李海鷹 于波 葉劍

摘要：在柴油機進氣歧管前安裝蝶形渦流調(diào)節(jié)閥，通過調(diào)整直氣道側(cè)的有效流通面積改變缸內(nèi)渦流強度。在穩(wěn)流吹風(fēng)試驗平臺，研究渦流調(diào)節(jié)閥角度對進氣道流量因數(shù)和渦流比的影響，并結(jié)合粒子圖像測速（particle image velocimetry，PIV）分析缸內(nèi)渦流的形成過程。采用計算流體力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）評估渦流調(diào)節(jié)閥角度對缸內(nèi)混合氣體形成過程的影響，計算結(jié)果可復(fù)現(xiàn)三維 PIV測量的缸內(nèi)流場結(jié)構(gòu)和相似的渦心位置。隨著進氣門關(guān)閉，渦流比從0.57提高到2.05，油氣在周向的相互作用增強，從而加速預(yù)混燃燒階段的放熱速度，促使燃燒重心提前、燃燒持續(xù)期縮短。在相同進氣流量條件下，強渦流運動也促使累積放熱量增加。

關(guān)鍵詞：柴油機;燃燒;調(diào)節(jié)閥;渦流比;粒子圖像測速

中圖分類號：TK421

文獻標(biāo)志碼：B

文章編號：1006-0871（2019）02-0019-08

0?引?言

為提高柴油機綜合性能，中國北方發(fā)動機研究所自主開發(fā)一款小型高強化柴油機。在這款小型高強化柴油機的研發(fā)過程中，有針對性地開展一系列相關(guān)設(shè)計和研究工作。[1-5]

在采用高增壓技術(shù)的小型化柴油機的開發(fā)過程中，進氣系統(tǒng)亟待改善低速扭矩不足和高速空氣不夠的現(xiàn)狀。為解決這一問題，專家們采取一系列措施。MIGAUD等[6]設(shè)計長度可變進氣管，借助進氣管自身的壓力波動提高低速端扭矩、改善汽車發(fā)動機響應(yīng)速度、降低CO2排放。德國的ADOLPH等[7]設(shè)計氣門座結(jié)構(gòu)，增強低氣門升程下的渦流強度。英國布魯內(nèi)爾大學(xué)的LI等[8]遮擋部分進氣閥流通面積，提高汽油發(fā)動機的滾流比。

本文在雙氣道的直氣道側(cè)安裝渦流調(diào)節(jié)閥，實現(xiàn)渦流可調(diào)的設(shè)計理念。借助CONVERGE平臺，研究渦流調(diào)節(jié)閥角度對缸內(nèi)混合氣體形成和燃燒過程的影響。

1?穩(wěn)流吹風(fēng)試驗

穩(wěn)流吹風(fēng)試驗平臺布置示意見圖1。旁通閥保證進氣壓差為5 kPa，空氣流量通過熱膜流量計測量，渦流轉(zhuǎn)速通過葉片風(fēng)速儀測量。

雙氣道包括直氣道和螺旋氣道。渦流調(diào)節(jié)閥安裝在直氣道一側(cè)，旋轉(zhuǎn)渦流調(diào)節(jié)閥的角度可改變進氣道的渦流比，渦流調(diào)節(jié)閥示意見圖2。穩(wěn)流吹風(fēng)試驗得到進氣道流量因數(shù)和渦流比與渦流調(diào)節(jié)閥角度的關(guān)系，見圖3。當(dāng)渦流調(diào)節(jié)閥角度從0°增大到±30°時，渦流比基本維持在1左右。當(dāng)渦流調(diào)節(jié)閥角度進一步增加，渦流比呈現(xiàn)近似線性的增長趨勢，當(dāng)渦流調(diào)節(jié)閥角度為±90°時，渦流比最大，達到3以上。

2?粒子圖像測速測試及穩(wěn)態(tài)缸內(nèi)流場計算

對穩(wěn)流吹風(fēng)試驗平臺進行可視化改造，對可調(diào)渦流進氣系統(tǒng)進行粒子圖像測速（particle image velocimetry，PIV）測試。PIV試驗裝置見圖4。采用LaVison波長為532 nm的Nd∶YAG 激光器，每一脈沖的能量為400 mJ。示蹤粒子選用DEHS，粒徑大小為0.1～1.0 μm。

計算流體力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）仿真計算選用RNG k-ε模型。PIV獲得的流場為100個循環(huán)的平均值流場。限于文章篇幅，以渦流調(diào)節(jié)閥角度為90°時，氣門升程分別為6和10 mm時距離缸蓋1.00D和1.75D（D為缸徑截面直徑的平面流場）為例，對比PIV測試與CFD計算結(jié)果，見圖5。從流場結(jié)構(gòu)來看，二者渦流運動相似，當(dāng)氣門升程從6 mm增加到10 mm時，PIV測試結(jié)果可以看出渦團中心呈現(xiàn)向心運動，CFD計算也復(fù)現(xiàn)這一特征;從渦流強度來看，二者的渦流比大小相近，最大差值僅為0.3，在可接受范圍內(nèi)。

