米勒循环发动机进气道优化设计_周正群.pdf

内燃机与配件 米勒循环发动机进气道优化设计周正群，韦善景，刘伟达，李露露，李坚，李红双（上汽通用五菱汽车股份有限公司，广西 柳州 ）摘要：为了满足越来越严格的油耗法规要求，对某增压发动机进行米勒循环改造，通过利用 手段进行了三种进气道方案设计对比分析，并进行样机试验对比，结果表明：进气道滚流比的提升，可以大大增强缸内气流湍流强度，加快缸内燃烧扩散速度，燃烧速率较奥托循环气道提升 。相比奥托循环，米勒循环外特性最大扭矩下降，额定功率下降，但米勒循环对发动机外特性的油耗降幅非常可观，低速工况降幅达到，高速工况降幅达到 。关键词：米勒循环；气道设计；流体仿真；滚流比；燃烧性能中图分类号：文献标识码：文章编号：（），（，）：，？，：；作者简介：周正群（），工程师，主要研究方向：发动机流体设计与仿真分析等。前言随着国六排放法规的实行以及未来碳达峰的到来，内燃机降油耗，提升热效率水平成为了各大主机厂的首要任务。目前，米勒循环技术逐渐成为了大家熟知的可降油耗的有效技术手段之一，米勒循环主要采用通过进气正时控制进气门提前关闭或推迟关闭技术，米勒循环技术一方面可以实现膨胀比与压缩比的解耦，使得做功行程膨胀比大于压缩行程有效压缩比，达到提升热效率的目的；另一方面通过气门型线跨度包角的减小可以实现部分负荷更大的节气门开度和进气压力，从而减小进气过程的泵气损失，改善燃油经济性。米勒循环为了实现进气门的提前关闭，进气门的凸轮型线较奥托机型会有较大的变化，进气型线最大升程会显著降低且跨度包角范围也会有较大的减小；进气系统的以上改变会大大削弱进气过程中气流进入燃烧室内的进气冲量，导致燃烧系统缸内油气混合状态恶化以及缸内湍动能会有较大降低，燃烧状态恶化极易导致低速高负荷的早燃、爆震等情况发生；米勒循环技术带来的上述弊端，可以通过对进气道的结构进行优化，提升气道滚流比强度来解决，因此进气道的优化设计研究在米勒循环改造中显得十分有意义。本文基于某奥托循环增压发动机进行米勒循环改造，重点对进气道进行了优化设计研究，最终确认气道优化设计方案，进行了样机开发，达到了改善缸内燃烧，降低发动机油耗水平的目的。气道评价方法目前针对进气道的评价方法还没有达到统一，但现有最常用的评价方法有种：评价方法、评价方法、评价方法和 评价方法。这种评价方法均利用流量系数和滚流比两个主要参数来评价进气道，但各 方 法 对 参 数 的 定 义 有 所 不 同。本 文 主 要 采 用 的评价方法进行气道设计分析评估，就不在此对其他三种方法进行阐述，方法定义如下：流量系数代表气道实际的质量流量与理论质量流量的比值，其反映气道在不同气门升程条件下气体的流通能力。滚流比为通过 测试设备或 模拟获得缸盖底平面以下 倍缸径位置基准平面的气体旋转速度，另一方面假定缸内气流平均轴向速度与活塞平均速度相等，计算得到虚拟发动机转速。滚流比定义为缸内滚流基准平面气流 旋 转 速 度 与 虚 拟 发 动 机 角 度 之 比，计 算 公 式如下：流量系数：滚流比：式中：实际进气质量流量，；：理论进气质量流量，；：为进气门数目；：进气门密封直径，；：气体密度，；：为进气压降，；：缸内滚流基准面气流旋转速度，；：气缸排量，。DOI:10.19475/ki.issn1674-957x.2023.04.037 年第期进气道优化设计 气道设计方案对比在米勒循环改造过程中，经过多次迭代设计后，初步确定三种气道设计方案，为了更好的研究进气道结构对发动机性能的影响关系，主要针对三种进气道设计方案，利用 软件工具进行稳态数值分析研究。进气道设计方案如图所示：、原气道：常规的奥托循环气道，气道顶部和底部轮廓均有较大弧线，有利于气道流通性；、方案气道：气道顶部轮廓平直，底部轮廓在中部有幅度设计，在气道喉口位置进行收缩，形似“鱼肚型”设计，引导气流流向燃烧室中心流动；、方案 气道：气道顶部和底部轮廓线均平直设计，截面积呈渐缩“锥形”设计，且在气道喉口底部位置设计导流结构，会对气道喉口截面积有较大牺牲，但对滚流的引导作用会加强。