謝冬和 孫振鵬 張愛國

（1-湖南汽車工程職業(yè)學(xué)院機電工程學(xué)院 湖南 株洲412001 2-邵陽學(xué)院）

引言

目前，很大部分摩托車生產(chǎn)廠家采用的是進氣道噴射（PFI）式發(fā)動機，因其結(jié)構(gòu)緊湊、噴油器噴射壓力較小、燃油貫穿距離小、噴霧集中等，使得燃油容易在進氣道或進氣門背面形成分布面積小、厚度較大的附壁油膜，對發(fā)動機燃燒狀況影響較大[1-2]，而缸內(nèi)直噴技術(shù)（GDI）因具有燃油經(jīng)濟性高、降低冷啟動時HC 的排放、良好的動力性以及燃燒穩(wěn)定性、充氣效率高、壓縮比大等優(yōu)點已經(jīng)引起了廣大科技工作者的關(guān)注，并得到了汽車生產(chǎn)廠家的廣泛青睞[3-5]。為了實現(xiàn)缸內(nèi)直噴技術(shù)在摩托車上的應(yīng)用，國內(nèi)外相關(guān)研究機構(gòu)和學(xué)者在燃燒室的結(jié)構(gòu)設(shè)計與噴油器、火花塞的布置和噴射系統(tǒng)的改進等方面進行了研究。如Orbital 和Ford 公司開發(fā)了AFI（自由電樞噴射）燃油夾氣噴射系統(tǒng)，實現(xiàn)了均質(zhì)分層燃燒，使發(fā)動機發(fā)出最大功率[6-7]。Ricardo 公司研發(fā)的二沖程摩托車發(fā)動機直噴系統(tǒng)具有較靈活的噴油器和火花塞遠布置方式，避免了因噴油沾濕火花塞造成混合氣分層不理想而影響燃燒效果的問題[8]。楊延相等[9]對直噴式二沖程發(fā)動機缸蓋和活塞結(jié)構(gòu)形狀進行了設(shè)計，在4 500 r/min 時噴油量和點火提前角不變的情況下，得到了一定范圍內(nèi)隨著噴油提前角的增大，油氣混合質(zhì)量越好，燃燒效果就越好而使HC 排放越低的結(jié)論。蔡曉林等[10]研究了FAI 燃油噴射技術(shù)應(yīng)用于二沖程缸內(nèi)直噴系統(tǒng)，并對進氣系統(tǒng)和燃燒室形狀進行了重新設(shè)計，保證了在混合氣較稀的情況下，火花塞附近有合適濃度的混合氣便于點燃，在發(fā)動機的中低轉(zhuǎn)速、中低負荷應(yīng)用分層以實現(xiàn)稀薄燃燒；陳登等[11]對直噴式二沖程汽油機改變?nèi)紵倚螤钸M行模擬分析，得出了直噴二沖程發(fā)動機與四沖程發(fā)動機一樣，可依靠燃燒室的形狀、噴油定時和噴霧方向以及燃油噴射裝置產(chǎn)生的噴射霧化效果，精確控制混合氣的預(yù)混和燃燒過程。從現(xiàn)有的研究成果來看，摩托車發(fā)動機采用GDI 技術(shù)更加有利于提高其經(jīng)濟性和動力性等。

為此，本文從現(xiàn)有摩托車PFI 四沖程發(fā)動機技改角度，對其改裝或引入缸內(nèi)直噴系統(tǒng)時存在的關(guān)鍵技術(shù)問題進行探索研究，考慮到GDI 系統(tǒng)噴油開始時刻對缸內(nèi)氣流運動及噴霧的相互作用會顯著影響混合氣分布和燃燒狀況[12]，本文針對噴油時刻對缸內(nèi)燃燒過程的影響開展研究，基于某企業(yè)生產(chǎn)的157FMI 發(fā)動機為研究對象，研究其噴油時刻對缸內(nèi)平均壓力、溫度、瞬時放熱率、壓力升高率的影響，以期得到缸內(nèi)直噴模式下不同噴油時刻對燃燒過程的影響規(guī)律，為缸內(nèi)直噴系統(tǒng)更替進氣管道噴射系統(tǒng)提供技改經(jīng)驗和理論參考。

