螺旋/切向氣道相異氣門的缸內氣體分層燃燒分析

王應肖，張韋，陳朝輝，蔣倩昱

（650500 云南省 昆明市 昆明理工大學 云南省內燃機重點實驗室）

0 引言

近年來，世界各國對汽車污染物排放的要求越來越嚴格[1]，而氮氧化合物（NOX）和顆粒物（PM）是柴油車排放的主要污染物[2]。將發動機廢氣從排氣管引入進氣管的廢氣再循環技術，借助廢氣的吸熱和稀釋效應，大幅降低燃燒溫度，實現低溫燃燒，是控制NOX-PM 的有效措施[3]。但直接將大量廢氣引入氣缸會造成燃燒惡化，熱效率大幅下降。為此，科研人員針對缸內氣體分層進行了一系列研究。余小草[4]在螺旋氣道分別設置了4 個噴射位置，不同噴氣位置使壓縮后期缸內燃氣在徑向上呈現不同的濃稀分布；沈照杰[5]等在切向氣道不同位置通入EGR，加上時序進氣的策略實現缸內廢氣分層；劉增勇[6-7]等通過調節EGR 管與氣門的相對位置來改變EGR 廢氣分層形式。當EGR 管位于進氣門一側時，廢氣和可燃混合氣分別位于燃燒室兩側，EGR 管位于2個氣門中間時，燃燒室中間廢氣濃度最高。趙云龍[8]等發現，分別在切向、螺旋氣道上加裝隔板及導管，有利于廢氣的分層控制。綜上所述，通過對進氣道-缸內流場的模擬分析，可獲取二者的對應關系，改變不同進氣在缸內的分布位置，可實現對缸內氣體充量分層燃燒的控制。

以配備螺旋/切向雙氣道的D19 柴油機為研究對象，根據被測D19 柴油發動機的試驗數據及主要技術參數，構建柴油發動機的一維仿真模型，利用一維仿真結果作為三維數值模擬的初始邊界條件。同時，基于CFD 仿真，分析穿過螺旋/切向氣道相異氣門缸內的流動特性，以及分層燃燒特性。

1 柴油機仿真模型的構建及驗證

1.1 一維模型的構建與驗證

以D19 立式、水冷、四沖程柴油機為研究對象，柴油發動機主要技術參數如表1 所示。根據被測D19柴油發動機的試驗數據及主要技術參數，利用一維Boost 軟件構建柴油發動機的仿真模型，利用一維仿真模型對目標發動機工作循環進行準確模擬。本文構建的D19 柴油機模型如圖1 所示。

表1 D19 柴油機主要技術參數Tab.1 Main technical parameters of D19 diesel engine

圖1 D19 柴油機一維仿真模型Fig.1 One-dimensional simulation model of D19 diesel engine

D19 柴油發動機的工況選定為最大扭矩2 200 r/min、100%負荷。該工況單缸循環供油量為44.2 mg/cyc。缸內壓力及放熱率試驗測量值與模擬計算值對比，如圖2 所示。

圖2 缸內壓力與放熱率Fig.2 In-cylinder pressure and heat release rate

圖3 為2 200 r/min 負荷特性的試驗測量值與模擬計算值的對比。由圖2 和圖3 可知，缸內壓力、放熱率、負荷特性的試驗測量值與模擬計算值曲線的一致性較好，所以通過一維Boost 軟件構建的柴油機仿真模型的結果較為準確，能滿足目標發動機的仿真需求。

圖3 負荷特性Fig.3 Load characteristics

1.2 三維CFD 模型的構建及驗證

瞬態流動模型選取D19 最大扭矩工況為2 000 r/min、100% 負荷，單缸循環供油量為44.2 mg/cyc，374～128 °CA BTDC 為進氣門開啟持續期，氣門升程可在0～12 mm 范圍內變化。利用三維UG 仿真軟件構建包含D19 螺旋/切向氣道、氣缸、燃燒室的三維實體模型，如圖4 所示。

將UG 構建的幾何實體模型導入CFD 軟件Converge 中，并設置初始邊界條件和調整算例，設置基礎網格大小為6 mm。對進氣道及氣缸部分的溫度場與速度場進行自適應網格加密，溫度場與速度場加密均為3 層。此外，針對氣門、氣門座的敏感部位進行固定網格加密，這樣可在進氣門開啟持續期內保持較為密集的網格，有利于提高計算效率，而在氣門關閉后使網格相應變大，以便提升計算精度。氣道-氣缸-燃燒室CFD模型如圖5 所示。

