基于DDES方法的汽油机进气流动湍流特性.pdf

第 41 卷（2023）第 4 期 内 燃 机 学 报 Transactions of CSICE Vol.41（2023）No.4 收稿日期：2022-10-11；修回日期：2023-01-15 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51921004，51706155).作者简介：李 卫，博士，高级工程师，E-mail：.通信作者：王天友，博士，教授，E-mail：.DOI:10.16236/ki.nrjxb.202304035 基于 DDES 方法的汽油机进气流动湍流特性 李 卫1,2，刘大明3，田福全2，王天友2(1.潍柴动力股份有限公司 发动机研究院，山东 潍坊 261061；2.天津大学 内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300350；3.天津职业技术师范大学 汽车与交通学院，天津 300222)摘要：采用基于切应力输运(SST)耦合延迟分离涡模拟(DDES)方法，对某汽油机进行了稳流试验条件下的数值模拟，并采用光学发动机上 3D-粒子图像测速(PIV)试验数据对结果进行了验证，在此基础上研究了缸内湍流场的空间域及频域特征通过与试验及雷诺平均(RANS)数值模拟结果的对比发现，DDES 方法对发动机缸内复杂流动模拟有明显优势结果表明：滚流中心面内高气门升程下缸内流动对称趋势较低气门升程工况更好，三维流动区域主要集中在燃烧室及进气门下方区域平均流雷诺数决定了缸内流场湍流能谱的整体特征，平均流雷诺数越高的区域，湍流能量进入惯性输运的涡团尺度越小湍流雷诺数主要影响惯性子区长度，湍流雷诺数越高，湍流发展越充分，惯性子区越明显湍流脉动强度的平方代表湍流能谱所包围的面积；相对湍流脉动强度则影响低频湍流能量密度的高低 关键词：汽油机；延迟分离涡模拟；湍流特性；粒子图像测速 中图分类号：TK411 文献标志码：A 文章编号：1000-0909(2023)04-0298-09 Turbulence Characteristics of Gasoline Engine Intake Flow Based on DDESLi Wei 1,2，Liu Daming3，Tian Fuquan2，Wang Tianyou2（1.Engine R&D Center，Weichai Power Company Limited，Weifang 261061，China；2.State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300350，China；3.School of Automotive and Transportation，Tianjin University of Technology and Education，Tianjin 300222，China)Abstract：The delayed detached eddy simulation(DDES)based on shear stress transport(SST)model was per-formed to simulate the flow filed in a gasoline engine under steady state.The simulation results were first validated against the experimental data measured by 3D-particle image velocimetry(PIV)on an optical engine.Then，the spatial domain and frequency domain of turbulent flow in cylinder were analyzed.The comparisons of simulation results of DDES with experimental data and calculation results of Reynolds-averaged navier-stokes(RANS)indi-cate that the DDES has great advantages in simulating the complex flow in the cylinder.The results show that the flow symmetry trend in tumble center plane under high valve