姚博煒，呂俊成，王森，徐宏昌，袁志遠，李雪松，金隼

(1.上海交通大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，上海 200240；2.柳州賽克科技發(fā)展有限公司，廣西柳州 545616;3.上汽通用五菱技術(shù)中心，廣西柳州 545007;4.湖南華研試驗室，湖南湘潭 411202)

0 引言

我國近年提出了“碳達峰、碳中和”的總體目標，對各行業(yè)碳排放和其他有害氣體排放提出了更高的要求?；趯?nèi)燃機汽車排放的控制和更優(yōu)效率的需求，內(nèi)燃機的發(fā)展進一步趨向噴射高壓化、機身小型化和進氣增壓化。然而這3種發(fā)展趨勢都會造成缸內(nèi)濕壁現(xiàn)象的加劇，影響發(fā)動機的動力性能和排放性能。在缸內(nèi)，噴霧若不能很好地與燃燒系統(tǒng)匹配，會造成噴霧濕壁、混合氣不均勻、燃燒不充分、爆震等諸多發(fā)動機運行的問題，不僅會極大地影響發(fā)動機的動力輸出，還會導(dǎo)致燃燒的急劇惡化，給后處理系統(tǒng)帶來極大的壓力。因此，基于噴霧標定的結(jié)果進行直噴汽油機燃燒系統(tǒng)的開發(fā)和優(yōu)化很有必要。通過試驗與仿真結(jié)合的方式進行發(fā)動機燃燒系統(tǒng)的開發(fā)，對提升發(fā)動機的熱效率和降低排放具有重要的意義。

在發(fā)動機正向開發(fā)中，其有限元和計算流體力學(xué)等數(shù)值技術(shù)具有重要的指導(dǎo)作用。發(fā)動機噴霧的作用主要體現(xiàn)在以下兩方面：一是為燃燒提供燃料;二是將燃料霧化成盡可能小的顆粒，加快燃料的蒸發(fā)，優(yōu)化燃燒。然而發(fā)動機噴霧的常見問題是：①噴霧貫穿距過長造成噴霧和缸套、活塞直接發(fā)生撞擊，造成噴霧濕壁，濕壁油膜若不能快速蒸發(fā)，會造成局部過濃區(qū)，顆粒物及碳煙的排放會惡化，這在冷啟動環(huán)境下更為惡劣；②噴霧沒有與燃燒系統(tǒng)進行很好的匹配，造成缸內(nèi)混合氣不均勻，進而影響后續(xù)的燃燒。因此，針對內(nèi)燃機噴霧的試驗標定及標定數(shù)據(jù)進行缸內(nèi)燃燒系統(tǒng)仿真優(yōu)化，對于優(yōu)化發(fā)動機的燃燒和排放性能具有重要的實際意義。目前比較常見的噴霧試驗方法是激光診斷，即采用激光這類非侵入式測量方法，獲得噴霧的宏觀和微觀信息，包括噴霧的貫穿距、錐角、索特平均直徑等影響霧化和噴霧空間分布的重要參數(shù)。

在噴霧模型建立過程中，目前常用的油氣兩相流模型分為兩類：連續(xù)液滴模型(CDM)和離散液滴模型(DDM)。兩者都是從氣液兩相結(jié)構(gòu)出發(fā)，著重模擬發(fā)生在氣液交界面上的相互作用，即氣液兩相之間的質(zhì)量、動量和能量交換過程。雖然CDM能夠為噴霧場提供全面而詳盡的描述，但是計算量較大，因而現(xiàn)在的CFD軟件中多采用DDM來描述燃油的噴霧現(xiàn)象。DDM是基于蒙特卡洛方法的一種統(tǒng)計描述。它不考慮全部液滴，而只處理其中具有代表性的統(tǒng)計樣本，每個樣本都代表一定數(shù)量、大小和狀態(tài)完全相同的液滴。用拉格朗日方式跟蹤這些液滴樣本的運動，即求解描述其運動軌跡和傳熱過程的一組微分方程。在計算過程中，首先使用前一時刻的流場數(shù)據(jù)計算當前時刻的運動過程，并計算液滴對氣相流場作用，然后計算時刻的流場，之后再計算下一時刻的液滴運動，如此交替求解，實現(xiàn)液滴計算與流場計算的解耦。但是DDM的主要缺點是模擬的結(jié)果依賴于模型的選擇及模型參數(shù)的設(shè)置，應(yīng)用不同的模型或參數(shù)，霧化質(zhì)量和形態(tài)都可能有很大區(qū)別。因此需要根據(jù)噴霧試驗的結(jié)果來對模擬結(jié)果進行修正，也就是噴霧標定。