（）原气道（）方案气道（）方案 气道图气道设计方案对比本文基于原奥托循环增压发动机进行米勒循环改造开展研究，发动机的基本参数见表。表发动机基本参数参数数值排量 缸径 行程 气缸数个压缩比（奥托循环）：压缩比（米勒循环）：图稳态 网格模型 进气道稳态 分析 模型建立及设置运用 软件对各进气 道 方 案 进 行 了 稳 态 数值模 拟 分 析，模 型 包 括 气 道、燃烧室和缸套模型，为了壁免缸套出口的气流回流，缸套需要延伸达到缸径的 倍；模型计算网格由 软件自带 工具生成，主要网格由六面体和四面体网格组成，最大网格尺寸设置为，最小网格尺寸为 ，计算采用 湍流模型，近壁面网格采用复合壁面处理；进、出口压力差设置 ，计算网格模型如图所示：流量系数结果对比图示出了三种气道方案在各气门升程下的流量系数，三种气道方案的流量系数随气门升程变化的趋势一致，在较低升程时由于气门的节流作用逐渐减小，气道的流量系数逐渐增大，当气门升程达到 后，流量系数保持在最大值。图中原气道方案的气道流通性最好，流量系数最大为 ，方案 气道的流通性次之，最大为 ，比原气道下降 ，方案 气道的流通性最弱，最大流量系数为 ，比原气道下降 。图流量系数结果对比 滚流比结果对比图示出了三种气道方案在各气门升程下稳态滚流比结果，原气道的滚流比强度表现较弱，在 升程以内的滚流比均在 以下，在 升程后才有较大的提升，最高滚流比为 ；方案 和方案 气道滚流强度提升较大，在低升程时快速提升至 以上，两种方案气道的滚流表现有一定差异，方案气道在 气门升程内表现比方案稍低，但在 以后滚流比方案增大较多，最大滚流比达到 。滚流比和流量系数结果呈现负相关关系，无法两者同时达到提升，滚流比的提升会在一定程度上牺牲气道的流通能力。图稳态滚流比结果对比缸内 仿真分析 燃烧系统 模型建立燃烧系统 模型基于 软件建立，模型需由进排气道、进排气门、燃烧室以及活塞顶部形状结构形成封闭完整的腔体，如图所示，模型最大网格设置为，最小网格尺寸为 ，气门密封面等局部细化尺寸设置为 。为了更好的研究三种进气道方案对燃烧系统的影响，主要选取了 ，和 ，低速和高速两个工况进行缸内 对比分析研究。图燃烧系统 模型 模型设置模型计算边界条件由发动机一维热力学仿真计算模型统一提供，燃烧系统进气道入口和排气道出口均设置瞬态的压力和温度边界条件，如图所示。壁面初始条件设置经验温度值参数，见表，离散模型选用 模型，湍流模型选择 ，壁面模型处理选择混合壁面模内燃机与配件 型，燃烧模型选用 。图边界条件设置表壁面温度边界设置位置温度进气道表面 排气道表面 燃烧室 缸套 活塞顶面 模型验证由于项目改造初期，只能依靠一维热力学模型提供模型边界条件，为了提供更为准确的边界条件，需要对原机试验性能参数，对热力学模型进行标定，主要进行进排气道压力、进气量、进排气温度、气门正时、油耗等数据标定，热力学模型见图，如图所示为原机型的的试验和 仿真缸内压力对比结果，两者趋势基本一致，且压力最大偏差小于，可以进行后续的研究。图一维热力学模型图模型缸内压力验证 缸内瞬态 分析 缸内瞬态滚流比结果对比图 示出了三种气道方案在 ，工况下的缸内滚流比结果，三种气道结果趋势一致，进气过程中，当气门开度达到最大开度时刻，形成了滚流第一个波峰值，随着进气门逐渐关闭，滚流逐渐减小，在压缩行程时，由于活塞上行挤压气流，滚流比又逐渐增大，形成第二个滚流峰值。和气道稳态滚流结果相符，方案 气道整体的滚流水平最高，第一个滚流波峰值达到 ，第二个波峰值达到 ，缸内滚流强度较原气道大幅提升，较原气道滚流强度提升 ，方案气道的滚流水平也比原气道提升很多，第一个滚流比波峰达到，第二个波峰值 ，原气道在进气过程中，随着气门开度的增大，滚流比上升速度慢且幅值较、气道小较多，很难满足米勒循环低速高负荷工况需求，容易产生早燃、爆震情况。