本文将计算内容分为分层效果计算和燃烧计算两部分, 分层效果计算工况曲轴转角范围选择从进气上止点0 ° CA开始到340 ° CA(压缩上止点前20 ° CA BTDC)的近点火时刻结束, 主要用于分析不同外部条件下EGR分层效果的优劣; 燃烧计算工况曲轴转角范围选择从进气上止点0 ° CA开始到516 ° CA(压缩上止点后156 ° CA ATDC)结束, 主要用于分析较优EGR分层工况的燃烧改善效果。

回流废气分层效果的计算实际上是对排气门二次开启规律的计算, 根据排气门的动作特点, 可将排气门二次开启行为参数概括为排气门二次开启时刻、排气门二次开启持续期和排气门二次开启升程, 它们分别决定了废气进入缸内的时刻、废气进气持续期和单位时间的废气回流量。为得到各单因素对回流废气缸内分层效果的影响规律, 计算分别按照图1、图2和图3三组气门升程曲线进行计算。图1中, 排气门二次开启时刻各工况点最大升程为3 mm、持续期30 ° CA, 排气门二次开启时刻从进气上止点后10 ° CA ATDC到进气上止点后150 ° CA ATDC每隔20 ° CA计算一组; 图2中, 排气门二次开启持续期各工况点最大升程为3 mm, 排气门二次开启的关闭时刻均为进气上止点后180 ° CA ATDC, 持续期分别为110 ° CA、90 ° CA、70 ° CA和50 ° CA; 图3中, 排气门不同二次开启升程计算选择持续期在进气上止点后70~180 ° CA ATDC, 最大升程分别为5 mm和7 mm。

图1

Fig.1

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	图1 排气门不同二次开启时刻计算工况点气门升程曲线Fig.1 Valve lift curves of different exhaust valves secondary open timing

图2

Fig.2

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	图2 排气门不同二次开启持续期气门升程曲线Fig.2 Valve lift curves of different exhaust valves secondary open duration

图3

Fig.3

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	图3 排气门不同二次开启升程计算工况点气门升程曲线Fig.3 Valve lift curves of different exhaust valves secondary open lift

虽然通过对计算结果的切片处理可以直观地获得每一位置的EGR率, 但仅通过二维切片难以实现不同计算工况EGR分层效果优劣的量化对比, 因此, 结合汽油机火焰由点火中心向四周传播的特点, 作者将计算域划分为如图4所示的5个以火花塞位置为中心的区域, 区域1为直径10 mm的球体与燃烧室的相交区域, 区域2为内径10 mm、外径30 mm的球壳与燃烧室的相交区域, 区域3为内径30 mm、外径50 mm的球壳与燃烧室的相交区域, 区域4为内径50 mm、外径70 mm的球壳与燃烧室的相交区域, 区域5为内径70 mm、外径90 mm的球壳与燃烧室的相交区域。

图4

Fig.4

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	图4 计算区域划分示意图Fig.4 Schematic diagram of computational area division

按照以上划分空间, 只需得到每一划分区域的EGR质量分数即可评判出EGR分层效果的优劣, 同时为方便对比, 引入了EGR分层比的概念, 即各划分区域EGR质量分数与平均EGR率的比值, 分层比越小, 说明该区域EGR浓度越低。EGR分层比为:

εEGR=ηi/ηmean(1)

式中: ηi为各分区内的平均EGR率; ηmean为整个计算域内的平均EGR率。

计算以某款1.4 L增压直喷汽油机为研究对象, 经逆向扫描获取了其进排气道和燃烧室的三维几何模型, 然后使用AVI Fire软件中的FAME Engine Plus功能对几何模型从进气上止点0 ° CA开始, 到膨胀行程排气门打开时刻516 ° CA为止进行网格划分, 全局最大网格尺寸为1 mm, 最小网格尺寸为0.5 mm。该型发动机的基本参数如下:缸径为76.5 mm; 行程为75.6 mm; 连杆长度为138 mm; 压缩比为10; 气缸气门数为4; 排量为1.390 L; 最大扭矩为225 N· m; 最大功率为96 kW。