在完成噴霧標定后，將發(fā)動機燃燒系統(tǒng)幾何結(jié)構(gòu)的表面文件作為輸入，對氣體組分、燃油組分和不同工況的邊界條件進行設(shè)定，利用Converge軟件建立發(fā)動機的缸內(nèi)CFD仿真模型，并進行了計算分析。進而分析燃燒系統(tǒng)存在的不足，嘗試通過對噴霧和燃燒室布局的改進，實現(xiàn)對燃燒系統(tǒng)的優(yōu)化。

文中主要基于噴霧標定的結(jié)果進行發(fā)動機缸內(nèi)燃燒系統(tǒng)的分析和優(yōu)化。首先介紹了本款發(fā)動機的主要參數(shù)，建立了噴霧模型，并基于噴霧模型的發(fā)動機缸內(nèi)燃燒系統(tǒng)進行了仿真分析。在此基礎(chǔ)上，對燃燒系統(tǒng)存在的問題進行了總結(jié)，并通過噴霧優(yōu)化，實現(xiàn)了對燃燒系統(tǒng)的優(yōu)化。

1 實際發(fā)動機系統(tǒng)和測試邊界條件

發(fā)動機噴霧系統(tǒng)主要參數(shù)見表1，所采用的發(fā)動機燃燒計算工況點如圖 1所示。試驗采用5孔噴油器?？紤]對發(fā)動機全工況的整體分析，在設(shè)定計算工況點時，需要充分考慮各個特殊工況點，分析其發(fā)動機缸內(nèi)流場的形成、缸內(nèi)油氣的混合情況及快速燃燒的前期準備。分別在低速小負荷、低速大負荷及高速大負荷選取合適工況點作為計算分析，為了更充分分析油氣混合過程，還加上了燃油經(jīng)濟點2 000 r/min@1 MPa。

表1 發(fā)動機噴霧系統(tǒng)主要參數(shù)

圖1 發(fā)動機燃燒計算工況點

2 噴霧模型建立和發(fā)動機缸內(nèi)計算

2.1 噴霧模型建立及標定

在噴霧模型中，噴油器的中心位于定容彈幾何坐標原點(0，0，0)，根據(jù)噴霧落點坐標可以得出噴孔噴射方向。對于噴孔幾何坐標，取平面(水平)方向半徑為0.5 mm的圓環(huán)坐標。噴油器噴霧試驗在定容彈中進行，其內(nèi)部空間可以近似為一個圓柱體。計算中，設(shè)置定容彈的高度為120 mm，底部直徑為120 mm;計算邊界條件與試驗一致，除了頂部設(shè)置為壁面邊界，側(cè)面和底部均設(shè)置為壓力出口邊界;缸內(nèi)初始湍動能設(shè)置為20 m/s，耗散率為100 m/s，噴射燃油為異辛烷。圖2為噴霧模型采用的定容彈設(shè)置。

圖2 定容彈設(shè)置

噴霧標定的模擬結(jié)果主要從宏觀和微觀兩個方面與試驗結(jié)果進行對比。宏觀方面的對比參數(shù)為貫穿距和噴霧形態(tài)，貫穿距是表征噴霧在空氣中貫穿能力的參數(shù)，主要受噴射壓力、噴霧參數(shù)、介質(zhì)密度等參數(shù)的影響，噴霧形態(tài)用來表示油束在空間中的幾何分布，兩者可以表現(xiàn)油束的幾何輪廓形態(tài)及其在定容彈中的發(fā)展過程。微觀方面的對比參數(shù)為索特平均直徑(SMD)，它反映了噴霧液滴的大小和均勻度。通過對噴霧液滴的初始速度、噴霧錐角、粒徑分布、破碎模型中的敏感參數(shù)進行調(diào)整，使模擬計算中的噴霧特征參數(shù)與試驗結(jié)果一致。

