PFI汽油机的进气道和燃烧室优化

表 2 计算边界温度（单位：K）
参数名称
参数值
图 2 计算网格模型
进气道壁面温度
303
排气道壁面温度
700
气缸内壁温度
450
汽缸盖表面温度
560
活塞表面温度
560
1.2 边界条件和初始条件 进出口的边界条件由 GT-power 一维循环数值模拟给出，进口为动态流量边界，出口为
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0 前言
汽油机的缸内气流运动对汽油机的燃烧至关重要，组织合理的缸内气流运动以保证燃烧
的充分有效进行是燃烧室优化的目标。传统的设计方法，即基于宏观概念的经验外推、在台
架上反复调试、对比以及各种参数的半试验分析、试凑等方法，花费大、周期长、适用性小、
效果不明显等问题越来越显著。CFD（Computational Fluid Dynamics）模拟计算辅助发动机设 计能够给设计提供大量的信息，设计开发周期短、花费小、效果显著。
进气道性能主要通过进气道流通能力（流量系数）及气体旋流能力(涡流或滚流)来评价。 而滚流比的提高往往是以牺牲流量系数为代价的，在不改变发动机布置方式的情况下很难做 到两者都提升，在工程实践中，如何平衡滚流比和流量系数是气道优化选型的关键。修改气 道喉口处角度（如图 3 所示）得到低滚流气道，牺牲部分气流运动来提升进气道流通能力； 同时增大气道喉口处直径也就是增大气门直径，气门直径由原来的 27mm 增大为 27.5mm。
图 3 气道修改方案
图 4 是所研究的三个工况的缸内充气量对比，原方案命名为方案一，低滚流大气门方案 命名为方案二。可以看出，两个全负荷工况低滚流气道大气门方案（方案二）的充气量比原 机方案有一定提高，有利于保证全负荷工况的功率输出；冷启动工况，两个方案的功率一样， 缸内充气量也就一样。
图 4 不同气道方案充气量对比
图 5 是缸内滚流比随曲轴转角的变化曲线。最大功率点两个方案的滚流比在进气阶段略
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有差异，低滚流大气门方案滚流比更高，压缩阶段两个方案一样；最大扭矩点低滚流大气门 方案的滚流高于原机气道方案；冷启动工况两个方案的滚流比差异很小。
6000rpm
4400rpm 图 5 不同气道方案滚流比对比
表 1 发动机参数表
参数名称/单位 缸径/mm 行程/mm 压缩比 余隙/mm
参数值 73 80 10.5 -0.7
图 1 原机 CAD 模型
1.1 计算网格
计算网格由 star-cd 内燃机专家系统 es-ice 生成，采用 mapping 方法生成高质量、易收 敛计算网格。单元格大小 1.5mm，总网格数 55 万，如图 2 所示。
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PFI 汽油机的进气道和燃烧室优化
武珊，李红洲，段加全，李伟
（中国第一汽车股份有限公司技术中心，长春 130011） (Tel: 0431-85788836, Email: wushan@rdc.faw.com.cn)
摘要：内燃机缸内气流运动对混合气的形成和燃烧过程有决定性影响，在汽油机开发过程中，通过气道与 燃烧室的合理匹配来组织合适的缸内气体流动，可以提高发动机的性能，从而满足开发目标。在设计阶段， 通过 CFD 的方法，建立缸内流动的三维模型，可以精确的模拟出发动机的进气过程和缸内气体的流动状况， 通过分析缸内速度分布状况以及涡流、滚流和湍动能的分布状况选择出适合的气道和燃烧室。 关键词：CFD， 汽油机，滚流，湍流
由于在评价过程中主要评价流动状态的参数，不涉及到燃烧排放，所以计算区间仅包括 进气压缩冲程。计算起始点为进气门开启前 2°CA，由于此发动机有进气 VVT，所以各工况 计算起始时刻不尽相同，计算终止点统一为 40°CA，其中 0°CA 为计算压缩上止点。计算 工况为最大功率点（6000rpm WOT）、最大扭矩点（4400rpm WOT）和冷启动（1200rpm 1barBMEP）。
