噴油開始時(shí)刻對缸內(nèi)直噴汽油機(jī)性能的影響

韓文艷，許思傳，周岳康，任健康

（1.同濟(jì)大學(xué) 汽車學(xué)院，上海 201804；2.中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，山西 太原 030051；3.上海汽車集團(tuán)股份有限公司 技術(shù)中心，上海 201804）

近年來，隨著汽車保有量急劇增長，化石能源危機(jī)與環(huán)境污染問題日益嚴(yán)峻，發(fā)展高效率低排放的內(nèi)燃機(jī)已是大勢所趨.汽油機(jī)作為乘用車的主要?jiǎng)恿υ?，已成為?nèi)燃機(jī)研究的重點(diǎn)之一.為了在盡量少犧牲汽車駕駛性的基礎(chǔ)上實(shí)現(xiàn)燃油經(jīng)濟(jì)性的改善，越來越多的新技術(shù)如汽油缸內(nèi)直噴、可變氣門正時(shí)以及渦輪增壓等受到人們的廣泛關(guān)注，這些新技術(shù)的應(yīng)用也使得汽油機(jī)性能得到顯著改善［1］.

缸內(nèi)直噴汽油機(jī)在帶來顯著經(jīng)濟(jì)和社會效益的同時(shí)，也面臨著各種挑戰(zhàn).燃油濕壁問題便是直噴汽油機(jī)中普遍存在的問題之一［2－3］.壁面燃油流入曲軸箱會稀釋機(jī)油，影響零部件潤滑，縮短發(fā)動(dòng)機(jī)壽命，并且增加了非常規(guī)氣體排放；燃油蒸發(fā)從壁面吸熱，使得充量冷卻作用減緩，充氣效率改善的潛力被削弱；由于壁面燃油蒸發(fā)較慢，因此在排氣過程中仍有部分燃油未參與燃燒而被排出，使發(fā)動(dòng)機(jī)原排放中未燃HC排放增加，燃油經(jīng)濟(jì)性下降.而對于缸內(nèi)直噴汽油機(jī)排放來說，燃油濕壁并不是唯一的影響因素，由于燃油直接噴入氣缸，用于燃油霧化混合的時(shí)間非常有限，點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣的均勻度也對排放有著顯著影響［4］.

多項(xiàng)研究表明，缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)及噴霧的相互作用對燃油濕壁和點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣分布有顯著影響，而這又主要取決于噴油開始時(shí)刻（start of injection，SOI）［5－7］.因此，本文針對某缸內(nèi)直噴汽油機(jī)的混合氣形成及燃燒過程進(jìn)行了仿真與試驗(yàn)研究，分析了SOI對發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)過程及性能的影響.

1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)及邊界條件

準(zhǔn)確的邊界條件是保證缸內(nèi)仿真精度的必要條件之一，下面對所研究發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了一維熱力學(xué)工作過程仿真并對其模型進(jìn)行了標(biāo)定，為缸內(nèi)流動(dòng)計(jì)算提供了邊界條件.

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

所研究發(fā)動(dòng)機(jī)為一渦輪增壓缸內(nèi)直噴汽油機(jī)，采用可變氣門正時(shí)機(jī)構(gòu)（VVT），早噴均勻混合模式，噴油器靠近火花塞居中布置，發(fā)動(dòng)機(jī)具體參數(shù)列于表1.

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)Tab.1 Engine specifications

1.2 模型標(biāo)定及壓力邊界

使用AMESim軟件搭建整機(jī)熱力學(xué)仿真模型并進(jìn)行了模擬計(jì)算，計(jì)算選取全負(fù)荷額定功率轉(zhuǎn)速為5 000r·min－1工況，通過實(shí)測缸壓曲線對其數(shù)值模型進(jìn)行了標(biāo)定，結(jié)果如圖1所示.由圖1可知，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合度較高.因此，該模型計(jì)算結(jié)果可靠，可為缸內(nèi)計(jì)算提供邊界條件.缸內(nèi)瞬態(tài)CFD（computational fluid dynamics）計(jì)算以進(jìn)氣道入口、排氣道出口壓力作為邊界條件，其值如圖2所示.