噴霧油束從噴射直到蒸發(fā)的物理過程包括液體噴射、噴霧破碎、液滴拖拽、摩擦、液滴湍流分散、液滴/壁面相互作用、蒸發(fā)模型。針對噴霧的物理發(fā)展過程，液滴從噴嘴噴出后的粒徑分布選用Rosin-Rammler分布，破碎模型選用KH-RT破碎模型，液滴湍流擴散模型選用O’Rouke模型，蒸發(fā)模型選用Frossling模型，液滴/壁面相互作用模型選用Wall Film模型。噴霧從噴孔中噴出后的出口速度和粒徑分布決定著噴霧的后續(xù)發(fā)展，其中噴孔出口速度可以由伯努利方程得到，由于流量系數(shù)無法測量，出口速度需要經(jīng)過試驗的貫穿距和粒徑在范圍內(nèi)進行調(diào)整，其計算式為：

(1)

出口處的粒徑分布設(shè)置為Rosin-Rammler分布，Rosin-Rammler的分布公式如下：

(2)

其中，參數(shù)是與粒徑分布SMD相關(guān)的參數(shù)。在KH-RT破碎模型中，KH模型中的破碎特征時間常數(shù)和RT模型中的破碎長度系數(shù)對貫穿距和噴霧形態(tài)影響顯著。噴霧標定主要工作就是調(diào)整和，使仿真結(jié)果中的貫穿距、噴霧形態(tài)和試驗結(jié)果相匹配。由于大部分計算工況的燃油噴射壓力為35 MPa，選擇燃油噴射壓力為35 MPa，缸內(nèi)壓力為100 kPa，噴油脈寬為1.5 ms，燃油溫度為298 K的噴霧試驗工況作為主要工況進行噴霧模型驗證，同時選擇不同環(huán)境壓力及不同噴油壓力的噴霧工況進行對比驗證，噴霧計算工況見表 2。

表2 噴霧計算工況

標定參數(shù)主要有KH模型中的破碎特征時間常數(shù)、RT模型中的破碎長度系數(shù)和Rosin-Rammler液滴分布模型中的參數(shù)。經(jīng)過多組參數(shù)匹配優(yōu)化，最終得到的標定結(jié)果參數(shù)見表3。

表3 標定結(jié)果參數(shù)

選定標定結(jié)果中的參數(shù)計算其他工況，圖 3和圖4分別為典型工況的貫穿距和噴霧形態(tài)試驗與仿真結(jié)果對比，可以發(fā)現(xiàn)仿真結(jié)果與試驗結(jié)果有較好的一致性。說明噴霧模型可以較好地體現(xiàn)實際噴霧發(fā)展情況，模型參數(shù)可以用作后續(xù)缸內(nèi)計算。

圖3 典型工況的貫穿距的試驗和仿真結(jié)果對比

圖4 典型工況的噴霧形態(tài)的試驗和仿真結(jié)果對比

2.2 發(fā)動機模型建立及缸內(nèi)計算

將發(fā)動機燃燒系統(tǒng)幾何結(jié)構(gòu)的表面文件作為輸入，對氣體組分、燃油組分和不同工況的邊界條件進行設(shè)定，建立發(fā)動機面網(wǎng)格模型。為了使計算時間和計算精度能夠兼顧，根據(jù)計算經(jīng)驗設(shè)置體網(wǎng)格基本尺寸為4 mm，缸內(nèi)網(wǎng)格加密等級為2，噴嘴加密等級為3，進、排氣門錐角加密等級為3，自適應(yīng)速度網(wǎng)格加密等級為3，完成的發(fā)動機三維網(wǎng)格模型如圖 5所示。

圖5 發(fā)動機三維網(wǎng)格模型

在計算設(shè)置中，進氣口設(shè)置為進口邊界，排氣口設(shè)置為出口邊界，兩者都采用由一維軟件GT-power導(dǎo)出的瞬態(tài)壓力數(shù)據(jù)和瞬態(tài)溫度數(shù)據(jù)。其他邊界設(shè)置為壁面邊界條件，其中進、排氣門及活塞為滑移壁面，其他壁面為固定無滑移壁面。壁面溫度設(shè)置見表4，4 800 r/min@wot工況下進、排氣口的壓力和溫度變化曲線如圖6所示。