1 模型建立

所選的157FMI 發(fā)動機基本參數(shù)如表1 所示。

表1 157FMI 發(fā)動機基本參數(shù)

考慮到原機實體的復(fù)雜性，對其燃燒系統(tǒng)幾何建模前予以適當(dāng)簡化：

1）在保證原機壓縮比基本不變的前提下，忽略其氣缸壁與活塞之間的間隙、氣門底面的過渡圓角和倒角等次要細節(jié)，如圖1a 所示。

2）僅考慮活塞上止點附近對應(yīng)的噴油、燃燒過程，不考慮進排氣門啟閉對應(yīng)的進排氣過程，又因進氣門或排氣門關(guān)閉之后，進氣道或排氣道內(nèi)的氣流運動對發(fā)動機缸內(nèi)影響較小，所以在劃分動網(wǎng)格時，當(dāng)氣門關(guān)閉后，可將氣道去掉以節(jié)約計算機內(nèi)存[13]，提高模擬計算速度，如圖1b 所示。

考慮到網(wǎng)格質(zhì)量對計算過程和求解結(jié)果有重要影響，本文從以下2 個方面來予以設(shè)置和調(diào)整：

1）針對該發(fā)動機燃燒室復(fù)雜的幾何結(jié)構(gòu)形狀，通過改變網(wǎng)格大小來適應(yīng)這種變化；

2）在較為劇烈的流動區(qū)域，采取網(wǎng)格細化處理，以提高計算精度。

基于上述處理原則和設(shè)置方法，將該燃燒系統(tǒng)不同特征予以分區(qū)并進行網(wǎng)格劃分，為便于計算，定義進氣上止點為360°CA，壓縮上止點為720°CA，計算過程涉及壓縮、做功2 個沖程，起始時刻為進氣門關(guān)閉時刻580°CA，終了時刻為排氣門開啟時刻850°CA。最大網(wǎng)格尺寸為1.25×10-6m，但為了充分反映幾何結(jié)構(gòu)形狀對流動的影響，提高計算精度，在活塞、燃燒室區(qū)域進行局部細化，最小網(wǎng)格尺寸為6.25×10-7m，最終生成高質(zhì)量網(wǎng)格。

由于發(fā)動機氣缸蓋上面空間位置的限制，嘗試將噴油器安裝設(shè)置在原火花塞相對軸面的對稱位置，且噴油器軸線與氣缸軸線的夾角為55°時進行仿真模擬，如圖1c 所示。

圖1 幾何模型

2 模型設(shè)置

考慮到計算精度、穩(wěn)定性及收斂性要求，采用k-zeta-f[14]四方程模型描述缸內(nèi)湍流狀態(tài)。由于噴油器偏置進行噴射過程以及燃油燃燒室的容積小，油束可以自由發(fā)展的距離較短，燃油會與氣缸壁以及活塞頂部發(fā)生碰壁現(xiàn)象，為防止?jié)癖诂F(xiàn)象的發(fā)生，采用Walljet1[15]噴霧碰壁模型，它不與壁面的油膜發(fā)生質(zhì)量交換，受入射液滴的韋伯?dāng)?shù)控制，油滴碰壁后沿壁面方向離去，用于熱壁面?；贒ukowicz[16]蒸發(fā)模型，氣缸中的油滴在缸內(nèi)流場運動及吸熱的共同作用下，蒸發(fā)成燃油蒸汽，假定液滴周圍是準穩(wěn)態(tài)的氣相環(huán)境，具有沿直徑均勻分布的溫度場，在液滴表面上達到了液氣之間的熱平衡。并從現(xiàn)有噴霧破碎過程模型描述的成熟度、可靠性及精度而言，本文采用KHRT 噴霧破碎模型[17]。模擬計算時，采用相關(guān)火焰模型（Coherent Flame Model）[18]，假定已燃氣體區(qū)域不存在未燃燃料，并簡化化學(xué)反應(yīng)，將其與噴霧模型耦合，模擬GDI 發(fā)動機均質(zhì)和非均質(zhì)燃燒過程。