lift condition is better than that under low valve lift condition，and three-dimensional flow concentrates in the combustion chamber and the region under intake valves.The Reynolds number of mean flow determines the overall characteristics of turbulent energy spectrum in the cylin-der.In the region with higher Reynolds number of mean flow，the scale of vortex whose turbulent energy enters in-ertial transport becomes smaller.Turbulent Reynolds number mainly affects the length of inertial sub-region.The turbulence develops more fully and the inertial sub-region becomes more obvious at higher turbulent Reynolds number.The square of turbulence intensity represents the area surrounded by the turbulence spectrum，and relative turbulence intensity affects the turbulence energy density in low frequency.Keywords：gasoline engine；delayed detached eddy simulation(DDES)；turbulence characteristics；particle im-age velocimetry(PIV)2023 年 7 月 李 卫等：基于 DDES 方法的汽油机进气流动湍流特性 299 内燃机缸内湍流流场主要由大尺度宏观流动、拟序结构及高频脉动叠加而成 大小不同的涡团产生于不同速度流层间的剪切拉伸过程，形成连续的“涡团谱”，且涡团间存在能量级联过程，深入认识缸内不同尺度流场能量的分布和传递是分析内燃机湍流燃烧的前提 针对内燃机缸内流场能量的分布特征，学者们开展了一系列仿真及试验研究 刘大明等1研究了气门升程对汽油机缸内不同尺度分流场能量分布的影响，发现在低气门升程条件下，拟序流场能量占比增加，流场变动比较明显 Donghwan 等2研究了汽油机缸内燃料喷射对流场特征的影响，结果表明：缸内燃料喷射提供的额外动量能增强缸内滚流及湍动能 Saad等3使用粒子图像测速(PIV)技术研究了发动机在无燃料喷射及预喷工况下的缸内流场特性，结果表明：对于膨胀及排气行程，无燃料喷射时涡流中心从活塞中心向边缘移动，而预喷工况涡流中心始终分布在活塞中心位置 针对内燃机缸内流场能量的传递及耗散过程，Nikhil 等4、廖世勇等5对缸内湍流的频域特征开展了大量研究，湍流频域特征包括脉动主频段、湍流能谱、泰勒微观时间尺度和耗散谱等 湍流能谱描述不同大小湍涡对湍动能的贡献大小，是表征缸内能量在不同空间尺度涡团间传递的有效工具，因而得到了广泛应用 Funk 等6通过对比高、低涡流比下的湍流能谱发现，高强度涡流能够缩短惯性子区长度，避免涡团过早发生能量级联过程，从而降低了湍流能量耗散 Fajardo 等7研究发现，内燃机工况、进气道与燃烧室几何形式的改变会引起 Kolmogorov 各向同性假定失效，使湍流能谱不满足-5/3 幂次律分布规律 Heim 等8研究发现，高转速会增加惯性子区长度，湍流能谱满足-5/3 幂次律分布，而低转速下惯性子区长度减小，湍流能谱不满足-5/3 幂次律分布，湍流未达到充分发展状态；湍流雷诺数随转速同向变化，而积分长度尺度几乎不变，进而导致 Kolmogorov尺度减小 综上可知，目前对缸内湍流能量级联过程和涡团结构，尤其是拟序结构的空间分布和时间演变研究较少，需要采用高分辨率全维度(由二维扩展到三维)测量手段来解析各向异性小尺度涡团的耗散谱特征 对于高时空分辨率流场信息的获取，除试验方法外，还可以采用数值模拟方法得到 大涡模拟方法能够对湍流细节和瞬态特性进行捕捉，是模拟往复式发动机缸内流动的最佳途径9 