表4 壁面溫度設(shè)置 單位：K

圖6 4 800 r/min@wot工況下進、排氣口的壓力和溫度變化曲線

2.2.1 缸內(nèi)計算流場分析

在流場分析中，設(shè)定速度矢量用來顯示氣流運動方向，設(shè)定當量比云圖用來對比流場中油氣混合燃油蒸發(fā)情況。為了更直觀觀察缸內(nèi)氣流及油氣混合情況，分別觀察-、-截面的缸內(nèi)情況，其截面位置示意如圖7所示。

圖7 缸內(nèi)截面位置示意

選取進氣門最大開度附近角度為470 ℃A及壓縮行程1/2角度為630 ℃A的缸內(nèi)氣流及油氣混合情況作為分析對象，圖8為不同工況在470 ℃A角度處的-截面上的缸內(nèi)進氣流場分布(右側(cè)為進氣道方向)。

圖8 不同工況在470 ℃A角度處的A-A截面上的缸內(nèi)進氣流場分布

由圖8可以看出，在進氣門最大升程附近角度，不同工況均在缸內(nèi)形成了逆時針方向的滾流。滾流的產(chǎn)生主要是由于進氣門以及燃燒室壁面的引導(dǎo)作用，隨著進氣門逐漸打開，從進氣道進入缸內(nèi)的進氣量逐漸增大，在進氣門的上方形成了滾流氣團，之后隨著活塞下行，滾流中心逐漸下移。470 ℃A角度處，不同工況噴油開始時刻各不相同，已噴油的工況(4 800 r/min@wot，2 000 r/min@1 MPa，2 000 r/min@0.2 MPa和1 500 r/min@0.5 MPa)的燃油蒸汽隨著滾流方向向進氣門上方運動。

壓縮行程中缸內(nèi)形成統(tǒng)一方向的滾流，促使較濃混合氣向其他區(qū)域充分發(fā)展，壓縮上止點時刻混合氣的均勻程度極大地影響著燃燒過程的發(fā)展。在壓縮后期，隨著活塞上行擠壓，滾流逐漸破碎形成大大小小的渦團，增加點火時刻缸內(nèi)的湍動能，使缸內(nèi)燃燒更加充分。圖9為不同工況在630 ℃A角度處的缸內(nèi)壓縮流場分布。

圖9 不同工況在630 ℃A角度處的缸內(nèi)壓縮流場分布

由圖9可以看出，在壓縮沖程中不同工況均形成了非常明顯的滾流流場，在這個過程中，氣流對油氣的組織關(guān)系到油的蒸發(fā)及分布，從而影響了整個流場的當量比以及分布。

為了定量化地顯示滾流情況，計算了其全局最大滾流方向的滾流比，如圖10所示。由圖可以看出，滾流比大小的變化存在明顯的“雙峰”現(xiàn)象。第一個波峰出現(xiàn)在進氣門開度最大時刻，此時進氣速率最大，由進氣道結(jié)構(gòu)引起的滾流強度達到最大值；第二個波峰出現(xiàn)在壓縮后期，隨著活塞上行擠壓，滾流逐漸增大，到達上止點后滾流破碎，增大缸內(nèi)湍動能，加快缸內(nèi)燃燒時的火焰?zhèn)鞑ァ?/p>

圖10 不同工況的滾流比

2.2.2 油氣混合分析

缸內(nèi)直噴發(fā)動機燃油噴射后在缸內(nèi)與缸壁、活塞發(fā)生碰撞，一部分燃油動量充足繼續(xù)反彈至其他區(qū)域，另一部分燃油由于動量不足，黏附在撞壁位置形成油膜，之后隨著缸內(nèi)溫度上升，逐漸蒸發(fā)。在進氣、壓縮行程中，燃油蒸汽在缸內(nèi)氣流的作用下與進入缸內(nèi)的空氣混合，上止點時刻形成一定濃度的混合氣，混合氣濃度在缸內(nèi)的分布均勻程度極大地影響著燃燒的性能及發(fā)動機的排放。下面分別分析各工況缸內(nèi)的油氣混合狀況。

