王維強(qiáng)，高 欣，丁 攀，周吉偉，張光德

(武漢科技大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，湖北 武漢，430081)

二甲醚復(fù)合燃燒發(fā)動機(jī)進(jìn)氣過程的數(shù)值模擬

王維強(qiáng)，高 欣，丁 攀，周吉偉，張光德

(武漢科技大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，湖北 武漢，430081)

為研究二甲醚和柴油復(fù)合燃燒時(shí)二甲醚與空氣的預(yù)混特性，在某直噴柴油機(jī)上進(jìn)行發(fā)動機(jī)進(jìn)氣過程的三維瞬態(tài)數(shù)值模擬。運(yùn)用Fluent軟件的動網(wǎng)格技術(shù)，分析發(fā)動機(jī)不同轉(zhuǎn)速條件下氣道-氣門-缸內(nèi)的壓力、流速和湍流動能隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況，并據(jù)此提出進(jìn)氣系統(tǒng)的改進(jìn)思路。

汽車發(fā)動機(jī)；二甲醚(DME)；復(fù)合燃燒；預(yù)混；進(jìn)氣過程；湍流動能；三維瞬態(tài)數(shù)值模擬；動網(wǎng)格技術(shù)

隨著汽車排放污染的日益加重和石油能源的日趨減少，代用燃料的研究逐漸受到重視。二甲醚(DME)是一種非常適合柴油機(jī)使用的代用燃料，因其可采用均質(zhì)充量壓縮燃燒(HCCI)方式在柴油機(jī)中獲得較高的熱效率和低的PM及NOx排放而受到廣泛關(guān)注[1-2]。但DME存在燃燒工況過于狹窄及預(yù)混氣體流量不足的問題。為了擴(kuò)展HCCI技術(shù)和DME燃料的應(yīng)用范圍，有學(xué)者提出發(fā)動機(jī)在起動和高負(fù)荷時(shí)采用柴油機(jī)燃燒方式，在中低負(fù)荷時(shí)以HCCI方式工作，采用雙燃料控制HCCI燃燒過程(即復(fù)合燃燒)的工作模式[3]。

復(fù)合燃燒是一種部分預(yù)混充量壓縮著火和燃料直接噴射燃燒的復(fù)合工作方式，采用一部分DME燃料在發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道與空氣預(yù)先混合形成預(yù)混均質(zhì)混合氣進(jìn)入氣缸，在壓縮行程末期再利用壓燃式發(fā)動機(jī)的燃油噴射裝置將柴油噴入燃燒室的方式來實(shí)現(xiàn)PCCI-DI燃燒[3]。

為研究這種復(fù)合燃燒發(fā)動機(jī)中二甲醚-空氣的預(yù)混特性，本文在某2105型直噴柴油機(jī)上分別選取轉(zhuǎn)速為1000、1500、2000 r/min三種典型工況，對其進(jìn)氣過程進(jìn)行三維瞬態(tài)模擬，對比分析缸內(nèi)氣體的壓力、流速及湍流動能隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況，并依據(jù)空氣動力學(xué)和燃燒學(xué)的要求，提出改進(jìn)和優(yōu)化復(fù)合燃燒發(fā)動機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的一些思路。

1 計(jì)算模型的建立

1.1 數(shù)學(xué)模型

采用有限體積法求解發(fā)動機(jī)進(jìn)氣過程的控制方程組，湍流模型采用修正過的標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型，其中連續(xù)性方程、動量守恒方程、k-ε雙方程均采用一階迎風(fēng)格式，非穩(wěn)態(tài)項(xiàng)采用全隱式格式，以保證離散方程的絕對穩(wěn)定[4]。

連續(xù)性方程(即質(zhì)量守恒方程)為

(1)

式中：ρ為流體密度，kg/m3；t為時(shí)間，s；u為速度矢量，m/s。

動量守恒方程為

(2)

式中：xi、xj(i,j=1,2,3)分別為i、j方向的坐標(biāo)；τij為作用在與i方向垂直的平面j上的應(yīng)力，Pa；p為氣體壓力，Pa；g為重力加速度，m/s2；u′為湍流脈動速度,m/s。

湍流能量輸運(yùn)方程為

(3)

湍流能量耗散方程為

(4)

