直噴汽油機(jī)噴霧燃燒過程三維數(shù)值模擬

直接車輛（ddi）是提高汽油車輛油耗的重要手段。sdi采用分層混合氣和薄燃燒模式。隨著稀燃比熱容比的增加，節(jié)氣門流量的增加，部分負(fù)荷的油耗節(jié)約約為30%。筆者利用三維計算流體力學(xué)軟件FIRE建立了GDI發(fā)動機(jī)的計算模型,對化學(xué)當(dāng)量比條件下均質(zhì)混合氣和分層混合氣兩種模式的噴霧、混合氣形成和燃燒過程進(jìn)行了模擬,研究了兩種模式的燃燒特性,并為后續(xù)深入研究GDI發(fā)動機(jī)燃燒控制策略提供了模擬計算平臺.1計算模型1.1噴霧初始粒徑數(shù)值模擬中的噴霧模型采用離散液滴模型,包含噴霧粒子的蒸發(fā)、破碎、交互碰撞聚合、湍流擴(kuò)散和碰壁等子模型.蒸發(fā)模型為傳熱和傳質(zhì)類比模型對于噴霧液滴破碎過程的模擬采用設(shè)置初始粒徑分布概率和破碎模型相結(jié)合.描述GDI噴霧的初始粒徑分布采用Rosin-Rammler分布通過給出分布參數(shù)q和噴霧的索特平均直徑就可以計算出液滴初始粒徑的Rosin-Rammler分布.破碎模型采用Wave模型交互碰撞聚合模型基于Dukowicz統(tǒng)計液滴的方法建立,液滴碰撞通常用統(tǒng)計而不是用確定的方法進(jìn)行模擬.控制液滴之間碰撞次數(shù)和特性的概率分布,用統(tǒng)計方法進(jìn)行采樣.湍流擴(kuò)散依據(jù)Gosman和Ioannidis提出的隨機(jī)擴(kuò)散方法碰壁模型采用Walljet模型本研究中燃燒模型采用擬序小火焰模型式中:ρ1.2移動網(wǎng)格的生成試驗發(fā)動機(jī)為4缸4行程、進(jìn)排氣為可變配氣機(jī)構(gòu)(VVT)的缸內(nèi)直噴汽油機(jī),基本參數(shù)見表1.試驗發(fā)動機(jī)的三維模型導(dǎo)出生成的移動網(wǎng)格如圖1所示,全局采用六面體網(wǎng)格,近壁區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格貼體,網(wǎng)格尺度為2,mm,在進(jìn)排氣門與氣門座區(qū)域進(jìn)行局部細(xì)化,以保證網(wǎng)格質(zhì)量.為減少網(wǎng)格數(shù)量,在排氣門關(guān)閉的進(jìn)氣行程中將排氣道去掉,在進(jìn)、排氣門都關(guān)閉的壓縮和燃燒行程中則將進(jìn)、排氣道都去掉,這樣可以大大縮短計算時間.在氣門重疊時刻帶進(jìn)、排氣道時網(wǎng)格數(shù)量約為28×101.3發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道入口壓力波動計算初始條件和邊界條件的設(shè)置見表2.活塞和進(jìn)氣門、排氣門為移動壁面,其他為固壁邊界.模擬的發(fā)動機(jī)工況為轉(zhuǎn)速2,000,r/min、轉(zhuǎn)矩120,N·m,選取該工況主要由于在中高負(fù)荷時發(fā)動機(jī)會產(chǎn)生輕微爆震,可以與后續(xù)試驗對應(yīng)并有一定指導(dǎo)意義.進(jìn)氣道入口處邊界為壓力邊界條件(非穩(wěn)態(tài)邊界條件),試驗測得該工況下發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣道入口壓力波動曲線見圖2(定義進(jìn)氣上止點為360°CA,壓縮上止點為720°CA);排氣道出口采用定壓邊界條件,其他邊界采用溫度邊界條件.1.4中央差分格式采用控制體積法進(jìn)行流動控制方程的離散化,邊界值計算采用外推插值;連續(xù)方程、動量方程采用中心差分格式;能量方程、湍流控制方程和線性求解方程均采用迎風(fēng)差分格式.本文基于16-CPU集群系統(tǒng),運(yùn)行環(huán)境為RedhatLinuxAS4.464操作系統(tǒng),CFD軟件為FIRE,采用MPI模式并行計算.2定容燃燒彈噴霧模型為了研究GDI發(fā)動機(jī)的噴霧特性并對模擬所用噴霧模型進(jìn)行標(biāo)定,進(jìn)行了噴霧可視化試驗.