但内燃机缸内流动为复杂几何边界下的高雷诺数流动，边界处近壁面流动能量更多存在于小尺度结构上，若完全采用大涡模拟的方法模拟近壁湍流，则近壁分辨率几乎要和直接模拟处于同一数量级；若近壁网格不进行加密，则会导致近壁处受涡影响的混合作用无法计算10；因此，采用分离涡模拟(DES)方法模拟内燃机缸内流动 分离涡模拟方法是大涡模拟(LES)-雷诺平均(RANS)复合模拟方法中的一个11，主要用于解决高雷诺数下的钝体绕流问题 边界湍流尺度小于网格尺寸的区域使用 RANS 求解，而湍流尺度超出网格尺寸的区域使用 LES 求解 RANS 方法计算近壁面区域无需对网格过度加密，有效减少了计算量 Hasse 等12采用切应力输运-分离涡模拟(SST-DES)方法对某汽油机进行了稳态和瞬态流动的模拟，平均速度场的对比结果表明：DES 模拟结果较 RANS 模拟结果更接近试验值 Hartmann 等13采用 SST-DES 方法在稳流状态下研究了进气门阀座处的速度边界层 Buhl 等14采用切应力输运-尺度自适应模拟(SST-SAS)模型，研究了进气阶段汽油机缸内滚流运动对活塞顶面速度边界层的影响，而 DES 在厚边界层和浅分离区中会得出不正确的预测 Spalart 等15研究发现，当平行于壁面的网格间距小于边界层厚度时，计算结果出现了过早分离的现象 针对 DES 在网格诱导分离(GIS)现象及非定常边界层模拟上的不足，Shur 等16与Gritskevich 等17提出了延迟分离涡模拟(DDES)模型，为高雷诺数流动提供了更灵活方便的尺度解析模拟(SRS)模型 笔者基于 Ansys Fluent 平台，采用 SST-DDES 方法进行某汽油机稳流试验条件下的数值模拟，得到进气过程中高时空分辨率的流场数据，通过 3D-PIV 试验数据验证 SST-DDES 方法对缸内流场模拟的优势；分析缸内湍流场的空间分布规律和各向异性特征，通过能谱分析研究缸内湍流场的频域特征，并分析其差异性的主要决定因素 1 计算模型建立 1.1 发动机参数和网格设置 笔者课题组已对稳流试验条件下缸内流场进行了 3D-PIV 光学测试，得到了缸内流动的三维速度 场15-16 为了与前期进行的稳流试验结果相验证，计算模型的计算条件、发动机参数与稳流试验保持一致 表 1 为发动机主要结构参数 图 1 为计算域模型示意 在进/出口增加稳压箱以保证计算过程的稳定性 DDES 模型对 SST 模型的 k-方程进行了修改，以包含边界层网格信息 若 300 内 燃 机 学 报 第 41 卷 第 4 期 网格分辨率足够高，边界层计算将切换到 LES 模式，以替代传统 RANS 方法 因而 DDES 方法要求最近壁网格节点位于黏性底层，第一层网格高度18需满足 y+15 表 1 发动机主要结构参数 Tab.1 Main structure parameters of the engine 参数 数值 缸径 D/mm 82.5 活塞行程/mm 84.2 燃烧室形状 篷顶形 进气门数 2 进气门座圈内径/mm 31 图 2 为整体网格与边界层网格示意 网格整体生成策略为混合网格19-20，燃烧室附近的复杂几何形状区域采用四面体网格，以保证生成的网格既能保持原有几何特征，又能达到较高的网格质量；而在形状较为简单的气缸中、下部区域，则采用正六面体网格以降低网格数量 近壁计算域采用边界层网格类型(棱柱)，共 16 层，总网格数量约为 800 万，平均网格尺寸为 0.9mm，边界层与核心区网格的过渡方式为圆滑过渡，过渡率为 0.272，网格增长率为 1.121-22 图 1 计算域模型示意 Fig.1 Schematic of computational domain （a）整体网格 （b）边界层网格 图 2 整体网格与边界层网格示意 Fig.2 Schematic of whole grids and boundary layer grids 1.2 边界条件设置 模拟与试验采用相同压力边界条件，增加了基于RANS k-模型的算例作为对比，其中近壁计算域处边界层网格层数为 8 表 2 为计算工况 表 2 初始化和边界条件设置 Tab.2 Initialization and boundary conditions 参数 SST-DDES k-壁面加密层数 16 8 进气道进口压力/MPa0.101 325 0.101 325 进口温度/K 300 300 进气道出口压力/MPa0.098 825 0.098 825 壁面温度/K 300 300 壁面速度/(ms-1)无滑移 无滑移 近壁处理 DES 模型 标准壁面函数 迭代初始压力/MPa 0.101 325 0.101 325 初始温度/K 300 300 初始速度/(ms-1)0 0 对于 RANS 与 