圖4 D19 三維實體模型Fig.4 3D solid model of D19

圖5 D19 三維網格模型Fig.5 3D mesh mode of D19

在CFD 計算中，利用一維仿真結果作為三維數值模擬的初始邊界條件，柴油發動機燃油運動過程及燃燒過程所用的模型如表2 所示。

經三維Converge 模擬計算與試驗測量得到的缸內壓力與進氣質量流量的變化曲線如圖6 所示。發動機缸內進氣階段與壓縮階段壓力的試驗測量值與CFD 計算值相比較，在進氣階段與壓縮階段兩者曲線的一致性較好；將發動機1 個循環單缸的進氣質量0.000 71 kg/cyc 按小時換算后為187 kg/h，而試驗測量值為190 kg/h（層流流量計測量得到），二者相比，誤差為1.6%。缸內壓力、進氣流量的CFD 計算值與試驗測量值對比可知，本文所構建的三維CFD 模型，其中選取的子模型，以及初始、邊界條件的設置都較為準確，能夠滿足真實發動機的仿真需求。

表2 三維CFD 模型的選取Tab.2 Selection of 3D CFD models

圖6 缸內壓力與進氣質量流量Fig.6 In-cylinder pressure and intake mass flow

2 相異氣門的模擬計算結果

2.1 相異氣門的流動特性分析

圖7 為相異氣門升程曲線，可分別實現螺旋/切向氣道的最大氣門升程在10～12 mm 的調整。利用10 mm 和12 mm 氣門升程曲線，組合為“螺切10/10”“螺切10/12”“螺切12/10”“螺切12/12”的4 個相同及相異氣門升程的組合。

圖7 相異氣門升程曲線Fig.7 Different valve lift curve

圖8 為相異氣門條件下缸內進氣量與渦流比變化。為了描述方便，將螺旋氣道氣門升程12 mm、切向氣道氣門升程12 mm，簡稱為“螺切12/12”。

圖8 進氣量與渦流比Fig.8 Air intake and swirl ration

由圖8（a）可知，缸內進氣量峰值出現在178 °C ABTDC 時刻，在128 °C ABTDC 時刻，進氣門關閉，進氣量不再變化。進氣量大小表現為，螺切10/12 ＞螺切12/10 ＞螺切12/12 ＞螺切10/10。由圖8（b）可知，缸內渦流比的第1個峰值出現在247 °C ABTDC 時刻，該峰值是由進氣運動所形成的，在0 °C ABTDC 達到第2 個峰值，該峰值是由活塞向上運動將氣體壓入燃燒室凹坑內，導致缸內氣體的旋轉半徑減小，渦流強度大幅增加所形成的。在相異氣門條件下，螺切10/12 的渦流比最大，與螺切12/10 的渦流比都比螺切12/12 大，而螺切10/10 的渦流比最小。這是因為在相異氣門升程條件下，兩進氣門的進氣量和進氣速度不相同，在兩氣門進氣能夠相互協同的條件下，缸內氣體的運動能量并不相互抵消，可使缸內氣體流速上升，角動量增加，達到使進氣量和渦流比提升的目的。

2.2 相異氣門的缸內氣體分層

圖9 為相異氣門的螺旋氣道引入方式下的切片。由圖可知，由于通過螺切10/12 的氣流在缸內流經不同的通道，圍繞氣缸中心形成較為均勻的環形分層，呈現外稀內濃的氣體分布，CO2主要集中在燃燒室中心區域。螺切12/10 同樣形成圍繞氣缸中心形成近似環形分布，在燃燒室右側凹坑內，CO2分布較少。通過螺切12/12 的氣流在缸內相互擠壓，CO2主要分布在約占整個1/2 燃燒室容積的區域內，形成側向分布。穿過螺切10/10的氣流在缸內相互碰撞，CO2主要聚集在燃燒室的左側區域內，形成約占整個1/2 燃燒室容積的濃度分布。缸內整體分層形態呈現，CO2主要集中在凹坑和燃燒室相對中心區域。