3?缸內(nèi)計算設(shè)置及模型標(biāo)定

所研究的柴油機為水冷、四沖程發(fā)動機，采用共軌系統(tǒng)，排量為1 L，壓縮比為13，軌壓為180 MPa。

缸內(nèi)三維仿真基于CONVERGE平臺，包括進排氣道在內(nèi)，柴油機仿真實體模型和計算網(wǎng)格見圖6。計算網(wǎng)格采用局部加密和速度、溫度自適應(yīng)加密的方式，具體仿真采用的子模型見表1。

CFD缸內(nèi)壓力標(biāo)定結(jié)果見圖7。由此可知：CFD缸內(nèi)壓力計算結(jié)果與試驗結(jié)果一致，壓縮沖程的相對誤差低于2%，最高燃燒壓力的相對誤差低于0.5%。

4?缸內(nèi)換氣和混合氣體形成過程仿真

設(shè)計的計算方案見表2。

當(dāng)渦流調(diào)節(jié)閥角度較大時，進氣道流量因數(shù)會顯著降低，因此設(shè)計2組計算方案對比分析。第一組為方案1～4，對比相同進氣壓力條件下渦流調(diào)節(jié)閥角度的影響;第二組為方案5和6與方案3和4，對比相似進氣流量條件下渦流調(diào)節(jié)閥角度的影響。

4.1?相同進氣壓力條件對比

相同進氣壓力條件下渦流比隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系見圖8。

隨著渦流調(diào)節(jié)閥角度變?。撮_度變大），最大渦流比對應(yīng)的相位提前，如方案4最大渦流比對應(yīng)的相位為曲軸轉(zhuǎn)角490°，與方案1和方案2最大渦流比對應(yīng)的下止點相比，曲軸轉(zhuǎn)角相差60°。4種方案最大渦流比分別為2.17、1.54、0.83和0.67。當(dāng)進氣門關(guān)閉時，渦流比分別為2.05、1.39、0.76和0.57?？梢钥闯?，隨著渦流調(diào)節(jié)閥角度變小，當(dāng)進氣門關(guān)閉時，渦流比降低的百分比增大。

為深入分析缸內(nèi)渦流運動的空間發(fā)展，對比方案1～?4在曲軸轉(zhuǎn)角420°和540°時的速度場，見圖9。從總體流場結(jié)構(gòu)來看，進氣射流與缸內(nèi)壁面作用形成Jet-Wall流動，進氣射流也相互干涉形成Jet-Jet流動。在進氣初期，由于此時進氣氣門升程較小，橫

截面出現(xiàn)出多個微渦團，而此時方案4的渦流比很?。ㄒ妶D8），缸內(nèi)呈現(xiàn)出近似上下對稱的流場結(jié)構(gòu)。方案3直氣道與螺旋氣道的進氣射流呈現(xiàn)出勢均力敵的態(tài)勢，Jet-Jet流動垂直向下。隨著活塞下行，方案1和方案2中Jet-Wall流動逐漸衰減，螺旋氣道側(cè)的Jet-Wall流動逐漸演化，直到曲軸轉(zhuǎn)角540°時，方案1缸內(nèi)下方出現(xiàn)單一左向剪切流動，方案2的缸內(nèi)下方也呈現(xiàn)出相似的流場結(jié)構(gòu)。當(dāng)進氣門關(guān)閉時，方案1和方案4中心截面速度場對比見圖10。方案1在中心形成明顯的順時針渦團，而方案4未形成穩(wěn)定的渦流運動。

方案1和方案4噴油過程距缸蓋底面10 mm橫截面的速度場和當(dāng)量比分布情況對比分別見圖11和12。在方案1中，噴霧前端氣流受缸內(nèi)周圍氣流的卷吸，出現(xiàn)明顯的偏移，而方案4未發(fā)現(xiàn)此現(xiàn)象。從圖12可以看到，伴隨渦流比的降低，相鄰油束的間距變大，油氣相互作用降低。

方案1～4缸內(nèi)壓力曲線對比見圖13。由此可知，渦流比增大對缸內(nèi)壓力影響非常顯著。隨著渦流比增大，進氣量減少，壓縮階段壓力下降。方案1～4的最高燃燒壓力分別為166×105、187×105、204×105和205×105 Pa。方案1～4瞬時放熱率和累積放熱率曲線分別見圖14和15，燃燒特征參數(shù)對比見表3。伴隨著渦流比提高，缸內(nèi)壓力下降，從表3來看，著火滯燃期從曲軸轉(zhuǎn)角2.6°增加到曲軸轉(zhuǎn)角6.6°。對于不同的進氣渦流狀態(tài)，燃燒均分為預(yù)混燃燒和擴散燃燒2個階段。隨著渦流比的增大，預(yù)混燃燒階段的放熱得到促進，方案1的燃燒重心明顯提前。由于過量空氣因數(shù)低（見表2），方案1的累積放熱量明顯比其他方案降低，燃燒持續(xù)期（曲軸轉(zhuǎn)角為90°～5°）比其他方案縮短約7°?？傊谙嗤M氣壓力條件下，渦流比提高會導(dǎo)致最高燃燒壓力下降、燃燒重心提前和燃燒持續(xù)期縮短。