DDES 方法，入口边界都不需补充湍流脉动成分，出口采用静压边界条件，用反射波吸收处理以消除出口反射波对流场的影响 图 3 为分析截面和流场能谱采样位置 分析截面选用滚流中心面，图 3b 中，0.50D 表示 Z 轴坐标为 0.5 倍缸径时的横截面位置，黑色点代表能谱采样点位置 （a）分析截面 （b）流场能谱采样位置 图 3 分析截面及流场能谱采样位置示意 Fig.3Schematic of the studied cross section and sam-pling location for turbulence kinetic energy spec-trum 为了缩短流场稳定的时间，先采用 RANS 稳态求解的方式进行求解，经过 3500 步左右迭代后达到收敛，随后切换到 DDES 模式 模拟时长为 0.12s，有效数据的获取时间范围设为 0.020.12s，用于湍流流场的充分发展，并排除初始条件对结果的影响 数据输出频率(采样频率)为 10kHz，样本总数为 1024个，用于不同空间位置处的各个时间尺度以及湍流能谱和耗散谱的求解 2 结果分析 2.1 模拟结果的试验验证 将 SST-DDES、RANS k-模拟结果与 3D-PIV 试验测量所得平均流场结果进行定性对比，如图 4 所 2023 年 7 月 李 卫等：基于 DDES 方法的汽油机进气流动湍流特性 301 示 其中，SST-DDES 模拟结果为 1024 个相邻时刻的瞬时速度场的集总平均流场，3D-PIV 试验结果为100 组速度场的集总平均流场 可以发现，在各个平面位置处，SST-DDES 所得模拟结果与 3D-PIV 试验结果在速度形态及量级方面最为相近，而 RANS k-所得结果与试验相差较大 （a）SST-DDES （b）RANS k-（c）3D-PIV 试验 图 4 气门升程为 8 mm时不同平面位置处 Z 轴平均分速度 Fig.4 Z-axis mean velocity at different sections underthe valve lift of 8 mm 引入由 Liu 等23提出的相关系数(RI)来定量化评估 SST-DDES 模拟结果的可信度，有 (,)RI=u vuv(1)式中：RI 为相关系数，是向量 u、v 的内积与模长之商，值域为-1，1 表 3 为模拟与试验所得平均速度场的相关系数 不同工况下 SST-DDES 与试验结果 表 3 模拟与试验所得流场相关系数 RI Tab.3 Correlation coefficients RI of flow field obtainedfrom simulation and experiment 工况 计算对象 0.50D 0.75D 1.00D DDES 与 3D-PIV 0.911 5 0.951 9 0.959 1气门升程为8 mm RANS 与 3D-PIV 0.844 6 0.883 7 0.788 1DDES 与 3D-PIV 0.818 9 0.812 8 0.963 3气门升程为 2 mm RANS 与 3D-PIV 0.646 3 0.784 6 0.624 2的相似度均超过 90%，较 RANS 方法在计算精度方面优势明显 2.2 平均流场与脉动流场分析 图 5 为不同气门升程(2mm 和 8mm)工况下滚流中心面内的 X、Y、Z 坐标轴速度分量的平均速度分布 图 6 为不同工况下的湍流脉动特征 图 5 中，可 （a）X 方向（气门升程为 2 mm）（b）X 方向（气门升程为 8 mm）（c）Y 方向（气门升程为 2 mm）（d）Y 方向（气门升程为 8 mm）（e）Z 方向（气门升程为 2 mm）（f）Z 方向（气门升程为 8 mm）图 5 不同工况下滚流中心面内 X、Y、Z方向速度分量分布 Fig.5Distribution of velocity along X-axis，Y-axis，and Z-axis in the central plane of tumble under differ-ent conditions 302 内 燃 机 学 报 第 41 卷 第 4 期 知两个工况下流动总体特征相似，在滚流中心面内，排气门侧进气射流在撞击气缸壁后向下游及气缸中部逐渐发展，在进气门下方都会出现高速射流区及低 （a）X 方向（气门升程为 2 mm）（b）X 方向（气门升程为 8 mm）（c）Y 方向（气门升程为 2 mm）（d）Y 方向（气门升程为 8 mm）（e）Z 方向（气门升程为 2 mm）（f）Z 方向（气门升程为 8 mm）图 6 不同工况下滚流中心面内 X、Y、Z 方向湍流脉动强度 分布 Fig.6 