图 示出了 ，工况下三种气道方案的滚流比结果，原气道滚流表现最差，在进气过程第一个峰值只达到 ，进气过程气道的进气冲量较小，方案、气道整体表现差异较小，且趋势表现一致，第一个峰值达到 ，在第二个波峰值有细微差异。在高速工况，由于活塞平均速度较大，导致整体的滚流比值较低速会有较大的下降，但是气流的运动强度会更强，对燃烧的影响很小。（），（），图缸内瞬态滚流比结果对比 缸内湍动能 结果对比图 示出了 ，工况下三种气道方案的湍动能结果，原气道在进气过程中形成了一个较高的峰值，达到 ，但在进气门关闭后，随着活塞上行压缩，虽有滚流破碎形成小尺寸涡流 ，但是无法形成第二个有效的湍动能波峰，湍动能峰值只有 ，方案、气道在进气过程形成的湍动能峰值比较一致，但在压缩行程，湍动能产生差异，方案 气道在压缩行程中，滚流破碎，快速形成湍流，湍动能峰值达到 ，较原气道提升 ，方案 气道湍动能峰值达到 ，较原气道提升 。图 示出了三种气道方案在 ，工况下的湍动能结果，进气过程湍动能峰值差异较小，均在 以上，但在压缩行程的第二波峰值和图 一样有明显的差异化，方案 气道的湍动能最大，峰值达到 ，方案气道次之，峰值达到 ，原气道方案最差，峰值 。缸内瞬态湍动能压缩行程峰值对燃烧的影响较大，是进气道优化选型关注的一个重要指标之一，湍动能越大，有利于火核的形成与扩散，改善燃烧状态。年第期（），（），图 瞬态湍动能结果对比 缸内湍动能 结果对比为了更加直观的了解各气道方案的缸内湍动能分布情况，图 示出了三种气道方案在不同工况下的压缩上止点 时刻的湍动能分布结果，在 ，工况下（见图 ），三种气道方案的湍动能分布结果差异明显，方案气道表现最佳，湍动能中心居中分布，靠近火花塞中心，且湍动能较原气道提升明显，有利于燃烧，方案气道虽然较原气道湍动能有所提升，但是湍动能中心偏向进气一侧，不利于着火后火焰向四周均匀扩散。在高速 ，工况下（见图 ），三种气道方案的湍动能分布形态差异较小，湍动能中心居中性较好，方案气道的湍动能更大。（），（），图 缸内湍动能分布对比缸内燃烧结果对比 缸内燃烧 结果对比综合以上的分析结果，方案气道的综合表现最佳，更加符合米勒循环的高滚流需求特征。为了进一步了解湍动能对燃烧结果的影响，对方案和原气道基于均匀混合进气条件进行燃烧分析，图 示出了方案 与原气道在 ，工况下的燃烧结果对比，方案气道由于其高湍动能特性影响，点火后，燃烧放热率快速上升，放热率曲线更陡，放热率峰值更大，燃烧放热持续时间比原气道更短，燃烧发展更激烈（见图 ）。累计放热量结果（见图 ）表明方案 气道在点火后，更早达到最大放热量点，燃烧中点 提前 曲轴转角，燃烧 值也提前 曲轴转角。（）放热率结果对比（）累计放热量结果对比图 燃烧 结果对比 缸内燃烧 结果对比图 示出了两种方案在 ，工况下的燃烧火焰形成与扩散结果，如图，方案在 点火后，在 燃烧放热，火焰面均匀向四周扩散，且火焰面集中，燃烧激烈，达到燃烧放热 点，火焰基本到达燃烧 室 壁 面 四 周，燃 烧 激 烈，达 到 了 燃 烧 放 热，强火焰面只存在进排气侧边缘较小区域，燃烧扩散更加迅速，燃烧持续期 较原气道缩短 曲轴转角，燃烧速率提升 。图 燃烧火焰面密度结果对比内燃机与配件 发动机性能台架试验结果对比 台架试验条件图 试验样机通 过 分 析 结 果综合评估，最终选择方案 高滚流进气道进行最终的样机 制 造，并 进 行 台 架 试验测试。试验台架如图 所示，试验主要设备包括：电 力 测 功 机、瞬 态 燃 油消耗仪、燃烧 分 析 仪；试 验 主 要 的目的评估样机方案的油耗以及外特性性能。试验结果对比 外特性性能对比图 示出了改造后的米勒循环发动机与原机的外特性扭矩、功率结果对比，最大扭矩由原机的 下降至 ，下降，下降幅度不大，对于运用于小型车辆而言完全可以接受，使用米勒循环后，额定功率由原来的 ，下降至 ，降幅，高速外特性工况下降幅度较小，主要因为米勒循环可以采用更高的进气压力和更大的点火提前角。图 外特性性能对比 外特性油耗结果对比图