(jìn)氣量受到殘余廢氣的影響減少明顯。對(duì)于ex1+20，由于排氣門(mén)1延遲關(guān)閉，雖然氣門(mén)重疊角增大了，有利于將廢氣排出缸外，同時(shí)也有部分新鮮充量被掃出氣缸，但是在活塞下行的過(guò)程中由于排氣門(mén)還未關(guān)閉，缸內(nèi)的真空度使得排氣道內(nèi)的廢氣回流，形成IEGR，所以缸內(nèi)的殘余廢氣質(zhì)量稍稍增大，同時(shí)缸內(nèi)的進(jìn)氣量也受到影響。

圖9 非同步排氣門(mén)正時(shí)對(duì)缸內(nèi)換氣的影響

圖10示出不同非同步排氣門(mén)正時(shí)下，缸內(nèi)湍動(dòng)能的變化規(guī)律。可以看出，在不同的氣門(mén)正時(shí)策略下，氣缸內(nèi)平均湍動(dòng)能均有3個(gè)峰值。隨著氣門(mén)的開(kāi)啟，缸內(nèi)湍動(dòng)能不斷增大，在排氣門(mén)關(guān)閉時(shí)達(dá)到第一次峰值。當(dāng)排氣門(mén)關(guān)閉后，缸內(nèi)的湍動(dòng)能先變小后變大，在進(jìn)氣門(mén)升程最大的時(shí)候達(dá)到第二次峰值。第三次峰值出現(xiàn)在壓縮行程末期，因?yàn)楦變?nèi)滾流在壓縮行程破碎為更多小尺度的滾流，所以湍動(dòng)能增大。另外，提前或者延遲進(jìn)氣門(mén)1的開(kāi)啟正時(shí)對(duì)缸內(nèi)湍動(dòng)能的影響都較大，湍動(dòng)能都大于原機(jī)湍動(dòng)能，ex1-20方案缸內(nèi)整體的平均湍動(dòng)能最高。在壓縮上止點(diǎn)時(shí)，ex1-20和 ex1+20的平均湍動(dòng)能分別比原機(jī)提高11%和7.7%，這有利于促進(jìn)缸內(nèi)油氣混合。

圖10 不同非同步排氣正時(shí)下湍動(dòng)能的變化

2.2 非同步排氣門(mén)正時(shí)對(duì)混合氣形成過(guò)程的影響

圖11示出不同非同步排氣門(mén)正時(shí)下截面二內(nèi)當(dāng)量比的分布。燃油經(jīng)噴油器噴入氣缸內(nèi)隨順時(shí)針滾流運(yùn)動(dòng)，氣缸上側(cè)的燃油卷入下側(cè)，因此在下止點(diǎn)時(shí)，氣缸活塞上方左側(cè)的當(dāng)量比較大，燃油在此區(qū)域比較多。由于ex1-20和ex1+20缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度大于原機(jī)，其缸內(nèi)當(dāng)量比分布比原機(jī)更加趨于一致，可燃混合氣分布更均勻。相比之下，ex1-20的氣流運(yùn)動(dòng)最強(qiáng)，高濃度混合氣區(qū)域最少。隨著活塞向上運(yùn)動(dòng)，缸內(nèi)氣流處于被壓縮的狀態(tài)，氣缸底部的濃混合氣不斷地向上運(yùn)動(dòng)，缸內(nèi)混合氣的濃度逐漸趨于一致，因此在壓縮中期(660°)時(shí)，只有氣缸蓋附近的混合氣較濃。在上止點(diǎn)(720°)時(shí)，原機(jī)氣缸內(nèi)的混合氣當(dāng)量比在噴油器附近最大，大約為1.5，排氣側(cè)活塞余隙處的當(dāng)量比最小，約為0.9，由噴油器側(cè)逐漸向排氣側(cè)漸變，當(dāng)量比慢慢變小。ex1+20也是噴油器處的濃度較大，其他區(qū)域相差不大。ex1-20的缸內(nèi)當(dāng)量比為1.1～1.2，火花塞處和噴油器處略大?？偟膩?lái)看，缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)越強(qiáng)烈，缸內(nèi)整體的當(dāng)量比分布越均勻，越有利于點(diǎn)火火核的形成、火焰的快速傳播和排放的降低。

圖11 不同非同步排氣正時(shí)下截面二內(nèi)的當(dāng)量比分布

圖12示出不同非同步排氣門(mén)正時(shí)策略下燃油蒸發(fā)過(guò)程的變化?？梢钥闯觯瑹o(wú)論是將排氣門(mén)1提前還是延遲，燃油蒸發(fā)速率均要大于原機(jī)。由圖13可見(jiàn)，燃油的濕壁質(zhì)量小于原機(jī)，這是因?yàn)樘崆盎蜓舆t關(guān)閉排氣門(mén)1均可使缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)變強(qiáng)，會(huì)加快新鮮充量和燃油的熱質(zhì)交換過(guò)程，同時(shí)有利于將附著在氣缸壁面和活塞頂面上的油膜卷吸到缸內(nèi)，改善燃油濕壁和燃油蒸發(fā)霧化情況。