圖11為4 800 r/min@wot工況噴霧發(fā)展。

圖11 4 800 r/min@wot工況噴霧發(fā)展

由圖11可以看出，430 ℃A角度處，由于燃油噴射時刻早，噴霧直接與活塞發(fā)生碰撞。490 ℃A角度處，-截面上噴霧方向受強滾流氣流影響發(fā)生偏轉(zhuǎn)，噴霧與左側(cè)(排氣側(cè))缸壁發(fā)生碰撞，進氣側(cè)混合氣隨滾流方向沿著缸壁向上運動；-截面上，噴油器安裝位置導(dǎo)致噴霧方向偏向于一側(cè)，且工況噴油量大，噴霧長時間與靠近噴油器一側(cè)的缸壁發(fā)生碰撞。630 ℃A角度處，在噴霧與活塞的碰壁位置仍殘存油膜沒有蒸發(fā)。

圖12為2 400 r/min@wot工況噴霧發(fā)展。該工況屬于3次噴射，2 400 r/min@wot工況相比于4 800 r/min@wot工況噴油時刻晚，活塞下行距離遠，噴霧直接與活塞發(fā)生碰撞較少。第一次噴射時，噴霧受滾流影響與排氣側(cè)缸壁發(fā)生碰撞；第二次噴射時，缸內(nèi)排氣側(cè)區(qū)域混合氣濃度過稀，此時受滾流影響的噴霧在此區(qū)域蒸發(fā)，可以有效提升該處的局部當量比，555 ℃A角度處可以看到排氣側(cè)缸壁的碰壁位置殘留一部分油膜；第三次噴射時，混合氣已基本運動混合至缸內(nèi)所有區(qū)域。

圖12 2 400 r/min@wot工況噴霧發(fā)展

圖13為4 800 r/min@wot工況和2 400 r/min@wot工況的噴霧撞壁質(zhì)量對比。4 800 r/min@wot活塞撞壁質(zhì)量大于缸壁撞壁質(zhì)量，原因是4 800 r/min@wot噴油時刻早，單次噴射且噴射時間長，噴霧長時間不間斷地撞擊活塞。2 400 r/min@wot缸壁撞壁質(zhì)量大于活塞撞壁質(zhì)量，原因是工況噴油時刻較晚，且采取了多次噴射的策略，后兩次噴射的燃油經(jīng)過一段時間發(fā)展才與活塞碰撞，同時噴霧受滾流影響與缸壁發(fā)生碰撞的比例大。

圖13 4 800 r/min@wot工況和2 400 r/min@wot工況的噴霧撞壁質(zhì)量對比

圖14為1 000 r/min@wot工況噴霧發(fā)展。該工況為3次噴射，相比2 400 r/min@wot工況滾流變?nèi)?，噴霧形態(tài)沒有發(fā)生明顯的偏移。第一次噴射后，噴霧在進氣側(cè)沿著缸壁向上運動；第二次噴射540 ℃A角度處，排氣側(cè)區(qū)域混合氣濃度相對偏稀；第三次噴射580 ℃A角度處，混合氣已運動至缸內(nèi)所有區(qū)域。壓縮后期640 ℃A 角度處，濃混合氣受滾流影響已運動至缸內(nèi)頂部，此時滾流已逐漸降低，氣流組織作用較弱，之后隨著活塞上行擠壓，頂部區(qū)域的濃混合氣向四周擴散。

圖14 1 000 r/min@wot工況噴霧發(fā)展

圖15為2 000r/min@1 MPa工況噴霧發(fā)展。噴霧在滾流氣流作用下沿進氣側(cè)缸壁向上運動，530 ℃A角度處，在噴霧與缸壁碰壁位置形成了油膜。值得注意的是，在580 ℃A角度處，一部分燃油跑出缸內(nèi)，進入了進氣道;630 ℃A角度處，缸內(nèi)混合氣濃度相比大負荷工況更加均勻。

圖15 2 000 r/min@1 MPa工況噴霧發(fā)展

圖16為2 000 r/min@1 MPa工況燃油進入進氣道示意。550 ℃A角度處，較濃混合氣隨滾流方向沿著進氣側(cè)缸壁向上運動，此時進氣門尚未關(guān)閉，一部分濃混合氣進入進氣道中；400 ℃A角度處，隨著進氣門逐漸開啟，上一循環(huán)進入進氣道的混合氣進入缸內(nèi)，保證缸內(nèi)燃油的質(zhì)量與噴油器噴出的總質(zhì)量相同。

