魏勝利,倪士棟,丁統(tǒng)元,張紹邦,張志成

(1.江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院,212013,江蘇鎮(zhèn)江;2.吉孚汽車技術(shù)(蘇州)有限公司,215100,江蘇蘇州)

汽油缸內(nèi)直噴技術(shù)(GDI)因為具有經(jīng)濟(jì)性好、響應(yīng)性好、噴油量控制精準(zhǔn)等優(yōu)勢,其在汽油機市場占有率方面不斷提升。但是,在市面上普及的GDI發(fā)動機仍然存在一些不足,據(jù)有關(guān)研究顯示,在整個行駛過程中,冷啟動或者直接啟動階段時間占比很小[1-3],但卻是發(fā)動機整個工作過程中燃油霧化最差、燃燒最為惡劣的階段[4-6]。這主要原因在于,隨著汽油噴射壓力逐漸升高[7-8],貫穿距增大,因此在活塞頂部、缸套等表面容易形成附壁油膜,殘留油膜使得缸內(nèi)實際參與空氣混合的燃油量減少,從而導(dǎo)致整體當(dāng)量比降低[9-10]。更為嚴(yán)重的是,未蒸發(fā)燃油在燃燒過程中容易產(chǎn)生較多的碳?xì)渑c顆粒排放,對環(huán)境造成嚴(yán)重污染[11-14]。

對于附壁油膜,國內(nèi)外研究機構(gòu)和高校進(jìn)行了相關(guān)研究。Mundo等[15]通過單液滴試驗表明,在光滑表面撞壁時,二次液滴的直徑取決于液體的黏度、表面張力以及一次液滴的速度、尺寸;在粗糙表面撞壁時,黏度與表面張力等對液滴直徑分布影響減小。Kobashi等[16]構(gòu)建了一種CFD模型來預(yù)測多組分燃料噴霧壁面油膜的形成和蒸發(fā),研究發(fā)現(xiàn)在60 ℃的壁溫下,汽油替代燃料的壁面油膜蒸發(fā)率較低。楊延平[17]通過試驗對進(jìn)氣道噴射的汽油機,在冷啟動工況下形成的附壁油膜進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)隨著噴嘴高度的上升,附壁油膜量明顯減少。許名揚[18]使用計算流體力學(xué)軟件,以氣泡動力學(xué)為基礎(chǔ),對附壁油膜兩相流中的傳熱特性與動力學(xué)特性進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)近壁液體溫度升高使得氣泡內(nèi)部的相變氣體增多,從而促進(jìn)液體的蒸發(fā)。許貝等[19]對GDI發(fā)動機噴霧撞壁后形成的油膜厚度特性進(jìn)行研究分析,研究發(fā)現(xiàn),高噴射壓力結(jié)合小脈寬可以有效降低油膜附壁量,并且可以加快薄油膜的蒸發(fā);增加碰壁距離形成的油膜厚度要更加均勻。劉懿[20]利用激光誘導(dǎo)熒光法(LIF)對GDI發(fā)動機噴霧撞擊不同溫度壁面的附壁油膜特性進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)隨著壁面溫度的提高,附壁燃油宏觀形態(tài)從連續(xù)的油膜狀逐漸向分散的獨立液滴過渡,附壁體積及面積均逐漸降低。

本文針對GDI發(fā)動機在冷啟動下燃油附壁、燃油蒸發(fā)困難、混合氣不均勻、排放惡劣等問題,探究進(jìn)氣門早關(guān)米勒循環(huán)以及米勒循環(huán)對低溫環(huán)境下缸內(nèi)混合氣形成的影響規(guī)律,為減少附壁油膜、提高缸內(nèi)混合氣均勻程度及降低排放提供參考依據(jù)。

1 試驗與仿真模型搭建及驗證

1.1 發(fā)動機臺架試驗

本文選用一臺1.5T的GDI發(fā)動機為研究對象,其具體參數(shù)如表1所示,將該發(fā)動機裝置在如圖1所示的臺架上進(jìn)行試驗測試。對每一個測量工況點,采集200個循環(huán)進(jìn)行平均計算并作為最后的確定值。

圖1 GDI發(fā)動機試驗裝置示意圖

表1 GDI發(fā)動機基本參數(shù)

1.2 一維GT-Power模型搭建及驗證

選用GT-Power軟件進(jìn)行一維部分的仿真研究,為接下來的三維仿真提供準(zhǔn)確可靠的邊界條件。一維仿真模型搭建與參數(shù)設(shè)置完成之后,需要對模型的準(zhǔn)確性與合理性進(jìn)行驗證。選用工況為本文主要研究的怠速工況點以及發(fā)動機工作穩(wěn)定狀態(tài)的2 000～5 600 r/min中每隔1 200 r/min的50%、100%負(fù)荷。對所選的9個工況點的功率與油耗進(jìn)行臺架試驗數(shù)據(jù)與一維模擬數(shù)據(jù)對比,結(jié)果如圖2所示。