圖1 實(shí)驗(yàn)與計(jì)算缸壓對比Fig.1 Cylinder pressure of calculation and test

圖2 進(jìn)、排氣邊界壓力Fig.2 Pressure at inlet and outlet boundary

2 噴霧模型標(biāo)定

為研究GDI（gasoline direct injection）發(fā)動(dòng)機(jī)的噴霧發(fā)展過程，首先在FIRE軟件中模擬了定容噴霧并對噴霧模型進(jìn)行了定容彈實(shí)驗(yàn)標(biāo)定.圖3為噴霧模擬所用網(wǎng)格，采用中心密外圍疏的網(wǎng)格布置.所研究噴油器為6孔非均勻分布噴油器，其油束分布如圖4所示，噴孔直徑均為0.2mm，單注油束錐角為18°.數(shù)值模擬中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)散等子模型.計(jì)算中選用K-Epsilon湍流模型，標(biāo)準(zhǔn)壁面方程，破碎模型選用HuhGosman，油滴間相互作用使用Nordin模型（該模型具有較低的網(wǎng)格密度敏感性）.

圖3 噴霧模擬所用網(wǎng)格Fig.3 Constant volume mesh for spray simulation

圖4 油束空間分布Fig.4 Fuel beam distribution

圖5對噴油壓力為10MPa，定容室壓力為0.1 MPa，燃油溫度為20℃的噴霧計(jì)算結(jié)果與定容彈試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比.可以看出，不同時(shí)刻的噴霧貫穿距和噴霧形狀模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)吻合較好，說明噴霧模型能夠較準(zhǔn)確地模擬該噴油器噴霧特性，因此選用該噴油器參數(shù)及相應(yīng)噴霧模型對缸內(nèi)混合氣形成進(jìn)行了模擬分析.

圖5 噴霧模擬與定容彈實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比Fig.5 Comparison between simulation and spray test

3 缸內(nèi)過程CFD分析

對于均勻混合缸內(nèi)直噴汽油機(jī)來說，理想狀況下要求在缸內(nèi)形成均勻混合氣，而在火花塞附近一定區(qū)域內(nèi)形成稍濃的混合氣，以利于火核的形成.同時(shí)，應(yīng)盡量減少燃油濕壁以減少HC排放.尤其是在高速高負(fù)荷工況，由于噴油時(shí)間長，噴油量大，而用于霧化的時(shí)間較短，為了保證燃油的充分霧化混合，就需要對噴油開始時(shí)刻進(jìn)行合理調(diào)整，并輔之以適當(dāng)?shù)臍饬鬟\(yùn)動(dòng)以促進(jìn)混合氣的形成.另外，詳細(xì)了解空燃混合過程對更好的燃燒過程控制也是非常重要的.因此本文對5 000r·min－1全負(fù)荷工況的缸內(nèi)過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，噴油壓力為15MPa，噴油持續(xù)時(shí)間4.97ms，空燃比11.72，點(diǎn)火時(shí)刻為713°曲軸轉(zhuǎn)角.計(jì)算中點(diǎn)火模型采用Spherical Model進(jìn)行模擬，燃燒過程采用Extended Coherent Flame Model進(jìn)行模擬，分析了噴油開始時(shí)刻對混合氣形成及燃燒過程的影響.計(jì)算以第一缸壓縮上止點(diǎn)為0°曲軸轉(zhuǎn)角，所研究發(fā)動(dòng)機(jī)為單次早噴均勻混合模式，計(jì)算方案設(shè)置如表2所示.

表2 計(jì)算方案Tab.2 Calculation cases

3.1 氣流運(yùn)動(dòng)分析

對于四氣門屋脊型燃燒室的汽油發(fā)動(dòng)機(jī)來說，滾流是缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的主要方式.增強(qiáng)滾流可提高點(diǎn)火時(shí)刻火花塞周圍的湍流強(qiáng)度和平均氣流速度，促進(jìn)混合氣快速混合.滾流越強(qiáng)，燃燒速度越快且越穩(wěn)定，有利于發(fā)動(dòng)機(jī)性能改善.本文所研究發(fā)動(dòng)機(jī)采用高滾流比氣道，F(xiàn)EV方法測得其90%最大氣門升程時(shí)滾流比約為1.6.在進(jìn)氣過程后期，缸內(nèi)形成大尺度的逆向單滾流，并且在壓縮過程中滾流得到加強(qiáng)，直至壓縮后期破碎成小尺度湍流（圖6）.