基于排气回流的EGR分层方案主要用于降低部分负荷的进气泵气损失, 为探索通过废气回流量改变负荷大小实现无节气门控制负荷的可能性和范围, 计算工况进气口压力始终保持为100 kPa模拟节气门全开状态。根据GT-power一维计算结果和实验测量值, 设置如表1所示的边界条件和初始条件。

表1

Table 1

表1(Table 1)

表1 工况点的边界条件和初始条件 Table 1 Boundary and initial conditions for different cases 分层效果/燃烧计算工况 边界条件 分层效果/燃烧计算工况 初始条件 进气道壁温度/K 350 进气道内压力/kPa 100 排气道壁温度/K 580 进气道内温度/K 298 进气门温度/K 360 进气道内EGR率 0 排气门温度/K 580 进气道内当量比 0/1 燃烧室顶温度/K 580 燃烧室内压力/kPa 100 活塞顶温度/K 600 燃烧室内温度/K 298/893 缸套温度/K 550 燃烧室内EGR率 0/1 进气口温度/K 298 燃烧室内当量比 0 进气口压力/kPa 100 排气道内压力/kPa 100 进气口当量比 0/1 排气道内温度/K 850 排气口温度/K 850 排气道内EGR率 1 排气口压力/kPa 102 排气道内当量比 0 排气口EGR率 1

表1 工况点的边界条件和初始条件 Table 1 Boundary and initial conditions for different cases

表1中分层效果计算工况的燃烧室内初始条件与进气道内初始条件设置相同, 是为了摒除缸内残余废气对回流废气缸内分层分布的混淆。计算虽然使用GDI发动机模型, 但燃烧计算工况是按当量比为1的模式计算, 旨在说明回流废气分层分布对发动机燃烧的影响规律, 暂不涉及喷油参数与缸内废气分层分布的优化匹配内容。计算转速选定发动机的中间转速3000 r/min, 燃烧工况点火时刻为335 ° CA(压缩上止点前25 ° CA BTDC)。

数学模型选择的合理性对计算精度有重要影响, 计算过程湍流模型选用计算稳定性较好的k-zefa-f模型, 燃烧模型选用相关火焰ECFM模型, 爆震模型选用shell自燃模型^[7]。为验证所选模型的准确性和合理性, 图5给出了3000 r/min、扭矩40.5 N· m工况的计算和实验缸压曲线以及放热率曲线对比图。实验和仿真对比工况的点火时刻为压缩上止点前30 ° CA BTDC、喷油时刻为进气上止点后63 ° CA ATDC、喷油持续期为35 ° CA、单循环燃油喷射量为10.99 mg、进气压力为-51.2 kPa。

图5

Fig.5

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	图5 实验值和计算值示功图对比Fig.5 Indicator diagram comparison of experimental and computational values

从图5可以看出, 验证工况与计算工况得到的缸压曲线和放热率曲线具有较好的重合度, 满足示功图误差标准, 能够证明计算过程的准确性和合理性。

排气门不同二次开启时刻计算工况点选择30 ° CA较短的开启持续期是为了细分废气回流时刻并突出排气门二次开启时刻单因素对回流废气缸内分布位置的影响, 排气门不同二次开启时刻计算工况点在340 ° CA(压缩上止点前20 ° CA BTDC)近点火时刻的EGR分层比和EGR浓度切片组图分别如图6和图7(左侧为排气门侧, 右侧为进气门侧, 同后文三维计算切片)所示。从图6中EGR分层比曲线可以看出, 前四组计算工况点各分区的EGR分层比均在1附近, 各分区的EGR率和整个燃烧室的平均EGR率近乎相同, 回流废气基本呈均匀分布的状态; 排气门二次开启时刻在进气上止点后90、110、130 ° CA ATDC工况区域1和区域2均有较高的EGR分层比, 特别是110 ° CA ATDC工况区域1的EGR分层比达到1.96, 说明这三组工况火花塞附近堆积了相对较多的废气; 而排气门二次开启时刻150 ° CA ATDC时则表现出较为理想的EGR分层比变化趋势, 由区域1到区域5即由燃烧室中心到边缘废气浓度逐渐升高。结合图7中EGR浓度场可以看出, 前四组计算工况的回流废气分布较为均匀, 几乎没有浓度差, 与图6中EGR分层比的结果一致; 排气门二次开启时刻进气上止点后90、110、130 ° CA ATDC工况, 进气侧和排气侧区域表现出明显的EGR浓度差, 高浓度回流废气主要堆积在进气侧, 排气侧废气浓度相对较低; 排气门二次开启时刻150 ° CA ATDC, 回流废气主要堆积在排气侧, 而且与进气侧有更大的浓度梯度差。