圖16 2 000 r/min@1 MPa工況燃油進入進氣道示意

圖17為1 500 r/min@0.5 MPa工況噴霧發(fā)展。1 500 r/min@0.5 MPa屬于低速小負荷工況,噴油量少、噴油時間短且噴油時刻早，噴霧與活塞直接發(fā)生碰撞。此時缸內(nèi)滾流強度較弱，噴霧形態(tài)受氣流影響作用小，噴霧撞壁后沿著兩側(cè)缸壁向上運動，在活塞撞壁位置形成少量油膜，之后隨著缸內(nèi)溫度上升很快蒸發(fā)。(低負荷工況燃油進入氣道現(xiàn)象顯著，為更清晰觀察油氣混合現(xiàn)象，選取第一循環(huán)數(shù)據(jù)作為分析對象。)

圖17 1 500 r/min@0.5 MPa工況噴霧發(fā)展

圖18為2 000 r/min@0.2 MPa工況噴霧發(fā)展。由于低轉(zhuǎn)速、小負荷工況燃油進入進氣道現(xiàn)象顯著，上一循環(huán)進入氣道的燃油在進氣門開啟時進入缸內(nèi)，420 ℃A角度處還未噴油，缸內(nèi)已有一定濃度的混合氣。噴油量少，噴油時間短，噴霧直接撞擊活塞形成一團濃混合氣，之后隨著氣流往四周擴散。

圖18 2 000 r/min@0.2 MPa工況噴霧發(fā)展

圖19為各工況油膜質(zhì)量變化，可以看出低速、小負荷工況產(chǎn)生的油膜質(zhì)量很小，且很快隨著缸內(nèi)溫度升高而蒸發(fā)消失；1 000 r/min@wot工況為3次噴射，每次噴射后形成的油膜都有足夠時間蒸發(fā)，上止點時刻油膜基本蒸發(fā)消失；2 400 r/min@wot工況屬于最大扭矩點，噴油量最多，噴油時間長，雖然采取了多次噴射策略，但噴油結(jié)束后油膜沒有足夠時間蒸發(fā)，上止點時刻還殘存少量油膜；4 800 r/min@wot工況屬于最大功率點，噴油量多且屬于單次噴射，油膜持續(xù)形成沒有蒸發(fā)，在上止點時刻仍殘有油膜。

圖19 各工況油膜質(zhì)量對比

針對工況噴油時刻早、噴霧與活塞碰壁量大的現(xiàn)象，選取1 500 r/min@0.5 MPa工況調(diào)整噴油時刻，分析不同噴油時刻下的噴霧碰壁量及油膜質(zhì)量，如圖19所示。噴油時刻滯后，噴油開始時活塞下行距離遠，活塞碰壁量明顯減少，噴霧受氣流影響與缸壁碰壁量也明顯增加，油膜質(zhì)量也隨之增加。

圖20 1 500 r/min@0.5 MPa工況不同噴油時刻油膜質(zhì)量對比

圖21為不同工況在上止點時刻或點火時刻的當量比分布。由圖可以看出大部分工況點的燃油當量比分布都不均勻，只有燃油經(jīng)濟點2 000 r/min@1 MPa工況上止點時刻當量比分布均勻適當;高轉(zhuǎn)速、大負荷工況在-截面右側(cè)(靠近噴油器安裝位置一側(cè))的燃油當量比顯著大于左側(cè);低轉(zhuǎn)速、小負荷工況下在-截面上左側(cè)(遠離噴油器安裝位置一側(cè))的燃油當量比過高。

圖21 各工況燃油當量比分布

由于各工況上止點時刻的油氣混合效果不佳，文中分析了各工況-截面上壓縮后期的流場狀況。圖22為高轉(zhuǎn)速、大負荷工況壓縮后期在650 ℃A角度處-截面上的流場矢量圖，由圖可以看出在靠近噴油器安裝位置一側(cè)形成了統(tǒng)一方向的滾流。大負荷噴油量大、噴油時間長，且2 400 r/min@wot屬于多次噴射，噴霧長時間噴射引導(dǎo)此截面上的氣流形成了滾流，缸內(nèi)混合氣受滾流影響聚集分布在一側(cè)，導(dǎo)致上止點時刻燃油當量比分布不均。