初始條件中所需的湍流動能（TKE）和湍流長度尺度（TLS）值可以分別通過以下公式計算得到：

湍動能：

湍流長度尺度：

式中：hV為氣門最大升程（mm），n 為轉(zhuǎn)速（r/min）。

計算模型的邊界與初始條件參數(shù)具體設(shè)置見表2。

表2 初始條件和邊界條件

3 噴油時刻對燃燒過程的影響

以轉(zhuǎn)速2 500 r/min、循環(huán)噴油量20 mg 及點火時刻45°CA BTDC 時的工況為例，分別設(shè)定噴油時刻為55 °CA BTDC、65 °CA BTDC、75 °CA BTDC、85 °CA BTDC、95°CA BTDC，研究噴油時刻對157FMI 發(fā)動機燃燒過程的影響。

如圖2、圖3 所示，噴油時刻為65°CA BTDC時，缸內(nèi)溫度和壓力的峰值均為最高，動力性能最佳，具體以噴油時刻為95°CA BTDC 工況為參照，噴油時刻為55 °CA BTDC、65 °CA BTDC、75 °CA BTDC、85 °CA BTDC 時的平均氣缸壓力峰值分別增大了32.80%、50.70%、13.96%、-1.05%，平均氣缸溫度峰值分別增大了33.50%、40.59%、18.95%、3.34%。因此在一定范圍內(nèi)隨著噴油時刻的提前，壓力、溫度峰值呈先增加后減小的趨勢，從2 個方面解釋這種現(xiàn)象：一方面，噴油時刻為95°CA BTDC 時對應(yīng)的壓力、溫度峰值最低，因為噴油時刻太早，點火時已有油束撞擊壁面，然后沿著壁面離去，導(dǎo)致火花塞附近混合氣較稀，不利于穩(wěn)定火焰的形成，使得燃燒室壁面溫度低，燃燒熱效率下降。另一方面，噴油時刻為55°CA BTDC 時的壓力和溫度峰值低于噴油時刻為65°CA BTDC 時，噴油時刻稍晚，噴入的燃油來不及混合，造成缸內(nèi)混合氣局部過濃，使燃燒速度急劇變慢，燃燒滯后，導(dǎo)致溫度、壓力峰值對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角也稍微推遲，影響燃燒穩(wěn)定性。

圖2 噴油時刻對氣缸壓力的影響

圖3 噴油時刻對氣缸溫度的影響

瞬時放熱率、壓力升高率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況分別如圖4、圖5 所示，燃燒放熱率最大值及其所處的時間段對發(fā)動機的影響很大，噴油時刻為65°CA BTDC 時，放熱率峰值比其它幾種方案高，出現(xiàn)時刻更接近上止點，說明了燃燒主要發(fā)生在上止點附近，定容燃燒增加，致使缸內(nèi)的溫度、壓力升高。而噴油時刻在85°CA BTDC 和95°CA BTDC 時，放熱率峰值出現(xiàn)在上止點前，并且放熱率峰值比噴油時刻在65°CA BTDC 時低很多，噴油時刻在55°CA BTDC和75°CA BTDC 時放熱率峰值比噴油時刻在65°CA BTDC 時低，放熱率峰值出現(xiàn)在上止點后，一定范圍內(nèi)不同噴油時刻下的放熱率曲線也反映了跟溫度、缸壓曲線相同的趨勢；一般汽油機的平均壓力升高率為0.2～0.4 MPa/°CA，最高壓力升高率不應(yīng)出現(xiàn)在上止點之前，否則會降低發(fā)動機的動力性。噴油時刻為85°CA BTDC 和95°CA BTDC 時，最高壓力升高率峰值出現(xiàn)在壓縮上止點之前，對發(fā)動機曲柄連桿機構(gòu)的沖擊載荷較大，影響發(fā)動機性能，噴油時刻為55°CA BTDC 和75°CA BTDC 時，壓力升高率峰值低于噴油時刻在65°CA BTDC 時，而壓力升高率越高則燃燒等容度越高，燃料利用率也就越大。