式中：uk為k方向上的速度矢量，m/s；xk為k方向的坐標(biāo)；σε、Cε1、Cε2、Cε3、Cε4均為模型系數(shù)。

模型中各系數(shù)的取值如表1所示。

1.2 幾何模型及網(wǎng)格劃分

試驗(yàn)用二甲醚復(fù)合燃燒發(fā)動機(jī)的原型機(jī)是一臺四沖程、水冷、自然吸氣的直噴式柴油發(fā)動機(jī)，其主要技術(shù)參數(shù)見表2。

為突出建模的重點(diǎn)，研究中暫不考慮排氣道的影響，只研究在進(jìn)氣過程中計(jì)算模型的流場分布情況，并假設(shè)活塞頂面是一個(gè)移動的平面。定義進(jìn)氣行程上止點(diǎn)為360°CA，該計(jì)算過程從進(jìn)氣行程上止點(diǎn)開始，到進(jìn)氣行程下止點(diǎn)(540°CA)結(jié)束，歷經(jīng)180°CA。計(jì)算開始時(shí)，進(jìn)氣門已經(jīng)設(shè)為開啟狀態(tài)，即在360°CA時(shí)氣門開度與實(shí)際情況是吻合的。利用三維建模軟件CATIA建立了初始狀態(tài)時(shí)系統(tǒng)(包括進(jìn)氣道、氣門座、氣門和氣缸)的幾何模型，如圖1所示。

對建立的幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，同時(shí)對氣門、氣門座等處進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化。運(yùn)用Fluent軟件的動網(wǎng)格技術(shù)實(shí)現(xiàn)網(wǎng)格的動態(tài)變化，網(wǎng)格數(shù)由上止點(diǎn)的9萬變至下止點(diǎn)的15萬。圖2所示為進(jìn)氣道-氣門-氣缸系統(tǒng)在進(jìn)氣下止點(diǎn)時(shí)的網(wǎng)格圖。

1.3 邊界條件

一般模型有進(jìn)、出口，其邊界條件均設(shè)定為壓力進(jìn)口邊界，而該模型僅有進(jìn)口部分，且氣道的進(jìn)口面通常加總壓，故此處壓力邊界設(shè)為0.1 MPa[5]；不考慮排氣行程中留在缸內(nèi)的殘余漩渦，假設(shè)流體最初為靜止?fàn)顟B(tài)；構(gòu)成燃燒室的各個(gè)壁設(shè)為常溫邊界，進(jìn)氣道和閥桿設(shè)為絕熱邊界[6]。

1.4 流場分析方法

分別對發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速為1000、1500、2000 r/min工況下系統(tǒng)內(nèi)流場進(jìn)行三維瞬態(tài)模擬。采用有限體積法求解控制方程組，選用Fluent壓力-速度耦合算法中的PISO算法，以加快收斂速度。通過對Fluent軟件中Dynamic Mesh的使用，利用profile文件和In-cylinder工具對進(jìn)氣門和活塞的運(yùn)動進(jìn)行控制，保證網(wǎng)格計(jì)算與流場計(jì)算同步實(shí)施，實(shí)現(xiàn)了比較切合實(shí)際的瞬態(tài)三維流動模擬過程。

缸內(nèi)流場分析過程中，首先對發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速為1000 r/min工況下3個(gè)有代表性截面在不同曲軸轉(zhuǎn)角下的壓力云圖、速度矢量圖、湍流動能云圖進(jìn)行討論，再分析不同轉(zhuǎn)速下缸內(nèi)壓力、缸內(nèi)氣流最大速度及缸內(nèi)湍流動能隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化趨勢。定義的3個(gè)截面如下：①縱剖面Y=0 mm，為過氣道中心線和氣缸中心線的平面；②縱剖面X=-26.5 mm，為過氣門中心線且與Y=0 mm剖面垂直的縱剖面；③橫剖面Z=L/2(L為活塞行程，mm)，為活塞1/2行程處垂直于縱剖面的平面。