圖3為噴霧陰影攝像的試驗裝置簡圖.試驗裝置由定容燃燒彈、CCD攝像機(jī)及其控制器、高壓供油系統(tǒng)、燃燒彈加壓系統(tǒng)、光源和同步控制器等部分組成.發(fā)動機(jī)所用的噴嘴為BOSCH高壓多孔噴嘴,該噴嘴共有7孔,推薦噴射壓力為10,MPa.試驗時采取噴嘴軸線與定容燃燒彈上平面垂直安裝.圖4為噴射壓力10,MPa、燃燒彈內(nèi)壓力0.1,MPa、不同方向的噴霧可視化圖像.為了標(biāo)定噴霧模型,建立了定容燃燒彈噴霧模型,如圖5所示,形狀為實際燃燒彈內(nèi)部形狀,噴油器位于網(wǎng)格頂部的中心處.圖6顯示了噴霧形態(tài)的試驗與模擬結(jié)果(選取正面結(jié)果)對比,圖7顯示了噴射壓力為10,MPa,噴射持續(xù)期2.7,ms時,不同燃燒室壓力下噴霧貫穿距離的試驗與模擬結(jié)果對比.可以看出,模擬計算得到的噴霧形態(tài)和貫穿距離與噴霧試驗結(jié)果吻合較好,說明該噴霧模型能夠較準(zhǔn)確地反映GDI噴嘴的噴霧特性,為缸內(nèi)噴霧模擬提供了依據(jù).3燃燒模型的標(biāo)定圖8為試驗發(fā)動機(jī)在轉(zhuǎn)速2,000,r/min,轉(zhuǎn)矩120,N·m工況下試驗和模擬得到的缸內(nèi)壓力變化曲線對比.可以看出,在進(jìn)氣、壓縮和燃燒階段模擬計算得到的壓力曲線與試驗結(jié)果吻合較好,說明該GDI模型可以較準(zhǔn)確地反映試驗發(fā)動機(jī)工作過程的基本特征.4發(fā)動機(jī)燃燒特性模擬了轉(zhuǎn)速2,000,r/min、轉(zhuǎn)矩120,N·m工況下GDI發(fā)動機(jī)化學(xué)當(dāng)量比條件下均質(zhì)混合氣和分層混合氣兩種模式的噴霧、混合氣形成和燃燒的整個工作過程.4.1發(fā)動機(jī)燃油噴射和燃油噴射均質(zhì)當(dāng)量比混合氣通過燃油在進(jìn)氣過程中單次噴射實現(xiàn),測量得發(fā)動機(jī)噴霧開始時刻為440°CA,噴霧持續(xù)期為53°CA.圖9顯示了GDI均質(zhì)當(dāng)量比模式噴霧過程,選取氣缸中心切片的燃空當(dāng)量比(左側(cè))分布和流場分布(右側(cè))的模擬結(jié)果進(jìn)行分析.可以看出,油束在噴射過程中受到周圍氣流作用而不斷霧化混合.由于該噴嘴采用10,MPa的高噴射壓力,噴霧出口速度大,貫穿能力很強(qiáng),這一方面有利于燃油霧化,但也使得油束貫穿距離較大,容易造成噴霧撞擊活塞頂面或氣缸壁面.噴射過程處于進(jìn)氣行程,從圖9缸內(nèi)流場分布可以看出,進(jìn)氣門開啟期間缸內(nèi)形成強(qiáng)烈的正滾流,在切面內(nèi)繞順時針方向旋轉(zhuǎn),而噴霧的貫穿作用在一定程度上也影響了缸內(nèi)流場分布,將缸內(nèi)分為兩個滾流旋轉(zhuǎn)中心.在滾流的作用下,油束被卷向進(jìn)氣側(cè)氣缸內(nèi)壁,這一方面可以防止噴霧直接撞擊氣缸壁面,造成潤滑油稀釋,同時可以促進(jìn)燃油與空氣更好地混合.圖10顯示了GDI發(fā)動機(jī)噴霧結(jié)束到點火之前缸內(nèi)混合氣形成過程,選取氣缸中心切片的燃空當(dāng)量比(左側(cè))分布和流場分布(右側(cè))的模擬結(jié)果進(jìn)行分析.可以看出,在噴霧結(jié)束之后,缸內(nèi)仍存在著較強(qiáng)的滾流,燃油與空氣在滾流的作用下在缸內(nèi)繞順時針方向旋轉(zhuǎn)并不斷混合.在進(jìn)氣門關(guān)閉(550°CA)之后,缸內(nèi)滾流速度逐漸降低,并且滾流的中心逐漸由氣缸中心向排氣門附近移動,這使得在點火之前,缸內(nèi)混合氣在噴嘴處形成一個略稀區(qū),在靠近排氣門側(cè)形成一個略濃區(qū),但整體混合較為均勻,火花塞附近區(qū)域處于化學(xué)計量比,這將有利于GDI發(fā)動機(jī)點火燃燒.