（3）三个燃烧室方案，滚流比以无挤气方案表现最优；湍流在进气阶段主要受进气道 结构影响，三个方案一样，压缩阶段无挤气方案的湍流最强而且湍流场中心更靠近火花塞。 因此，三个方案中无挤气燃烧室方案与低滚流气道匹配最合理。
参考文献
[1] 周龙保, 刘忠长, 高忠英, 等. 内燃机学[M].机械工业出版社. 2010. 8 [2] John B Heywood. Internal Combustion Engine Fundamental [M]. New York: McGraw-Hill Company. 1988
湍流动能是评价缸内气流微观运动的重要指标，湍流能促进扩散燃烧火焰前锋面附近已 燃气体和未燃气体的交换，使火焰前锋面形成褶皱或分裂成多个燃烧中心，从而扩大火焰前 锋面表面积，提高火焰传播速率。
图 10 是缸内平均湍动能随曲轴转角变化的曲线，从图中明显看出，转速越高，缸内气 流运动越剧烈，缸内平均湍动能越大；同一转速下，三个方案的湍流动能发展趋势一致。进 气过程中的湍流动能主要与进气流速和进气道结构有关，三个方案进气道一样且采用同样的 进出口边界条件，因此，进气阶段的湍动能相差不大。湍流是一直在耗散的，随着进气冲程 的结束，缸内湍流逐渐减弱。在压缩冲程，活塞上行运动加强了气体流动，同时，活塞上行 使滚流发展空间变小，大尺度的滚流受压破碎成更小尺度的不规则运动的湍流，这都使得湍 动能在压缩上止点前形成另一个峰值，这一阶段的湍流发展主要与活塞运行速度和燃烧室结 构密切相关。在高速工况，活塞运动起主导作用，三个方案的湍流大小相差不大；中低速工 况，燃烧室结构对湍流的影响能够凸显出来，无挤气燃烧室由于滚流大量破碎成小涡团，能 够在压缩段获得更多的湍流，因此湍流动能最高，其次是四面挤气燃烧室，两面挤气燃烧室 最次。
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6000rpm
4400rpm 图 10 平均湍流动能曲线
1200rpm
对于汽油机来说，点火时刻的缸内气体流动状况对发动机点火以及着火后的火焰传播速 度有很大影响，火花塞附近必须有足够的湍动能，才能保证顺利点火。保证缸内有一个合理 的湍动能分布，可以使缸内燃烧更加合理，从而满足发动机性能的需求。图 11 是最大扭矩 点（4400rpm WOT）压缩上止点前 20°CA 时刻的缸内湍动能分布云图。该时刻无挤气燃烧 室方案（方案四）的湍动能最强，其次是四面挤气燃烧室方案（方案二），两面挤气燃烧室 方案（方案三）的湍动能最小。无挤气方案的湍流场中心更靠近火花塞，这有利于保证顺利 点火以及火焰的传播，而另两个方案的湍流场中心偏向进气门侧。
低滚流气道+大气门+两面挤气命名为方案三，低滚流气道+大气门+无挤气命名为方案 四。本章节主要讨论进气道与燃烧室的匹配，通过计算分析，选择出适合低滚流气道的燃烧 室方案，因此分析内容主要围绕方案二、方案三和方案四进行。
图 8 是三个燃烧室方案的滚流比对比图，两面挤气方案（方案三）的滚流比最低，四面 挤气方案（方案二）和无挤气方案（方案四）在最大功率和冷启动工况相差不大，最大扭矩 点无挤气方案（方案四）的滚流比有大幅提升。无挤气方案滚流在进气阶段和压缩阶段前期 均高于其它两个方案，但是上止点附近滚流强度下降很快。这是因为相同排量和相同压缩比 条件下，各方案上止点时的容积是相同的。无挤气燃烧室缸盖容积最大，因此活塞凹坑容积 最小，棚顶夹角和活塞顶凹坑直径不变的情况下，缸盖到活塞的距离也最小。随着压缩冲程 活塞的上行，滚流的发展空间越来越小，宏观滚流涡团开始破碎。无挤气燃烧室由于缸盖活 塞距离最小，滚流破碎程度最大，导致压缩后期无挤气方案（方案四）滚流比下降最快。
本文基于通用解析流体软件 star-cd 对一四缸汽油机进气道和燃烧室进行优化，分析了 不同进气道和燃烧室方案的缸内气流运动，研究了气道和燃烧室的匹配。
1 研究对象
本文的研究对象是一四缸四冲程进气道喷射汽油机，为了满足新一代油耗和排放法规，
对原机进行性能优化。图 1 为该发动机原机的 CAD 模型，发动机参数如表 1 所示。
四面挤气-方案二
两面挤气-方案三