图6

Fig.6

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	图6 排气门不同二次开启时刻计算工况在340 ° CA时各分区EGR分层比Fig.6 Refluent exhaust gas distribution of different exhaust valves secondary open timings at 340 ° CA

图7

Fig.7

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	图7 排气门不同二次开启时刻计算工况在340 ° CA时回流废气的浓度分布Fig.7 Refluent exhaust gas distribution of different exhaust valves secondary open timings at 340 ° CA

回流废气的上述分布规律主要受缸内滚流和废气进入时刻的影响, 排气门在进气行程前半段二次开启, 缸内大涡滚流还未形成, 回流废气不能随滚流产生有效的旋转运动, 废气较早的进入气缸容易被进气流动无规则冲散, 再加上废气与新鲜空气的缸内接触时间也相对较长, 因而到压缩末期会产生相对均匀的混合气。排气门二次开启时刻在进气行程中后期缸内已形成较强的滚流, 废气从排气门进入气缸后会在滚流的带动下沿滚流外围旋转转移, 正如图7后4组的计算结果所示, 在340 ° CA时废气和新鲜空气产生了明显的分层分布, 上止点后90、110、130 ° CA ATDC二次开启工况回流废气在滚流运动的作用下由排气侧转移到了进气侧, 并且有部分回流废气产生了过旋转, 运动到燃烧室中心造成区域1较高的EGR分层比, 而150 ° CA ATDC开启工况, 由于废气进入气缸时刻较晚, 到压缩末期废气基本仍堆积在燃烧室的废气侧。通过以上分析可以得出, 排气门回流废气在缸内滚流运动的旋转带动下会在燃烧室内发生转移, 较早的排气门二次开启时刻回流废气在缸内基本形成均匀分布的状态, 而排气门二次开启时刻在进气行程中后期回流废气与新鲜空气可以形成明显的分层分布效果。

考虑到回流废气较早的进入气缸不利于形成EGR分层效果, 持续期计算只选择如图2所示的进气行程中后期开启工况, 图8和图9分别为计算工况点在340 ° CA时EGR分层比曲线和EGR浓度场切片组图。从图8各分区的EGR分层比曲线可以看出, 除了110~180 ° CA ATDC工况内部区域有较高的EGR分层比, 其他工况点均表现出由区域1到区域5逐渐升高的EGR分层比变化趋势, 且区域1的EGR率均在平均EGR率的60%以下, 表现出较好的EGR分层效果。

图8

Fig.8

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	图8 排气门不同二次开启持续期计算工况在340 ° CA时各分区EGR分层比Fig.8 Refluent exhaust gas distribution of different exhaust valves secondary open duration at 340 ° CA

图9

Fig.9

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	图9 排气门不同二次开启持续期计算工况在 340 ° CA时回流废气浓度分布Fig.9 Refluent exhaust gas distribution of different exhaust valves secondary open duration at 340 ° CA