圖12 不同非同步排氣正時(shí)下燃油蒸發(fā)量變化

圖13 不同非同步排氣正時(shí)下燃油濕壁質(zhì)量變化

2.3 非同步排氣門(mén)正時(shí)對(duì)燃燒過(guò)程的影響

圖14和圖15示出了不同的非同步排氣門(mén)正時(shí)下發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)壓力和溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律。因?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火正時(shí)為上止點(diǎn)后0.3°，因此發(fā)動(dòng)機(jī)的缸壓曲線都呈現(xiàn)雙峰形狀。第一次峰值是由于純壓縮達(dá)到的最大值，第二次峰值是由于火焰的快速傳播導(dǎo)致缸內(nèi)混合氣快速燃燒而形成的。當(dāng)將排氣門(mén)1的正時(shí)提前20°時(shí)，排氣門(mén)1提前關(guān)閉會(huì)使進(jìn)入缸內(nèi)的新鮮空氣量減小，殘余廢氣較多，缸內(nèi)溫度會(huì)略高于原機(jī)，上止點(diǎn)時(shí)ex1-20的壓力值也會(huì)大于原機(jī)。雖然ex1-20缸內(nèi)的殘余廢氣較多，但是缸內(nèi)溫度的升高有利于火焰?zhèn)鞑?，燃燒速度加快，滯燃期縮短，會(huì)提高燃燒過(guò)程的等容度，加之ex1-20缸內(nèi)火花塞附近的混合氣略濃，缸內(nèi)整體的混合氣也非常均勻，接近理論當(dāng)量比，因此ex1-20的缸內(nèi)燃燒更快，壓力峰值較原機(jī)高出約0.3 MPa。雖然ex1-20的燃燒速度快，但是ex1-20的燃油量較少，因此其燃燒的最高溫度會(huì)比原機(jī)略低一點(diǎn)。排氣門(mén)1延遲20°關(guān)閉會(huì)使氣門(mén)重疊角增大，有利于清除廢氣，初始缸內(nèi)溫度較低。不過(guò)由于部分廢氣在排氣門(mén)關(guān)閉前倒流回氣缸，此時(shí)缸內(nèi)溫度會(huì)高于原機(jī)。在壓縮上止點(diǎn)時(shí)缸內(nèi)溫度略高，此時(shí)的壓力也稍大于原機(jī)。ex1+20火花塞附近的混合氣稍稀，遠(yuǎn)離火花塞的地方較濃，這種分布特點(diǎn)不利于火焰?zhèn)鞑?。因此，雖然此時(shí)缸內(nèi)的湍動(dòng)能和溫度都大于原機(jī)，但是燃燒速度相差不多。在燃燒的中后期，最高燃燒壓力和溫度均要小于原機(jī)。

圖14 不同非同步排氣正時(shí)下缸內(nèi)壓力對(duì)比

圖15 不同非同步排氣正時(shí)下缸內(nèi)溫度對(duì)比

圖16示出發(fā)動(dòng)機(jī)的放熱率曲線對(duì)比。從圖中可以看出，燃燒最快的是ex1-20，最慢的是ex1+20。ex1-20燃燒最快是因?yàn)楦變?nèi)溫度高，湍流運(yùn)動(dòng)較強(qiáng)，缸內(nèi)可燃混合氣分布均勻并接近當(dāng)量比，有利于火焰的快速傳播，因此，燃燒速度快，快速放熱的時(shí)刻提前。

圖16 不同非同步排氣正時(shí)下放熱率對(duì)比

2.4 非同步排氣門(mén)正時(shí)對(duì)排放的影響

圖17和圖18示出不同的非同步排氣門(mén)正時(shí)下缸內(nèi)每循環(huán)燃燒后產(chǎn)生的CO和NOx的變化規(guī)律。從圖中可以看出，將排氣門(mén)1提前20°開(kāi)啟時(shí)，缸內(nèi)的殘余廢氣多，廢氣的比熱容高，且會(huì)降低燃燒速率，當(dāng)殘余廢氣增加時(shí)，燃燒溫度會(huì)下降，NOx生成減少。另外，缸內(nèi)可燃混合氣接近理論當(dāng)量比，局部富氧區(qū)域也較少，因此ex1-20方案NOx的生成相比原機(jī)減少了13.23%。排氣門(mén)1提前或者延遲20°開(kāi)啟對(duì)缸內(nèi)每循環(huán)燃燒后CO的質(zhì)量影響較小，ex1-20相對(duì)原機(jī)增大1.73%，ex1-20相對(duì)原機(jī)減小2.15%。因?yàn)橛绊慍O排放的主要因素是當(dāng)量比。

圖17 非同步排氣正時(shí)對(duì)NOx生成的影響

圖18 非同步排氣正時(shí)對(duì)CO生成的影響

3 結(jié)論

a) 采用非同步排氣門(mén)正時(shí)后缸內(nèi)的流場(chǎng)與原機(jī)截然不同，且氣體流速均要大于原機(jī)；

b) 發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)湍動(dòng)能的變化規(guī)律相似，均呈現(xiàn)“三峰”，但是采用非同步排氣門(mén)正時(shí)后湍動(dòng)能要大于原機(jī)，將排氣門(mén)1提前20°開(kāi)啟時(shí)變化最大；滾流比在進(jìn)氣前期有明顯不同，但在后期變化不大；

c) 非同步排氣門(mén)正時(shí)增強(qiáng)了發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)，使燃油蒸發(fā)增快，改善了燃油濕壁現(xiàn)象，在上止點(diǎn)時(shí)可燃混合氣更均勻、更接近理論當(dāng)量比；

d) 將排氣門(mén)1提前20°開(kāi)啟時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)的燃燒速度增快，放熱提前，提高了燃燒過(guò)程等容度，最高燃燒壓力增加，但是最高溫度較原機(jī)低，綜合排放優(yōu)于原機(jī)。