圖6 缸內(nèi)氣流速度分布Fig.6 Velocity distribution in cylinder

文獻(xiàn)［8］等揭示了對于進(jìn)氣行程噴油的發(fā)動(dòng)機(jī)來說，進(jìn)氣氣流對噴霧的影響非常明顯.由于進(jìn)氣過程中進(jìn)氣流動(dòng)的動(dòng)量不斷變化，而噴霧與氣流的相互作用又取決于SOI，因此，首先對不同SOI下氣流與噴霧的相互作用進(jìn)行了分析.

圖7所示為噴油開始時(shí)刻對缸內(nèi)滾流比的影響，可以看出，SOI 380噴霧所引起的氣流運(yùn)動(dòng)阻礙了缸內(nèi)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的發(fā)展，與純氣流運(yùn)動(dòng)相比，其缸內(nèi)滾流比明顯降低，這對混合氣形成是不利的.而其他4種較晚噴油方案對缸內(nèi)滾流比的影響并不顯著，與純氣流運(yùn)動(dòng)相比，這4種方案在490°～630°曲軸轉(zhuǎn)角期間的滾流比略有提高.但是，無論是提前噴油還是推后噴油，隨著壓縮后期滾流的耗散與破碎，所研究方案的滾流比最終與純氣流方案基本趨于一致.

圖7 SOI對滾流比的影響Fig.7 Effects of SOI on the tumble ratio

圖8為噴油開始時(shí)刻對點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近及缸內(nèi)平均湍動(dòng)能（turbulence kinetic energy，TKE）的影響，圖中所示為與純氣流運(yùn)動(dòng)相比，5種方案的湍動(dòng)能變化百分比.雖然進(jìn)氣過程噴霧動(dòng)量的輸入使得缸內(nèi)充量的湍流水平有所提高，但隨著壓縮過程的耗散，缸內(nèi)平均湍動(dòng)能變化趨勢與滾流比相似，點(diǎn)火時(shí)刻其值基本趨于一致，與純氣流運(yùn)動(dòng)相差均在2.5%以內(nèi).而由于不同SOI的氣流及噴霧發(fā)展過程并不相同，因此點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近湍動(dòng)能差別比較明顯，其中SOI 380變化較大，其余4種方案變化均在5.0%以內(nèi)，且隨著噴油推遲，其值逐漸增大.火花塞附近較高的湍動(dòng)能有利于初期火核的快速傳播，保證點(diǎn)火成功，而缸內(nèi)較高湍動(dòng)能可提高燃燒速率，改善發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性.

圖8 SOI對點(diǎn)火時(shí)刻湍動(dòng)能的影響Fig.8 Effects of SOI on the TKE at spark time

3.2 混合氣形成分析

均勻混合缸內(nèi)直噴汽油機(jī)由于采用進(jìn)氣過程噴射，SOI直接影響到燃油液滴在缸內(nèi)的分布和混合氣形成時(shí)間.噴油過早，活塞靠近氣缸蓋，燃油容易噴射到活塞頂上，在活塞頭部形成油膜，而噴油開始時(shí)刻較弱的缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)也不利于燃油的霧化混合；噴油過晚，在進(jìn)氣門關(guān)閉前燃油沒有足夠的時(shí)間蒸發(fā)，不能有效降低缸內(nèi)充量的溫度以提高充量系數(shù)，而且均勻的混合氣濃度分布有利于提高燃燒效率并減少尾氣排放［4］，不合理的濃度分布會導(dǎo)致燃燒不穩(wěn)定、燃油經(jīng)濟(jì)性下降和排放惡化.

文獻(xiàn)［9］用實(shí)驗(yàn)方法研究了缸內(nèi)直噴汽油機(jī)燃油碰壁位置與未燃HC排放之間的關(guān)系，分析認(rèn)為，壁面油膜是導(dǎo)致HC排放的主要原因之一，其中排氣側(cè)氣缸壁濕壁時(shí)HC排放量最大，活塞頂面次之.而高滾流發(fā)動(dòng)機(jī)與反滾流、渦／滾流發(fā)動(dòng)機(jī)相比，燃油碰撞排氣側(cè)壁面的幾率更高［10］，因此更需合理調(diào)整SOI以減少燃油碰壁量.