2 結(jié)果及分析

2.1 缸內(nèi)氣體壓力變化分析

圖3所示為1000 r/min工況下氣缸內(nèi)Y=0 mm截面處氣體隨曲軸轉(zhuǎn)角運(yùn)動的瞬時(shí)狀態(tài)壓力云圖。從圖3中可以清楚地看到，當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為370°CA時(shí)，氣體的壓力分布由進(jìn)氣道口到氣門再到缸內(nèi)逐漸減小，且呈分層分布，符合空氣動力學(xué)的運(yùn)動規(guī)律；曲軸轉(zhuǎn)角增至420°CA時(shí)，氣門附近及缸內(nèi)壓力明顯增大，并且氣體在氣門桿附近的氣道壁面處集聚；隨著曲軸轉(zhuǎn)至480°CA，氣道-氣門-缸內(nèi)的壓力跨度逐漸縮小，大部分區(qū)域壓力逐漸趨于均勻,稍高壓力區(qū)集中在氣門處，這是由于氣門對氣體流動的阻滯作用造成的；當(dāng)活塞逐漸運(yùn)行至下止點(diǎn)，即曲軸轉(zhuǎn)角為540°CA時(shí)，氣道-氣門-缸內(nèi)的壓力跨度大，高壓力區(qū)集中在缸底處。這種缸內(nèi)氣流運(yùn)動的規(guī)律表明，在低速狀態(tài)下，缸內(nèi)氣體經(jīng)歷了先分層，繼而局部集聚，然后集中于氣缸底部的過程。進(jìn)氣量的大小取決于氣體的流速和氣道的阻力。為保證預(yù)混氣體順利且足量地進(jìn)入氣缸，滿足燃燒需求，必須通過加大氣道結(jié)構(gòu)尺寸來增大氣體流量，減小氣道阻力。

Fig.3 Pressure nephograms under different crankshaft angles at the cross-section ofY=0 mm

圖4所示為不同轉(zhuǎn)速工況下缸內(nèi)氣體平均壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線。從圖4中可以看出，不同工況下，隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增大，缸內(nèi)氣體壓力均呈現(xiàn)一開始急劇下降而后又逐漸上升的趨勢。這是因?yàn)?，曲軸轉(zhuǎn)角較小時(shí)，氣門開度較小，進(jìn)氣量較小，而缸內(nèi)容積增大較快，燃燒室內(nèi)真空度增大，導(dǎo)致缸內(nèi)壓力迅速減??；當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角大于410°CA后，由于氣門開度較大，氣道處氣體以很高的速度流入缸內(nèi)，使缸內(nèi)充量增加的速度大于容積增大的速度，缸內(nèi)的壓力又開始上升。

由圖4中還可以看出，發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速越低，缸內(nèi)壓力變化越平緩；3種工況下缸內(nèi)壓力均在410°CA左右達(dá)到最小值，而在510°CA左右均達(dá)到0.1 MPa，與進(jìn)口設(shè)置的總壓相差無幾，之后缸內(nèi)壓力便高于外界大氣壓,這與圖3的分析結(jié)果相一致。由于二甲醚預(yù)混氣體的密度比空氣密度要小，因此可考慮增大進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)尺寸，以減小進(jìn)氣道的阻力，增大進(jìn)氣量，保證燃料充分燃燒。

Fig.4 Variation of in-cylinder pressure with the crankshaft angle

2.2 缸內(nèi)氣體流速變化分析

圖5所示為1000 r/min工況下不同曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)X=-26.5 mm截面處的氣流速度矢量圖。從圖5中可以看出，進(jìn)氣初期缸內(nèi)氣門處兩股進(jìn)氣射流在氣缸壁面約束下,形成兩個(gè)旋向相反的小渦旋, 即雙渦結(jié)構(gòu)(圖5(a))；隨著氣門的進(jìn)一步開啟，雙渦逐漸變大，至氣門最大升程處，雙渦達(dá)到最大(圖5(b))；接著隨著氣門的關(guān)閉，這對渦旋逐漸衰減，至曲軸轉(zhuǎn)角為490°CA時(shí)基本消失；隨后隨著活塞的向下運(yùn)動，在氣缸中心形成一對新的反向渦旋(圖5(c))，這對新渦旋中心隨著活塞的下行而下移，在活塞到達(dá)下止點(diǎn)時(shí)仍然非常明顯(圖5(d))。從圖5中還可看出，不同曲軸轉(zhuǎn)角下進(jìn)氣過程中氣流的最大速度總是出現(xiàn)在氣門與氣門座之間的間隙處。

Fig.5 Velocity vectors under different crankshaft angles at the cross-section ofX=-26.5 mm