从图9回流废气浓度场分布可以进一步看出, 130~180 ° CA ATDC工况回流废气主要分布在燃烧室的排气侧和底部, 与上节不同开启时刻得到的回流废气运动规律一样, 废气进入气缸以后会在滚流的旋转推动下发生与滚流运动同方向的转移, 但不同于130~160 ° CA ATDC工况的是130~180 ° CA ATDC工况燃烧室中心区域并没有出现过旋转废气堆积, 说明较长的废气进气持续期减缓了废气随缸内滚流的旋转幅度。而排气门二次开启持续期110~180 ° CA ATDC工况, 由于废气相对较早的进入燃烧室, 燃烧室中心区域仍有部分过旋转废气存在, 使得该工况区域1的EGR分层比达到了1.15, 但仍要比110~140 ° CA ATDC较短的废气开启持续期工况区域1的EGR分层比低41.3%。排气门二次开启持续期对废气转移幅度的影响, 归根结底是对滚流强度的影响, 对滚流气道汽油机来说, 进气门上边沿的进气流动是形成缸内滚流的主导因素, 而排气门在进气行程打开会使进气流直接冲击到排气门上, 影响了进气流的贴壁面旋转运动, 而且排气门开启时间越长, 进气门上边沿出口气流的减弱作用越明显, 滚流强度也就越弱。排气门二次开启持续期影响滚流强度的这一特性在90~180与70~180 ° CA ATDC工况表现的更为明显, 虽然废气在进气行程更早的时刻开始进入燃烧室, 但大部分回流废气仍集中在排气侧, 燃烧室中心没有出现过旋转废气, EGR分层效果较为理想。

图10为排气门二次开启持续期70~180 ° CA ATDC工况不同气门升程的EGR分层比曲线, 从图中曲线可以看出, 排气门二次开启最大升程3 mm与5 mm工况的EGR分层比变化趋势较为理想, 燃烧室区域1和区域2的EGR率均低于平均EGR率, 并且从区域1到区域5的EGR分层比逐渐增大, 而最大升程7 mm工况区域1和区域2的EGR率均大于平均EGR率, 区域1的EGR分层比达到1.35, 燃烧室中心堆积了较高浓度的废气。对比图9排气门二次开启持续期70~180 ° CA、最大升程3 mm工况与图11最大升程5 mm和7 mm工况回流废气的缸内浓度分布可以看出, 受滚流减弱的影响, 回流废气大都集中在排气侧, 没有出现过旋转废气, 只是大升程工况的高浓度废气区占据了更大的燃烧室空间, 特别是最大升程7 mm工况, 高浓度废气已扩散到燃烧室中心区域, 造成区域1和区域2较大的EGR分层比。排气门不同二次开启升程回流废气的上述分布规律一方面是因为更高的气门升程带来更大的废气回流量, 尤其是排气门上边沿的废气回流量增多使得回流废气不易于利用进气流的推动效果, 而更容易向燃烧室中心区域扩散; 另一方面是因为进气行程中更高的排气门开启升程对进气门上边沿的进气流减弱也更为显著, 缸内滚流对回流废气的旋转推动作用降低, 因而排气门二次开启高升程工况的燃烧室中心区域会有更多的回流废气堆积。

图10

Fig.10

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	图10 排气门不同二次开启升程计算工况在340 ° CA时各分区EGR分层比Fig.10 Refluent exhaust gas distribution of different exhaust valves secondary open lift at 340 ° CA

图11

Fig.11

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	图11 排气门不同二次开启升程计算工况在340 ° CA时回流废气浓度分布Fig.11 Refluent exhaust gas distribution of different exhaust valves secondary open lift at 340 ° CA

表2为各计算工况点的平均EGR率, 从表中数据可以看出, 相同的开启持续期和升程, 排气门在进气行程后期二次开启的废气回流量要低于在进气行程前期二次开启的废气回流量; 相同的排气门二次关闭时刻和升程, 开启持续期越大, 废气回流量也越大; 相同的排气门二次开启时刻和持续期, 气门升程越大, 废气回流量也越大, 但废气回流量随气门升程的增大并没有显著提高, 最大升程7 mm工况仅比3 mm工况的EGR率大20.15%。

表2

Table 2

表2(Table 2)