圖9為缸內(nèi)進(jìn)氣質(zhì)量與點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)溫度與純氣流運(yùn)動(dòng)相比的變化量.由于所研究發(fā)動(dòng)機(jī)為進(jìn)氣過程噴射，燃油蒸發(fā)使缸內(nèi)溫度降低，因此充氣量隨之增大.隨著噴油推遲，進(jìn)氣過程燃油蒸發(fā)吸熱量下降使得充氣量增大的優(yōu)勢逐漸削弱.另外，由于推遲噴油使得燃油碰壁量減少，燃油蒸發(fā)更多從充量吸熱而非壁面吸熱，因此充量溫度也會進(jìn)一步降低.

圖9 進(jìn)氣質(zhì)量及點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)溫度Fig.9 Intake mass and mean cylinder temperature

隨著噴油推遲，燃油蒸發(fā)量逐漸增大，SOI 460的燃油蒸發(fā)量比SOI 380增加約1.7%.這主要是由于提前噴油使得燃油碰壁量增大（圖10），從而增加了壁面油膜形成的概率，而壁面油膜的蒸發(fā)比較困難，導(dǎo)致早噴燃油蒸發(fā)量較低.另外，燃油濕壁容易引起機(jī)油稀釋及機(jī)油蒸發(fā)燃燒帶來的非常規(guī)氣體排放，因此應(yīng)盡量推遲噴油以減少燃油碰壁.

圖10 燃油蒸發(fā)比例與累計(jì)燃油碰壁量Fig.10 Fuel evaporation proportion and cumulative impinged mass

圖11為點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布，分別取氣缸中心縱截面和橫截面進(jìn)行分析，可以看出，SOI 380的較濃混合氣主要集中于氣缸中心位置且混合氣較均勻，隨著噴油推遲，用于燃油混合的時(shí)間越來越短，其混合氣均勻性也逐漸下降，且噴油開始時(shí)刻在420°曲軸轉(zhuǎn)角之后氣缸壁面附近的較濃混合氣逐漸增多，這勢必會增大燃油蒸汽遇冷壁面后冷凝及火焰淬熄的可能，并且加大了壁面?zhèn)鳠釗p失，這些對發(fā)動(dòng)機(jī)排放及燃油經(jīng)濟(jì)性都非常不利.

3.3 燃燒過程分析

圖11 點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布Fig.11 Mixture formation equivalence ratio distribution at spark time

汽油機(jī)的燃燒過程受到混合氣均勻度、當(dāng)量比以及湍流水平等多個(gè)因素的影響，由于不同噴油開始時(shí)刻使得缸內(nèi)充量運(yùn)動(dòng)發(fā)生改變，其流動(dòng)結(jié)構(gòu)及混合氣分布也不盡相同，這必然會影響到燃燒過程.圖12為不同噴油開始時(shí)刻的燃燒放熱率對比，在燃燒過程前期，SOI 380的放熱率明顯偏低，其余4種方案比較接近，主要原因之一是點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近較低的湍動(dòng)能使得初始火核擴(kuò)散較慢.當(dāng)燃燒進(jìn)行到740°曲軸轉(zhuǎn)角以后，SOI 460的放熱率逐漸下降且低于其余4種方案，這主要是由于混合氣分布不均所致.由圖13可以看出，由于燃燒過程不同使得缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力也有所差別，其中SOI 400最高，約比SOI 460高出2.5%.由圖12也可看出SOI 400在燃燒的前期和中期均保持較高的燃燒放熱率.

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

在發(fā)動(dòng)機(jī)臺架上進(jìn)行試驗(yàn)研究.待發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)穩(wěn)定后，調(diào)整噴油開始時(shí)刻，對低速（2 000r·min－1）和高速（5 000r·min－1）全負(fù)荷工況的燃油經(jīng)濟(jì)性、燃燒和排放進(jìn)行分析，結(jié)果如圖14～16所示.

圖14 HC排放量Fig.14 HC emissions

由圖14可以看出，5 000r·min－1的 HC排放隨著噴油推遲逐漸增大，這主要是由于推遲噴油使得缸內(nèi)混合不均勻，過濃或過稀區(qū)域的燃燒不充分使得HC排放增加.而對于SOI 380來說，雖然其燃油碰壁量較大，但從蒸發(fā)量來看其壁面油膜量與其他方案相差不大，同時(shí)其較好的混合均勻性及壁面附近濃混合氣較少使其燃燒更充分且壁面淬熄較少，因而 HC排放較少.與5 000r·min－1相比，2 000r·min－1工況由于缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)相對較弱，噴油過早會使壁面油膜增加且不易蒸發(fā)，并且混合過程也較慢，因此在SOI 390時(shí)HC排放高于SOI 410.