Distribution of turbulence intensity along X-axis，Y-axis，and Z-axis in the central plane of tumble under different conditions 速区 差异主要表现在，气门升程为 8mm 时速度量级要远大于气门升程为 2mm 进一步分析各速度分量的分布特征，气门升程为 8mm 工况下 X 分量较气门升程为 2mm 工况下有显著提升 图 6 中，气门升程为 2mm 工况下，3 个方向湍流脉动分量的分布情况相近，强脉动区域主要分布在燃烧室右上部，但 X 方向湍流脉动强度在燃烧室右上部远高于其他方向 这是由于气缸右上部进气门侧射流结构为两进气门之间靠近气缸对称面位置进气射流会合形成，两射流对冲促进了此区域湍流更快进入充分发展状态，从而导致此区域平均速度虽小(图 6a)，但湍流脉动强度较高 随着气门升程的增大，气门升程为 8mm 工况的湍流强度整体明显增强，各方向湍流脉动分量平均值由 4.9m/s 增大到 6.0m/s(图 6)对于气缸右上部强湍流区，由于气门升程的增大，气缸对称面附近两气门间的进气射流由低气门升程时的相互对冲变为同向向下流动，使燃烧室中部气流流速由 24m/s 提高为 50m/s(图 5)，高流速导致此处 3 个方向湍流强度均明显增大，且影响区域达到整个燃烧室 2.3 能谱分析 图 7 为低气门升程(2mm)工况下各采样位置对应的湍流能谱密度分布 沿缸径方向生成线段并分为 12 等分，得到 11 个采样位置 在 0.50D 处，不同采样位置 X 分量的湍流能量相差不大，随着流动向下游发展(平面下移)，不同采样位置 X 分量的湍流能量呈现差异，缸内左侧流体的能量高于右侧 在0.50D 平面处，不同采样位置的能谱曲线可以观察到较为明显的惯性子区(-5/3 斜率段)，随着观测平面下移，该明显惯性子区消失，可能是由该位置流动雷诺数较小 导致的 此外，随着观测平面的下移，X 分量的能谱密度曲线在中、高频率区域具有较高的离散度，此时不同采样位置处流体结构的能量传递和耗散特性不同，气缸左侧的小尺度结构耗散程度高于右侧 对于 Y、Z分量，在 0.50D 平面，左侧更靠近气缸壁的采样点位置高频区域有更低的湍流能量分布，随着观测平面的下移，整个频域上的能谱曲线趋于一致，流动的相似程度逐渐增高，而且各采样位置的能谱曲线均观测到明显的惯性子区 湍流能谱中-5/3 斜率段具有重要意义，不仅能指明在何种尺度下涡团进入惯性输运过程，而且能用于判断当前流动是否达到充分发展的湍流状态 图 8 示出气门升程为 8mm 工况下各采样点位置对应的湍流能谱密度分布 可知，该工况下湍流能 2023 年 7 月 李 卫等：基于 DDES 方法的汽油机进气流动湍流特性 303 谱特征与气门升程为 2mm 工况存在较大区别 各分量随观测平面下移，其左、右两侧采样位置在中、高频部分的湍流能谱密度逐渐分离，且左侧采样位置对应湍流能谱密度要明显高于右侧 其原因可能是：由于进气门两侧不同强度进气射流引起了气缸轴线两侧流场速度分布不同 另外，该工况下各个采样点位置对应的湍流能谱在各个频率范围内都要高于低气门升程工况，尤其是在中、高频率范围 对于 X 分量，各采样位置湍流能谱离散程度最高，其中只有少数采样点位置的湍流能谱能观察到惯性子区的存在 对于 Y、Z 分量，在各采样位置都能够观察到较为明显的-5/3 斜率段，且左侧采样点对应湍流能谱中-5/3 斜率段较右侧采样点更宽广，表明在 Y、Z 方向上缸内流动已经进入充分发展湍流状态 （a）0.50D（X 方向）（b）0.50D（Y 方向）（c）0.50D（Z 方向）（d）1.00D（X 方向）（e）1.00D（Y 方向）（f）1.00D（Z 方向）图 7 气门升程为 2 mm工况湍流能谱密度 Fig.7 Turbulence kinetic energy spectra density with the valve lift of 2 mm （a）0.50D（X 方向）（b）0.50D（Y 方向）（c）0.50D（Z 方向）（d）1.00D（X 方向）（e）1.00D（Y 方向）（f）1.00D（Z 方向）图 8 气门升程为 8 mm工况下湍流能谱密度 Fig.8 Turbulence kinetic energy spectra density with the valve lift of 8 mm 304 内 燃 机 学 报 第 41 卷 第 4 期 图 9 为两工况下各采样位置对应的湍流雷诺数 图 10 为各采样点位置处 Z 方向上典型的湍流特性参数，包括湍流雷诺数、湍流脉动强度、平均雷诺数以及相对湍流脉动强度 