圖4 噴油時刻對瞬時放熱率的影響

4 噴油時刻對溫度場分析

圖5 噴油時刻對壓力升高率的影響

對發(fā)動機進行數(shù)值計算時，缸內(nèi)溫度場的變化可以體現(xiàn)缸內(nèi)混合氣溫度分布以及燃燒過程，圖6為曲軸轉(zhuǎn)角在40 °CA BTDC、20 °CA BTDC、0 °CA BTDC、20 °CA ATDC 時的缸內(nèi)縱截面溫度分布云圖，對比分析不同噴油時刻對燃燒過程的影響，在壓縮行程初期，缸內(nèi)溫度隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增大而緩慢增大，在45°CA BTDC 開始點火后，缸內(nèi)溫度并沒有立即暴增，直到活塞上行到20°CA BTDC 時，可以看到噴油時刻在85°CA BTDC 和65°CA BTDC 時火花塞附近的局部溫度分別高達1 045 K 和1 366 K，此時缸內(nèi)已開始燃燒了，而在噴油時刻為55°CA BTDC、75°CA BTDC、95°CA BTDC 火花塞附近的溫度相對低一些，但可以觀察到火花塞附近已經(jīng)開始燃燒反應(yīng)，同時噴油時刻在85°CA BTDC、65°CA BTDC 時比噴油時刻在55 °CA BTDC、75 °CA BTDC、95°CA BTDC 時缸內(nèi)溫度升高較快，活塞運行到上止點后，著火核心形成點燃附近混合氣，使火焰從火花塞附近向噴油器附近快速傳播，噴油時刻85°CA BTDC和噴油時刻65 °CA BTDC 相比，噴油時刻65 °CA BTDC 分層現(xiàn)象更明顯，已燃區(qū)溫度更高，火焰前鋒表面及未燃區(qū)溫度均較高，當(dāng)活塞運行到20 °CA ATDC 時，缸內(nèi)燃燒已接近完成，噴油時刻在65°CA BTDC 時燃燒溫度高于噴油時刻在85°CA BTDC 時的缸內(nèi)燃燒溫度，且噴油時刻65°CA BTDC 時高溫區(qū)分布范圍相對較大。

圖6 缸內(nèi)溫度分布圖

5 結(jié)論

本文以157FMI 發(fā)動機為研究基礎(chǔ)，從摩托車PFI 四沖程發(fā)動機技改角度對其改裝，將其發(fā)動機進氣道噴射原型嘗試性地實施缸內(nèi)直噴技術(shù)，以轉(zhuǎn)速2 500 r/min、循環(huán)噴油量20 mg 及點火時刻45°CA BTDC 時的工況為例，研究了噴油時刻對缸內(nèi)燃燒過程的影響，得到結(jié)論如下：

1）對于157FMI 發(fā)動機原模型不改變的情況下，在噴油時刻為55°CA BTDC～95°CA BTDC 之間，隨著噴油時刻的提前，平均氣缸壓力和溫度對應(yīng)的峰值呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。

2）噴油時刻為55°CA BTDC～95°CA BTDC 之間，缸內(nèi)燃燒溫度與壓力越高，燃燒放熱速率越快，缸內(nèi)高溫區(qū)范圍越大。

3）噴油時刻為65°CA BTDC 時平均氣缸溫度、壓力峰值最大以及瞬時放熱率和壓力升高率峰值最大，表明此噴油時刻下157FMI 發(fā)動機燃燒性能最好。