圖10 為相異氣門的切向氣道引入方式下的切片。由圖可知，由于相異氣門兩側的進氣量和進氣速度不相同，同時CO2由切向氣道通入。因此，CO2在螺切10/12 的切向氣道側附近形成3/4 的高濃度分布，在靠近螺旋氣道側分布較少；CO2在螺切12/10 的缸內分布與螺切10/12 基本相同。螺切12/12缸內的CO2將聚集在燃燒室右側偏上位置，形成約占1/2 容積區域的偏置分布；螺切10/10 缸內的CO2分布在燃燒室余隙及壁面位置，形成約占整個燃燒室1/2 容積的CO2濃度分布。缸內整體分層形態呈現，靠近切向氣道一側的CO2分布較多，圍繞燃燒室中心區域的CO2分布較少。

2.3 相異氣門的缸內氣體分層燃燒

圖9 螺旋氣道引入方式下的CO2切片Fig.9 CO2slice with spiral airway introduction

圖10 切向氣道引入方式下的CO2切片Fig.10 CO2slice with tangential airway introduction

圖11 為相異氣門的累積放熱量。累積放熱量大小為：螺切10/12 ＞螺切12/10 ＞螺切12/12 ＞螺切10/10。與相同氣門條件下螺切12/12 的放熱量相比，由于螺切10/12 的進氣量更多，可使大部分燃油與空氣進行更充分的混合，由于其渦流比更大，因此缸內油氣混合也更加均勻，燃燒更充分，從而導致缸內放熱量增加。而螺切10/10的進氣量最少且渦流比最小，因此其燃燒不充分，放熱量也最低。圖12 為相異氣門的NOX質量分數。NOX生成量大小排序依次為：螺切10/12 ＞螺切12/10 ＞螺切12/12 ＞螺切10/10。氧含量的增加、燃燒溫度的升高以及高溫持續時間的增加決定NOx的生成。與最大氣門螺切12/12 的NOx生成量相比，由于螺切10/12 的進氣量較多，氧含量也最多，燃燒更充分，缸內放熱量增加，從而導致缸內溫度升高，加之缸內氣體分布在氣缸中心區域，形成較好的分層效果，因此缸內NOx的生成速率有所降低，但缸內總的NOx 生成量增加。螺切10/10 的進氣量最少，其次是渦流比最弱，放熱量最低，因此缸內溫度低與氧含量減少共同抑制了NOx生成，導致其NOx的生成量最少。

圖13 為相異氣門的Soot 質量分數。Soot 生成量大小排序依次為：螺切10/10 ＞螺切12/12＞螺切12/10 ＞螺切10/12。缺氧和高溫是Soot大量生成的主要原因，進氣量越低，則氧濃度越低，廢氣含量越多，加之在缸內氣體分層效果不明顯的情況下，也就意味著Soot 的排放會越高。與最大氣門螺切12/12 的Soot 生成量相比而言，由螺切10/10 的缸內進氣量最少，并且其渦流比最小，缸內沒有形成較為理想的分層效果，缸內氣體形成1/4 的偏置分布，導致油氣混合不充分，同時還伴隨缺氧的狀況，從而導致燃燒不充分，生成的Soot 量最多。而螺切10/12 的進氣量及渦流比最大，可保證大部分燃油與空氣進行更充分混合及燃燒，因此其Soot 的生成量最少。圖14為相異氣門的CO 質量分數。CO 生成量大小排序依次為：螺切10/10 ＞螺切12/12 ＞螺切12/10＞螺切10/12。CO 生成量的大小順序與Soot 的順序一致，二者主要是受缺氧的影響而生成的產物。

圖11 累積放熱量Fig.11 Cumulative heat release

圖12 NOX質量分數Fig.12 NOXmass fraction

圖13 Soot 質量分數Fig.13 Soot mass fraction

圖14 CO 質量分數Fig.14 CO mass fraction

3 結論

（1）在相異氣門條件下，由于螺旋、切向氣道氣門開度不同，穿過兩進氣門的氣體流速和進氣量不相同，在兩氣門進氣能夠相互協同的條件下，缸內氣體的運動能量并不相互抵消，可使缸內氣體流速上升，角動量增加，達到使進氣量和渦流比提升的目的。

（2）在相異氣門條件下，螺旋氣道引入方式下的氣體，凹坑和燃燒室相對中心區域CO2分布較多。而切向氣道引入方式下的氣體，靠近切向氣道一側的CO2分布較多，圍繞燃燒室中心區域的CO2分布較少。

（3）在相異氣門條件下，螺切10/12 與相同氣門的最大氣門升程相比，缸內進氣量的增加和渦流比的提升使油氣混合更均勻，燃燒更充分，導致缸內放熱量增加，發動機排放的Soot 和CO大幅減少，NOx略有增加。