圖22 高轉(zhuǎn)速、大負荷工況壓縮后期流場矢量圖(650 ℃A)

圖23為低轉(zhuǎn)速、小負荷工況壓縮后期650 ℃A角度處在-截面上的流場，在該截面上也形成了統(tǒng)一方向的滾流。工況噴油量少，噴油持續(xù)時間短，噴霧對氣流的引導(dǎo)作用較弱，主要為燃燒室結(jié)構(gòu)和進氣氣流共同作用結(jié)果。不同轉(zhuǎn)速進氣量不同，形成的滾流中心位置也不相同。2 000 r/min@0.2 MPa工況滾流中心位于右側(cè)底部，1 000 r/min@0.1 MPa工況滾流中心位于左側(cè)頂部，兩者在點火時刻過濃混合氣的聚集位置也不相同。

圖23 低轉(zhuǎn)速、小負荷工況壓縮后期流場(650 ℃A)

3 燃燒系統(tǒng)總結(jié)

3.1 噴油器選型與缸內(nèi)氣流匹配

發(fā)動機的噴油器是5孔噴油器，相比于其他類似發(fā)動機，油束方向更加發(fā)散，容許的貫穿距更短，噴霧與缸壁發(fā)生碰撞的可能性更大。其中油束1和油束5在大負荷工況下與缸壁發(fā)生直接碰撞，其碰撞位置如圖24所示。

圖24 油束1和油束5碰撞位置

此外，發(fā)動機的噴霧與氣流匹配較差，在大多數(shù)計算工況下，上止點時刻的當量比分布都出現(xiàn)一側(cè)混合氣過濃的現(xiàn)象，過濃混合氣不利于發(fā)動機的燃燒。圖 25為-截面各工況當量比分布。

圖25 B-B截面各工況當量比分布

綜上所述，文中發(fā)動機由于噴油器選型與缸內(nèi)氣流匹配較差，缸內(nèi)噴霧與氣流在不同工況下混合不均，導(dǎo)致上止點時刻缸內(nèi)油氣混合效果不佳。為改善這一現(xiàn)象，應(yīng)對噴油器的選型以及各油束布置仔細進行設(shè)計并校核，確保噴霧布置合理。

3.2 燃油進入進氣道

由于文中發(fā)動機的氣門持續(xù)開啟角度較長，且氣門開啟時間過長，在進氣門將要關(guān)閉時，缸內(nèi)濃混合氣已經(jīng)隨著滾流運動至進氣側(cè)上方，一部分混合氣進入進氣道。圖26為各工況燃油進入進氣道時的狀況。

圖26 各工況燃油進入進氣道時的狀況

不同工況下進入進氣道的燃油質(zhì)量占總噴油量的比重各不相同，轉(zhuǎn)速越低，進入進氣道的燃油質(zhì)量占比越大，如圖27所示。

圖27 各工況進入進氣道的燃油質(zhì)量占比

4 燃燒系統(tǒng)優(yōu)化

針對油氣混合效果不佳的現(xiàn)象，選擇1 500 r/min@0.5 MPa工況進行優(yōu)化計算，通過調(diào)整噴油器安裝位置、噴霧油束方向等措施優(yōu)化噴霧布置。

4.1 旋轉(zhuǎn)噴油器的安裝角度

圖28為旋轉(zhuǎn)噴油器90°前后對比。

圖28 旋轉(zhuǎn)噴油器90°前后對比

由圖28可以看出，原始安裝角度中油束1、4和5與缸壁的距離較近，噴霧噴射一段距離后與缸壁直接發(fā)生碰撞，在大負荷工況下，由于噴油時間長，在碰壁位置處直接形成油膜。旋轉(zhuǎn)噴油器90°后，3束較為集中的噴霧偏向于距離缸壁遠的一側(cè)，噴霧與缸壁距離遠，容許有更大的貫穿距。