(a)功率

由圖2可以看出,所選的每個工況點的試驗與仿真值差距均在5%范圍內(nèi),因此判定本文所搭建的一維GT-Power模型準(zhǔn)確可靠,為接下來的三維CFD模擬提供精準(zhǔn)的初始與邊界條件。

1.3 噴霧可視化試驗與模擬

可視化定容試驗可以控制變量以及直觀的觀察與研究噴霧相關(guān)特性。本文采用直接攝影法在定容彈內(nèi)進(jìn)行噴霧試驗,并通過高速攝像機進(jìn)行噴霧形態(tài)記錄,噴霧試驗臺架如圖3所示。

圖3 噴霧試驗裝置示意圖

考慮到不同地區(qū)與生產(chǎn)企業(yè)的汽油品質(zhì)有所區(qū)別,本文采用異辛烷作為汽油的替代燃料進(jìn)行噴霧試驗,定容噴霧試驗的主要參數(shù)如表2所示。

表2 定容噴霧試驗相關(guān)參數(shù)

在Converge軟件中建立直徑為100 mm、高度為150 mm的定容彈仿真模型,定容彈仿真模型如圖4所示。邊界條件、初始條件和相關(guān)參數(shù)與試驗一致,模擬中試驗燃料選用IC8H18異辛烷,輸入相對應(yīng)的物性參數(shù)。噴油器中置在定容彈內(nèi),距離定容彈頂部3.2 mm。噴霧過程包含燃油噴射、噴霧破碎、液滴碰撞、液滴與壁面交互等多個過程,故對于噴霧子模型的選擇,破碎模型選用KH-RT模型,碰撞模型選用NTC模型,湍流擴(kuò)散模型選用O’Rourke模型。

圖4 定容彈仿真模型

貫穿距和噴霧錐角的試驗值與模擬值對比如圖5、圖6所示,可知貫穿距和噴霧錐角的各個時間點的誤差均小于5%。經(jīng)過不斷優(yōu)化與調(diào)整,噴霧模型的選擇與相關(guān)數(shù)據(jù)的設(shè)置是準(zhǔn)確的。

圖5 試驗與模擬貫穿距對比

圖6 試驗與模擬噴霧錐角對比

2 米勒循環(huán)發(fā)動機模型的建立

以往的研究可知,進(jìn)氣門晚關(guān)(late intake valve closing,LIVC)策略研究較多,主要原因是LIVC策略更易實現(xiàn),并且LIVC可以大幅降低缸內(nèi)溫度,從而抑制爆震等非正常燃燒現(xiàn)象[21],但是在溫度較低時,進(jìn)一步大幅降低缸內(nèi)溫度無疑會惡化燃油的霧化與蒸發(fā)。而進(jìn)氣門早關(guān)(early intake valve closing,EIVC)策略下的缸內(nèi)溫度相較于LIVC策略下更高,更有助于燃油的霧化與蒸發(fā)。

本文將進(jìn)氣上止點(top dead center,TDC)作為參考基準(zhǔn)點,設(shè)為0°;將米勒循環(huán)相較于原機EIVC的度數(shù)定義為米勒度,以15°為間隔,設(shè)計不同進(jìn)氣門提前關(guān)閉時刻的米勒循環(huán)策略,并將進(jìn)氣門提前關(guān)閉15°定義為EIVC15,進(jìn)氣門提前關(guān)閉30°定義為EIVC30,以此類推。最終研究的米勒循環(huán)確定EIVC15、EIVC30、EIVC45、EIVC60、EIVC75這5組方案,各方案的進(jìn)氣門升程曲線如圖7所示。圖8為建立的三維模型,將三維幾何模型導(dǎo)入到Converge中,進(jìn)行邊界劃分與網(wǎng)格設(shè)置。

圖7 進(jìn)氣門升程曲線

圖8 三維模型示意圖

本文選用發(fā)動機冷啟動過程中較為穩(wěn)定的冷怠速工況進(jìn)行仿真研究,設(shè)定其轉(zhuǎn)速為1 000 r/min、噴油正時為進(jìn)氣上止點后(after top dead center,ATDC)70°。研究范圍為進(jìn)氣上止點前40°到點火時刻(340°)。數(shù)值模擬過程中所采用的參數(shù)由試驗數(shù)據(jù)與一維GT-Power模型提供,初始與邊界參數(shù)如表3所示。

表3 初始與邊界參數(shù)