圖6所示為1000 r/min工況下不同曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)橫剖面Z=L/2 mm處的氣流速度矢量圖。由圖6中可以看出，曲軸轉(zhuǎn)角為450°CA時(shí)， 靠近排氣門側(cè)出現(xiàn)了兩對反向小渦旋；隨著活塞的下移，當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為480°CA時(shí)，右側(cè)的一對反向小渦旋逐漸變大，且發(fā)生傾斜，而左側(cè)的一對反向小渦旋的中心向左移動,大小沒有明顯的變化；當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為510°CA 時(shí)，右側(cè)渦旋繼續(xù)增大，且渦旋中心距增大，即渦旋中心沿壁面拉開，而左側(cè)渦旋的中心向左移動到一定位置，其渦旋中心也向缸壁拉開；當(dāng)活塞運(yùn)行到下止點(diǎn)，即曲軸轉(zhuǎn)角為540°CA時(shí)，該截面上的右側(cè)渦旋中心靠近缸壁，且整對渦旋向內(nèi)傾斜45°(相對于XY平面)，渦旋中心之間的流體速度增大，而左側(cè)渦旋增大，勻稱地平鋪在進(jìn)氣門底座的正下方。

圖7所示為發(fā)動機(jī)不同工況下缸內(nèi)氣體最大流速隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線。從圖7中可以看出，3種工況下缸內(nèi)氣體最大流速隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化趨勢是一致的：最大流速一開始較小，隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增大先逐漸增大，到曲軸轉(zhuǎn)角為400°CA后有一個(gè)波動，且發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速越高，波動越大，在曲軸轉(zhuǎn)角為430°CA時(shí)缸內(nèi)氣體最大流速達(dá)到最大值，之后隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增大而逐漸減小。這是因?yàn)?，進(jìn)氣開始時(shí)，由于進(jìn)氣道真空的存在以及活塞下行產(chǎn)生的吸力，缸內(nèi)氣體的最大流速增大；隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增大，各種渦旋的影響加劇，導(dǎo)致缸內(nèi)氣體的最大流速出現(xiàn)波動。因此，在氣道改進(jìn)和優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)，渦旋的強(qiáng)度必須加以控制，使其既能增強(qiáng)燃料與空氣混合的程度，又不對氣體流速產(chǎn)生過大影響。

Fig.6 Velocity vectors under different crankshaft angles at the corss-section ofZ=L/2

Fig.7 Variation of in-cylinder maximum velocity with the crankshaft angle

2.3 缸內(nèi)氣體湍流動能變化分析

圖8所示為1000r/min工況下不同曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)Y=0 mm截面處的湍流動能云圖。從圖8中可見，湍流動能較大的區(qū)域主要集中在缸內(nèi)氣門附近，而氣道內(nèi)的湍流動能一直都處于較低狀態(tài)；曲軸轉(zhuǎn)角為410°CA時(shí)，湍流動能最大值出現(xiàn)在氣門與氣門座之間的間隙處；曲軸轉(zhuǎn)至450°CA時(shí)，氣門左側(cè)氣體由于缸壁的阻擋作用導(dǎo)致湍流動能較大區(qū)域的范圍明顯減小，氣門右側(cè)氣體湍流動能較大區(qū)域的范圍則隨著氣流的運(yùn)動明顯增大，且兩束湍流的分界明顯；當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)至490°CA，湍流動能在氣門頭部端面下呈大范圍分層分布，兩束湍流分界已不明顯，但依然有兩個(gè)中心；曲軸轉(zhuǎn)角為540°CA時(shí)，湍流動能已經(jīng)在全缸范圍內(nèi)分層分布，缸內(nèi)四周湍流動能趨于均勻，兩束湍流分界已完全消失，兩個(gè)中心也合并為一個(gè)，位于氣門下靠近氣缸壁面處。湍流動能的這種分布特性對燃料的霧化及其與空氣的混合均能產(chǎn)生積極的影響。若能采取措施使540°CA時(shí)的缸內(nèi)湍流動能的分布更加均勻，就能提高二甲醚與空氣的預(yù)混效果。

Fig.8 Turbulence kinetic energy nephograms under different crankshaft angles at the cross-section ofY=0 mm