无挤气-方案四
图 11 4400rpm 的压缩上止点前 20°CA 湍流分布切面图
根据以上数据分析表明：高转速工况，燃烧室结构的影响较小，三个工况的滚流比和湍 流动能相差很小；中低转速工况，三个燃烧室方案的滚流和湍流动能在压缩上止点附近出现 了较大差异，无挤气燃烧室方案相对其他两个方案有一定的优势，滚流水平较高，平均湍流 动能也更强，火花塞附近湍流动能值最大，湍流场中心更靠近火花塞。综上所述，在三个燃 烧室方案中，推荐使用无挤气燃烧室（方案四）与低滚流气道匹配。
6000rpm
4400rpm 图 8 三个燃烧室方案的滚流比曲线
1200rpm
四面挤气-方案二
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两面挤气-方案三
无挤气-方案四
-240°CA
-120°CA
-20°CA 图 9 6000rpm 的速度切面图
图 9 是最大功率点（6000rpm WOT）几个曲轴转角下通过气门轴线的速度切图，三个方 案的气流运动趋势一致，发展过程也类似；但在压缩上止点附近，无挤气燃烧室的缸内滚流 下降的很快，这说明燃烧室结构对上止点附近时刻的缸内流动还是有比较大的影响。
在汽油机开发过程中，通过气道与燃烧室的合理匹配来组织合适的缸内气体流动，可以 提高发动机的性能，从而满足开发目标。因此由于进气道结构改变，需要重新评估进气道与 燃烧室的匹配，并根据气道结构给出新的燃烧室方案，寻找与低滚流气道匹配的燃烧室方案。
分析原机燃烧室结构发现，原机是四面挤气缸盖，挤区面积较大。挤气面可以在压缩冲 程后期形成挤流运动，以增强燃烧室内的湍流强度，促进混合燃烧。但如果挤气面积过大或 与气道匹配不合理，则会影响进气，减少进气量和降低滚流比。为此在低滚流气道大气门方 案（方案二）的四面挤气缸盖基础上设计了两面挤气和无挤气两种缸盖方案。
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4 结论
（1）不管是气门直径、气道结构或是燃烧室结构对高速工况的气流运动影响较小，尤 其是对压缩冲程气流运动的影响不大，对高速工况压缩行程的气流运动占主要作用的是活塞 的高速运动，因此，本文中多个方案高速工况在上止点附近的滚流和湍流都差不多。
（2）低滚流大气门方案相比原机方案，气道流通能力提升，同时由于喉口处结构的变 化，弥补了低滚流气道的滚流削弱，缸内滚流运动与原机方案持平。
动态压力边界。气门的开启和关闭由气门升程文件控制，整个模拟过程与发动机的实际工作 状态相同。计算开始时刻的缸内和进排气道内的初始状态数据也由 GT-power 一维循环数值 模拟给出。给定进排气道壁面、气缸内壁面、气缸盖表面温度和活塞表面温度，具体参数值 如表 2 所示，作为缸内工作过程计算的换热边界条件，采用恒温边界，不考虑活塞运动和缸 内燃烧对温度的影响。
1200rpm
图 6 是最大扭矩点几个进气时刻的速度切图，虽然低滚流气道有削弱滚流的作用，但是 喉口处截面积增大导致沿气门前沿进入气缸的气体增加，沿气门后沿进入气缸的气体减少， 从而使得缸内的滚流运动加强。
方 案 一
方 案 二
-270°CA
-210°CA
-150°CA
图 6 不同气道方案 4400rpm 工况的速度切图
2 进气道结构优化
对于汽油机来说，发动机的进气过程很重要，进气过程进入气缸的空气量和气体的速度 分布及其涡流(或滚流)和湍流状况等可以影气体在缸内的流动状况、燃油雾化分布状况及燃 烧状况，从而对发动机的经济性、动力性、排放指标、燃烧噪音和怠速稳定性等产生重要的 影响。一般要求进气道能提供尽可能多的适合强度涡流（或滚流）的新鲜空气。
图 7 是缸内平均湍动能随曲轴转角的变化曲线。两个方案在不Байду номын сангаас工况的缸内平均湍动能 差异很小
6000rpm
4400rpm 图 7 不同气道方案平均湍动能对比
1200rpm
总体来说，低滚流大气门方案在提高气道流量系数的前提下，还保证了缸内较高的滚流。
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