圖11顯示了混合氣形成過程的燃油噴射與蒸發(fā)量對比,可以看出,在噴射過程中燃油蒸發(fā)速度較快,噴嘴的破碎霧化作用對于燃油蒸發(fā)起到主要作用.在噴油結(jié)束后,燃油在缸內(nèi)氣流作用下繼續(xù)蒸發(fā),但速度較之前明顯減弱.在壓縮上止點前35°CA,燃油蒸發(fā)過程基本結(jié)束.同時發(fā)現(xiàn),最終燃油蒸發(fā)量略小于燃油噴射量,這主要由于在缸內(nèi)混合氣形成過程中,少量的燃油由于噴霧碰壁、近壁處溫度較低以及縫隙作用等原因并未完全蒸發(fā)霧化、存在液相,最終燃油蒸發(fā)量約占到噴射總量的97%,絕大部分燃油都充分霧化.4.2燃燒模式對比GDI分層當(dāng)量比混合氣通過燃油在進(jìn)氣和壓縮沖程兩次噴射實現(xiàn),第1次噴射開始時刻為440°CA,第2次噴射開始時刻為660°CA,兩次噴油量比例為7∶3,即第2次噴射量占總噴油量的30%,兩次噴油總量與均質(zhì)當(dāng)量比模式的噴油量相同,使缸內(nèi)整體空燃比保持在化學(xué)當(dāng)量比.圖12和圖13顯示了GDI發(fā)動機(jī)分層當(dāng)量比模式時兩次噴射及混合氣形成過程,選取氣缸中心切片的燃空當(dāng)量比(左側(cè))分布和流場分布(右側(cè))的模擬結(jié)果進(jìn)行分析.可以看出,在第2次噴射開始時,第1次噴油在滾流作用下已在缸內(nèi)形成較為均勻的混合氣.第2次噴射過程中活塞處于上升行程,油束噴射后撞擊活塞頂面反射,并在缸內(nèi)氣流作用下在火花塞附近形成一個混合氣濃度略高的區(qū)域(燃空當(dāng)量比約為1.2),而在遠(yuǎn)離火花塞周圍區(qū)域混合氣濃度則較低(燃空當(dāng)量比約為0.8).圖14顯示了GDI分別采用單次噴射和兩次噴射時在點火時刻(696°CA)前缸內(nèi)混合氣的濃度分布,分別取氣缸中心切片(左側(cè))與火花塞頭部切面(右側(cè))處的濃度分布結(jié)果進(jìn)行分析.可以看出,在點火時刻之前,單次噴射在缸內(nèi)形成較為均勻的混合氣,火花塞周圍較大區(qū)域混合氣都處于化學(xué)當(dāng)量比,而兩次噴射則在缸內(nèi)形成分層混合氣分布,火花塞附近的混合氣較濃,而遠(yuǎn)離火花塞的區(qū)域則較稀.圖15顯示了GDI發(fā)動機(jī)均質(zhì)當(dāng)量比(左側(cè))和分層當(dāng)量比(右側(cè))兩種模式下點火和燃燒過程,選取氣缸中心切片溫度分布的模擬結(jié)果進(jìn)行分析.該工況下的點火時刻為696°CA(即24°CABTDC).可以看出,在點火之后,火焰從火花塞向周圍傳播,在燃燒初期,火焰?zhèn)鞑ナ艿礁變?nèi)氣流運(yùn)動的影響,并未以火花塞為中心均勻傳播.對比兩種模式的燃燒過程可以發(fā)現(xiàn),分層當(dāng)量比混合氣燃燒時火焰?zhèn)鞑ニ俣纫陀诰|(zhì)當(dāng)量比混合氣.這主要由于分層之后火花塞附近為濃混合氣,而遠(yuǎn)離火花塞區(qū)域則為稀的混合氣,混合氣濃度過濃或過稀都不利于燃燒快速進(jìn)行,因此在化學(xué)當(dāng)量比下采用該比例分層之后混合氣燃燒速度減慢.圖16顯示了試驗測得的GDI發(fā)動機(jī)均質(zhì)當(dāng)量比混合氣和分層當(dāng)量比混合氣兩種燃燒模式的示功圖曲線.可以看出,在化學(xué)當(dāng)量比下采用分層混合氣燃燒之后,由于燃燒速度降低,最大爆發(fā)壓力和壓力升高率都明顯減小,同時燃燒相位向后移動,這有助于GDI發(fā)動機(jī)大負(fù)荷降低爆震傾向.5層混合氣模式(1)建立了帶進(jìn)排氣道的GDI發(fā)動機(jī)三維數(shù)值模型,并對噴霧模型和燃燒模型進(jìn)行了試驗標(biāo)定,進(jìn)而模擬了GDI發(fā)動機(jī)化學(xué)當(dāng)量比條件下均質(zhì)混合氣和分層混合氣兩種模式從進(jìn)氣-噴霧