图 9 中，湍流雷诺数越高，湍流发展越充分，惯性子区越明显，对应-5/3 斜率段越长 可知，两工况 （a）0.50D（气门升程为 2 mm）（b）0.50D（气门升程为 8 mm）（c）1.00D（气门升程为 2 mm）（d）1.00D（气门升程为 8 mm）图 9 X、Y、Z 方向湍流雷诺数对比 Fig.9 Comparison of Reynolds number along X-axis，Y-axis，and Z-axis 下，各采样位置 X 分量的湍流雷诺数都小于 Y、Z 分量，可能是由于滚流中心面内离面速度(X 方向速度)较小，湍流难以充分发展，因而观测到 X 分量惯性子区不明显 对于 Z 分量，两工况下湍流雷诺数都会随着平面下移而逐渐增大，且高气门升程工况明显高于低气门升程工况，其峰值由 1 800 增至 2 600 附近 另外值得注意的是，Z 分量湍流雷诺数在靠近壁面的两侧区域明显高于气缸轴线区域，这主要是受气缸两侧 Z 方向进气射流的影响 对于 Y 分量，气缸轴线区域对应的湍流雷诺数则明显高于两侧，原因可能是两侧进气射流由于卷吸在气缸中心区域形成的横 （a）Returb和 RMS （b）Remean （c）相对 RMS 图 10 气门升程为 8 mm时不同水平截面处 Z 方向典型湍流特性参数对比 Fig.10Comparison of Z-axis turbulent characteristic parameters at different sections under the valve lift of 8 mm 2023 年 7 月 李 卫等：基于 DDES 方法的汽油机进气流动湍流特性 305 向气流，在气缸中部相互作用，使该区域横向(Y 方向)速度的湍流脉动加强 因此，对于 Y 和 Z 分量，湍流能谱分布中均呈现出明显的惯性子区 综上可知，缸内流动呈明显的非均匀性，不同位置流动状态差异很大 为了全面分析湍流能谱的影响因素，选取湍流脉动剧烈、流动状态多变的工况(气门升程为 8mm)Z 方向分量作为分析对象 图 11 示出流动状态具有明显差异的左侧第 4、5点和右侧第 2、3 点的湍流能谱对比 可以发现，同侧采样点对应湍流能谱具有较高的相似度，而异侧采样点对应湍流能谱有明显差异，尤其是 0.75D 及 1.00D位置处 在 0.75D 位置处，右侧采样点对应湍流能 （a）0.50D （b）0.75D （c）1.00D 图 11 气门升程为 8 mm时 4个典型采样位置处 Z 方向湍流能谱密度 Fig.11 Z-axis turbulence kinetic energy spectra density atfour typical sampling locations under the valve lift of 8 mm 量输运过程在频率为 600Hz 附近进入惯性子区，而左侧采样点对应湍流能谱进入惯性子区的对应频率更高，约为 1500Hz，且中、高频段湍流能量密度也更高，在 1.00D 位置处同样能观察到上述特征 上述差异可能由于左、右两侧不同的进气射流强度(图10)，导致两侧采样点位置平均流雷诺数明显不同 可知，平均流雷诺数用于流动状态的判别，决定了湍流能谱的整体特征，平均流雷诺数越高，湍流能量进入惯性输运的频率越高(对应的湍流尺度越小)此外，能谱密度沿频率的积分(湍流能谱所包围的面积)即为湍动能，与湍流脉动强度的平方呈正比 3 结 论(1)滚流中心面内，高气门升程下缸内流动对称趋势较低气门升程工况更好；三维流动区域主要集中在燃烧室以及进气门下方区域 (2)同一工况下，不同方向湍流脉动分量的量级基本处于同一水平；X 方向分量由于进气射流的对冲作用在燃烧室右上部产生强湍流脉动区域；随着气门升程的升高，进气射流对冲效应减弱，但进气速度进一步提高，在 3 个分量方向均产生强湍流脉动 (3)影响湍流能谱分布特征的参数主要包括平均流雷诺数、湍流雷诺数、湍流脉动强度以及相对湍流脉动强度；其中平均流雷诺数决定了湍流能谱的整体特征，平均流雷诺数越高，湍流能量进入惯性输运的涡团尺度越小；湍流雷诺数主要影响惯性子区长度，湍流雷诺数越高，湍流发展越充分，惯性子区越明显 参考文献：1 刘大明，李卫，王天友，等.汽油机进气过程缸内气流及边界层流动特性J.内燃机学报，2021，39(3)：241-249.2 Donghwan K，Jisoo S，Yousang S，et al.Characteris-tics of in-cylinder flow and mixture 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