圖29和圖30分別為旋轉(zhuǎn)噴油器前后碰壁質(zhì)量及分布結(jié)果對比，由圖可以看出，旋轉(zhuǎn)噴油器后缸壁碰壁質(zhì)量有所降低，但由于噴油時刻早，噴霧與活塞的距離沒有改善，活塞撞壁量沒有明顯變化。上止點時刻缸內(nèi)油氣混合效果沒有改善，在-截面上一側(cè)的混合氣濃度偏濃。

圖29 碰壁質(zhì)量旋轉(zhuǎn)前后對比

圖30 旋轉(zhuǎn)噴油器前后分布結(jié)果對比

4.2 調(diào)整油束角度

文中采用的噴油器的油束較為發(fā)散，如圖31所示，將油束方向向內(nèi)收縮，使得油束更加聚集，單個油束與缸壁之間的距離更遠。圖32為油束方向調(diào)整前后的當量比分布對比，可以看出調(diào)整前后當量比分布沒有改善。

圖31 油束方向調(diào)整前后示意

圖32 油束方向調(diào)整前后的當量比分布對比

4.3 調(diào)整噴油比例

由于油束2和油束3偏向于遠離噴油器安裝一側(cè)，而上止點時刻當量比在遠離噴油器一側(cè)濃度過高，油束2和油束3的設(shè)置可能是導(dǎo)致當量比分布不均的原因。如圖33所示，將油束2和油束3的噴油比例縮小，油束1和油束5的噴油比例增大，同時將油束2和油束3的方向往另外3束收縮。圖34為油束噴油比例調(diào)整前后的當量比分布對比。由圖可知，-截面上的當量比分布有所改善。

圖33 油束噴油比例調(diào)整前后示意

圖34 油束噴油比例調(diào)整前后的當量比分布對比

4.4 調(diào)整噴油器安裝位置

通過調(diào)整噴油器安裝位置，使油束從燃燒室正中間向下噴射。由圖35可以看出，油氣混合效果有明顯改善。圖36為噴油器安裝位置調(diào)整前后的當量比分布對比。針對1 500 r/min@0.5 MPa工況，通過改變噴霧位置、油束方向及噴油比例等方法對油氣混合進行了優(yōu)化，上止點時刻當量比分布有所改善。

圖35 噴油器安裝位置調(diào)整前后示意

圖36 噴油器安裝位置調(diào)整前后的當量比分布對比

5 結(jié)論

文中主要基于噴霧標定的結(jié)果進行發(fā)動機缸內(nèi)燃燒系統(tǒng)的分析和優(yōu)化。在噴霧試驗數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上建立了噴霧模型，并利用噴霧模型和發(fā)動機相關(guān)數(shù)據(jù)進行了缸內(nèi)燃燒計算，分析了缸內(nèi)流場和油氣混合情況。

缸內(nèi)流場方面，發(fā)現(xiàn)在壓縮沖程中不同工況均形成了非常明顯的滾流流場，同時滾流比大小的變化存在明顯的“雙峰”現(xiàn)象，不同工況下均有燃油進入進氣道，不同工況下進入進氣道的燃油質(zhì)量占總噴油量的比重各不相同，轉(zhuǎn)速越低，進入進氣道的燃油質(zhì)量占比越大。油氣混合方面，由于噴油器選型與缸內(nèi)氣流匹配較差，缸內(nèi)噴霧與氣流在不同工況下混合不均，導(dǎo)致各工況上止點時刻的油氣混合效果均不佳。因此需要通過對噴霧角度及噴油器安裝位置進行優(yōu)化實現(xiàn)對燃燒系統(tǒng)的優(yōu)化。本文采用了旋轉(zhuǎn)噴油器的安裝角度、調(diào)整油束角度、調(diào)整噴油比例和調(diào)整噴油器安裝位置的方法。針對1 500 r/min@0.5 MPa工況，通過改變噴霧位置、油束方向及噴油比例等方法對油氣混合進行了優(yōu)化，上止點時刻當量比分布有所改善。但是由于每個工況在上止點當量比分布不均的情況各不相同，針對不同的改善需求，需要調(diào)整不同的噴霧布置和噴油策略，以達到平衡各工況的油氣混合效果，在后續(xù)的工作中，需要對噴霧布置及噴油策略進行更深入的優(yōu)化設(shè)計。