圖9所示為發(fā)動機(jī)不同工況下缸內(nèi)氣流平均湍流動能隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線。從圖9可以看出，隨著曲軸轉(zhuǎn)角的變化，缸內(nèi)平均湍流動能呈先增大后衰減的趨勢，且增大過程中存在一個(gè)小波動。結(jié)合圖7可以看出，湍流動能的變化趨勢與缸內(nèi)氣體流速的變化趨勢相一致，表明氣體流速大處氣流的湍流動能也大。由圖9中還可看出，發(fā)動機(jī)的轉(zhuǎn)速越高，缸內(nèi)氣體湍流動能的變化越明顯。

增大缸內(nèi)氣體的湍流動能有利于二甲醚與空氣進(jìn)行充分預(yù)混，但湍流動能較大的位置氣流運(yùn)動也相對較強(qiáng)烈，相應(yīng)地，摩擦力也較大。對于氣道設(shè)計(jì)，總是希望其達(dá)到設(shè)計(jì)所要求的渦流比且阻力最小，故可考慮適當(dāng)增大進(jìn)氣道的傾斜角(氣道軸線與氣缸軸線的夾角)來增大缸內(nèi)氣體的流速，從而增大其湍流動能。

Fig.9 Variation of in-cylinder turbulent kinetic energy with the crankshaft angle

3 結(jié)語

本文運(yùn)用Fluent軟件的動態(tài)網(wǎng)格技術(shù)，對某直噴柴油機(jī)混合燃燒過程中二甲醚與空氣的預(yù)混特性進(jìn)行研究，分析了氣道-氣門-缸內(nèi)氣流的壓力場、速度場和湍流動能隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況，并提出了進(jìn)氣系統(tǒng)的改進(jìn)思路，為在柴油機(jī)上實(shí)現(xiàn)復(fù)合燃燒時(shí)進(jìn)氣系統(tǒng)的優(yōu)化奠定了基礎(chǔ)。

[1] 李德鋼，黃震，喬信起，等. 二甲醚燃料均質(zhì)壓燃燃燒研究[J]. 內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2005，23(3)：193-198.

[2] Liu S H,Eddy R Cuty Clemente,Hu T G,et al.Combustion characteristics of a DME HCCI engine[J]. 內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2005，23(3)：207-212.

[3] 汪映，郭振祥，何利，等. 二甲醚發(fā)動機(jī)采用PCCI-DI燃燒方式的研究[J]. 內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2008，26(4)：319-324.

[4] 王福軍. 計(jì)算流體動力學(xué)分析——CFD軟件原理與應(yīng)用[M]. 北京：清華大學(xué)出版社，2004:114-128.

[5] 何文劍，孫平，王唯棟. 柴油機(jī)進(jìn)氣過程三維瞬態(tài)數(shù)值模擬研究[J].車輛與動力技術(shù)，2011(4):33-37,58.

[6] Kang K Y, Rolf D R. Intake flow structure and swirl generation in a four-valve heavy-duty diesel engine[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2000,122(4)：570-578.

[責(zé)任編輯 鄭淑芳]

Numerical simulation of intake process in dimethyl ether compound combustion engine

WangWeiqiang,GaoXin,DingPan,ZhouJiwei,ZhangGuangde

(College of Automobile and Traffic Engineering, Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430081, China)

In order to study the premixed characteristics of dimethyl ether and air in compound combustion, three-dimensional transient numerical simulation of the intake process in a direct injection diesel engine was conducted. By means of the dynamic meshes technique in Fluent software, the variations of pressure, velocity and turbulence kinetic energy in the inlet port-valve-in cylinder with the crankshaft angle under different engine speeds were analyzed. And on this basis, a scheme for improving the intake system was proposed.

automobile engine; dimethyl ether; compound combustion; premixed charge; intake process; turbulent kinetic energy; three-dimensional transient numerical simulation; dynamic meshes

2015-10-08

湖北省自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目(2015CFA113)；汽車動力傳動與電子控制湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(湖北汽車工業(yè)學(xué)院)開放基金項(xiàng)目(ZDK201212)；“汽車零部件技術(shù)湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心”研究平臺資助項(xiàng)目.

王維強(qiáng)(1967-)，男，武漢科技大學(xué)副教授.E-mail:wangwq03@163.com

TK421.3

A

1674-3644(2015)06-0463-06