由圖15a可以看出，5 000r·min－1的10%～90%燃燒持續(xù)期與燃油消耗率具有相同的趨勢，噴油開始時(shí)刻為400°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)燃燒最快且油耗也最低，提前和推遲噴油都會導(dǎo)致燃油消耗率的增加，SOI 460比SOI 400的10%～90%燃燒持續(xù)期增大了約1°曲軸轉(zhuǎn)角而燃油消耗率增加了3.15%.這與燃燒過程分析的結(jié)果（圖13和圖14）也非常吻合.圖16a顯示2 000r·min－1的趨勢與5 000r·min－1一致，只是其最佳噴油開始時(shí)刻推遲了30°曲軸轉(zhuǎn)角.主要原因有兩個(gè)：一是由于低速時(shí)活塞運(yùn)動(dòng)較慢增加了燃油碰壁的可能，而缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)較弱又不利于燃油霧化和油膜蒸發(fā)；二是由于低速時(shí)噴油持續(xù)時(shí)間相對較短，因此用于霧化的時(shí)間較長，此時(shí)可適當(dāng)推遲噴油以減少壁面沾濕.

通常對燃燒穩(wěn)定性的分析采用指示平均有效壓力循環(huán)變動(dòng)系數(shù)（CIMEP）來表示.圖15b和16b為實(shí)驗(yàn)所測300個(gè)循環(huán)下CIMEP的變化范圍，可以看出，5 000r·min－1時(shí)SOI 400和2 000r·min－1時(shí)SOI 430的燃燒穩(wěn)定性最好，其最大CIMEP分別為1.6%和1.7%，提前或推遲噴油都會使燃燒穩(wěn)定性下降，這與燃油充分霧化混合密不可分.提前噴油，燃燒穩(wěn)定性變差，主要原因可能是燃油濕壁量增大，燃油蒸發(fā)較慢所致；推遲噴油，混合氣形成時(shí)間不夠充分，缸內(nèi)混合氣分布不均，因此其燃燒穩(wěn)定性也會下降.

5 結(jié)論

本文通過對缸內(nèi)混合氣形成、燃燒、燃油消耗率及排放等的分析研究，闡述了噴油開始時(shí)刻對均勻混合缸內(nèi)直噴汽油機(jī)性能的影響.數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：

（1）隨著噴油開始時(shí)刻的變化，噴霧與氣流運(yùn)動(dòng)之間的相互作用變化顯著.其中，噴油開始時(shí)刻對滾流比的影響較小，對點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近湍動(dòng)能的影響尤為顯著.SOI 380與純氣流方案相比點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近的湍動(dòng)能降低了約11%，隨著噴油推遲，其值逐漸增大.點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近較高的湍動(dòng)能有利于初始火核的快速傳播.

（2）噴油開始時(shí)刻對混合氣形成及燃燒的影響也非常顯著.SOI 460與SOI 380相比燃油碰壁量降低了約81%，而燃油濕壁量的增大加大了機(jī)油稀釋的可能，同時(shí)也不利于燃油經(jīng)濟(jì)性和燃燒穩(wěn)定性的改善；SOI 400燃燒速率最快且油耗最低，隨著噴油推遲，混合氣均勻性逐漸變差，由于燃燒不充分使得油耗增大且燃燒穩(wěn)定性惡化.

（3）HC排放主要受到壁面沾濕及混合氣分布的影響.高速工況由于缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)較強(qiáng)，點(diǎn)火時(shí)刻混合氣基本蒸發(fā)，混合氣均勻性起主要作用，隨著噴油推遲混合氣均勻性變差，HC排放逐漸增大.低速工況由于缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)較弱，早噴時(shí)壁面沾濕較多且不易蒸發(fā)，因此SOI 390的HC排放高于SOI 410，隨后隨著噴油推遲，混合氣均勻性起主要作用，HC排放又逐漸增大.低速與高速相比，其最佳噴油開始時(shí)刻較晚.

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