4.2?相同進氣流量條件對比

渦流比隨曲軸轉(zhuǎn)角變化關(guān)系見圖16。與相同進氣壓力方案組相比，在相同進氣流量下渦流比呈現(xiàn)相似的發(fā)展趨勢。方案5、方案6、方案3和方案4的最大渦流比分別為2.18、1.55、0.83和0.67，進氣門關(guān)閉時的渦流比分別為2.07、1.39、0.76和0.57。方案5和方案1橫截面速度場對比見圖17。與相同進氣壓力方案組相比，盡管個別方案進氣壓力有所增加，但渦流強度基本保持不變，渦心位置也較接近。方案5和方案1噴油過程的橫截面當(dāng)量比分布見圖18。由于進氣壓力提高，噴油初期（方案5）的液相貫穿距比方案1長。

相同進氣流量條件下的缸內(nèi)壓力和缸內(nèi)溫度對比分別見圖19和20。各方案的最高燃燒壓力相差不大，但是強渦流運動會增加傳熱損失，致使方案5的壓縮沖程缸內(nèi)壓力和溫度降低。相同進氣流量條件下的燃燒特征參數(shù)對比見表4，瞬時放熱率和累積放熱率對比分別見圖21和22。從放熱規(guī)律看，在進氣流量一定的條件下，雖然受缸內(nèi)溫度降低的影響，強渦流使著火滯燃期略有增加，但總體來說渦流同時促進預(yù)混和擴散燃燒階段的放熱速率，促進燃燒重心提前、燃燒持續(xù)期縮短，并最終促使方案5累積放熱量提高。

5?結(jié)束語

借助CONVERGE平臺，對可調(diào)渦流燃燒系統(tǒng)換氣、油氣混合和燃燒過程進行仿真，標(biāo)定模型在流場結(jié)構(gòu)、缸壓曲線等方面與試驗數(shù)據(jù)一致性較好。

在進氣道安裝渦流調(diào)節(jié)閥，可以實現(xiàn)渦流比為3的強渦流流場。渦流促進油氣的周向混合，強渦流加速預(yù)混燃燒階段的放熱，使燃燒重心提前，燃燒持續(xù)期縮短。強渦流運動導(dǎo)致缸內(nèi)傳熱損失增加，在相同進氣流量下著火滯燃期延長。

針對可調(diào)渦流燃燒系統(tǒng)的全工況燃燒性能進行分析，可進一步改善高渦流比進氣道的流通性能。

參考文獻：

[1]?LI Y F， CAI Z Z， LI Y Z， et al. Increasing a diesel engine power output by combustion system optimization[C]// Proceedings of 2013 SAE/KSAE International Powertrains， Fuels and Lubricants Meeting. Seoul：SAE International， 2013. DOI：10.4271/2013-01-2530.

[2]?LI Y F. A new estimation of swirl ratio from steady flow rig testing[C]// Proceedings of SAE 2014 International Powertrain， Fuels & Lubricants Meeting. Birmingham：SAE International， 2014. DOI：10.4271/2014-01-2587.

[3]?WEN M， LI Y F， TAN L H， et al. Numerical simulation analysis into effects of piston bowl geometry on combustion process for a high power density diesel engine[C]// Proceedings of JSAE/SAE 2015 International Powertrains， Fuels & Lubricants Meeting. Kyoto：SAE International， 2015. DOI：10.4271/2015-01-1855.

[4]?WANG K， LI H Y， LI Y F， et al. Effect of depth of valve avoiding pit on combustion process for a heavy duty diesel engine[C]// Proceedings of WCX 17：SAE World Congress Experience. Detroit：SAE International， 2017. DOI：10.4271/2017-01-0725.

[5]?LI H Y， WANG K， WANG L， et al. Effect of geometric structure of cylinder head on combustion process in a diesel engine[C]// Proceedings of WCX 17：SAE World Congress Experience. Detroit：SAE International， 2017. DOI：10.4271/2017-01-0692.

[6]?MIGAUD J， RAIMBAULT V， CHALET D， et al. Variable charge air duct for low-end torque enhancement and high speed performance[J]. MTZ Worldwide， 2015， 76（1）：20-25. DOI：10.1007/s38313-014-1006-y.

[7]?ADOLPH D， REZAEI R， PISCHINGER S， et al. Gas exchange optimization and impact on emission reduction for HSDI diesel engines[C]// Proceedings of SAE 2009 World Congress & Exhibition. Detroit：SAE International， 2009. DOI：10.4271/2009-01-0653.

[8]?LI Y F， ZHAO H， LEACH B， et al. Optimisation of in-cylinder flow for fuel stratification in a three-valve twin-spark-plug SI engine[C]// Proceedings of SAE 2003 World Congress & Exhibition. Detroit：SAE International， 2003. DOI：10.4271/2003-01-0635.

（編輯?武曉英）