表2 各计算工况点EGR率 Table 2 EGR rate of computational cases 开启角度(° CA)/ 升程(mm) EGR率 /% 开启角度(° CA)/ 升程(mm) EGR率 /% 10~40/3 2.76 150~180/3 0.26 30~60/3 2.28 130~180/3 1.21 50~80/3 2.17 110~180/3 3.4 70~100/3 2.34 90~180/3 8.5 90~120/3 2.25 70~180/3 14.79 110~140/3 1.74 70~180/5 16.79 130~160/3 1.09 70~180/7 17.77

表2 各计算工况点EGR率 Table 2 EGR rate of computational cases

为探究回流废气分层分布对发动机燃烧性能的影响, 图12和图13分别给出了排气门二次开启持续期70~180 ° CA ATDC、最大升程5 mm、回流废气温度850 K的分层热EGR工况, 相同开启持续期和升程、回流废气温度298 K的分层冷EGR工况以及与分层冷EGR工况具有相同空气质量的均质冷EGR工况的缸压和放热率曲线对比。从图12中的缸压曲线可以看出, 三组计算工况的缸压峰值相差较大, 分层热EGR工况燃烧质量最好, 缸压峰值达到了3.83 MPa; 分层冷EGR工况次之, 缸压峰值为2.53 MPa, 比分层热EGR工况低33.94%; 与分层冷EGR工况相同空气质量的均质冷EGR工况EGR率可达28.3%, 但在高EGR率对燃烧的恶化作用下, 其缸压峰值仅为2.13 MPa, 并且出现在压缩上止点后3 ° CA ATDC, 主燃期滞后严重, 甚至没有出现燃烧峰值。结合图13的放热率曲线可以进一步看出, 分层热EGR工况放热相对集中, 放热率峰值为32.24 J/(° ), 出现在压缩上止点后14 ° CA ATDC; 分层冷EGR工况放热率峰值下降了16.84 J/(° ), 放热率峰值点延后9 ° CA; 均质冷EGR工况, 放热持续期相对较长, 放热率峰值比分层热EGR工况和分层冷EGR工况分别降低了59.6%和22.6%, 为13.04 J/(° ), 峰值点出现在压缩上止点后29 ° CA ATDC。以上计算工况缸压和放热率曲线的变化规律可以充分说明回流废气对发动机性能的改善效果, 对比分层冷EGR工况和均质EGR工况可凸显出EGR分层分布的优势, EGR缸内分层分布比EGR均匀分布具有更高的EGR容忍度效果, 主要是因为分层工况火花塞附近废气浓度较低, 有利于初期火焰的形成和传播, 并且在火焰传播到高EGR率区域时能够形成更强的火焰前锋面, 因而可以减弱高EGR率的稀释作用。而通过对比分层热EGR工况和分层冷EGR工况的缸压曲线可以说明回流废气引入的热氛围对燃烧过程的改善作用, 火焰传播的微观过程是已燃燃气分子团与未燃燃气分子团的湍流交互过程, 温度越高这种交互过程越剧烈, 火焰传播速度也越快, 燃烧效果也就越好, 并且高温废气的气体密度较低, 相同回流废气体积拥有更低的废气质量和EGR率, 从而在很大程度上降低EGR中惰性气体对燃烧的不利影响。因此基于排气回流的EGR分层策略可以在废气工质不均匀分布和热效果两方面改善发动机燃烧, 能更大幅度的提高EGR在汽油机上的应用潜力。

图12

Fig.12

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	图12 缸压曲线对比Fig.12 Cylinder pressure curve comparison

图13

Fig.13

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	图13 放热率曲线对比Fig.13 Rate of heat release curve comparison

虽然分层热EGR工况具有明显的燃烧改善作用, 但过高的缸内温度可能会带来压燃和爆震等非正常燃烧现象, 需要通过推迟点火、优化喷油策略以及耦合外部冷EGR等方式降低爆震倾向, 但考虑到本文篇幅, 回流废气分层分布的燃烧优化内容将在后续公开发表论文中详细论述。