3 米勒循環(huán)對缸內(nèi)參數(shù)的影響

3.1 米勒循環(huán)對附壁油膜量的影響

對GDI發(fā)動機而言,附壁油膜量通常是指在噴油時刻油束撞壁后未被蒸發(fā)、仍附著在缸套內(nèi)壁和活塞頂部的燃油質(zhì)量,而在實際噴油過程中,油膜質(zhì)量幾乎無法直接測得,因此對附壁油膜量的評判常以油膜厚度和油膜鋪展面積等為評價指標(biāo)。

附壁油膜質(zhì)量可根據(jù)壁面油膜質(zhì)量方程[22]通過理論計算得出

(1)

式中:ρ為液體密度;h為油膜厚度;up、vw為相對地面坐標(biāo)系中的油膜平均速度和壁面運動速度;s為表面梯度算子。

對于油膜厚度的測量,Converge使用了一種基于粒子的壁面油膜模型,油膜厚度的表達(dá)式為

(2)

式中:α為指粒子所在壁面;Vp為單位液滴p的體積;Aα,i為壁面面積投影向量。

當(dāng)噴油壓力升高時,噴霧貫穿距離隨之增大,此時撞擊在活塞頂部的燃油量占總油膜質(zhì)量的絕大部分,故在點火時刻活塞頂部表面仍然有較多的未蒸發(fā)油膜會導(dǎo)致缸內(nèi)實際參與霧化的燃油量減少,并造成排放惡化[23-26]。

圖9展示了缸內(nèi)油膜質(zhì)量變化趨勢。從噴油起始時刻70°開始,由于活塞頂部存在凹坑以及燃油碰壁現(xiàn)象,缸內(nèi)油膜瞬間大幅上升,最大可達(dá)9.25 mg。一部分燃油液滴在與壁面接觸后濺射,然后與缸內(nèi)空氣進(jìn)行接觸,液態(tài)油膜快速轉(zhuǎn)換為氣態(tài),從而油膜量到達(dá)最高點后又迅速下降。在下降的過程中,主要分為2個階段:第1階段為快速蒸發(fā)階段,其包含的曲軸轉(zhuǎn)角為200°前,油膜質(zhì)量從9.25 mg下降到2.16 mg;第2階段為緩慢蒸發(fā)階段,其包含的曲軸轉(zhuǎn)角從200°到點火之前,油膜質(zhì)量從2.16 mg下降到1.147 mg,點火時刻的油膜占總噴油量的比例為6.7%。

圖9 原機與米勒循環(huán)油膜質(zhì)量變化

每一個循環(huán)下油膜質(zhì)量自燃油噴射起均呈現(xiàn)快速增長趨勢,當(dāng)85°左右時刻,油膜質(zhì)量到達(dá)峰值。從峰值油膜質(zhì)量可以看出,隨著進(jìn)氣門關(guān)閉時刻的提前,缸內(nèi)油膜峰值質(zhì)量增大。油膜峰值最大的EIVC75循環(huán)相較于原機油膜峰值工況油膜增長了8.3%左右。溫度是造成上述現(xiàn)象的主要原因,進(jìn)氣門早關(guān)米勒循環(huán)對缸內(nèi)溫度的降低作用相較于進(jìn)氣門晚關(guān)米勒循環(huán)要小很多,但是仍有一定的降低作用,并且隨著米勒度增大,缸內(nèi)溫度降幅越大,燃油蒸發(fā)越困難,所以附壁油膜峰值質(zhì)量也就越大。

縱觀油膜質(zhì)量的整體變化可以看出,缸內(nèi)油膜在不同米勒度下發(fā)生變化主要表現(xiàn)為:隨著米勒度的增大,出現(xiàn)明顯的附壁油膜驟降現(xiàn)象,米勒度越大,油膜質(zhì)量驟降時間點越提前,并且其驟降趨勢越明顯。EIVC60循環(huán)在曲軸轉(zhuǎn)角為194°時刻缸內(nèi)油膜質(zhì)量開始低于原機油膜質(zhì)量,EIVC75循環(huán)缸內(nèi)油膜質(zhì)量低于原機的時刻為185°,相較于EIVC60循環(huán)要更為提前,這兩個循環(huán)在之后的油膜質(zhì)量均明顯低于原機。EIVC30循環(huán)與EIVC45循環(huán)的缸內(nèi)油膜質(zhì)量均高于原機。點火時刻的缸內(nèi)油膜量是影響發(fā)動機燃燒與排放的重要因素,從不同循環(huán)對比來看,點火時刻的缸內(nèi)油膜在米勒度小于EIVC 30前呈增長趨勢,接下來便開始下降。EIVC45循環(huán)點火時刻缸內(nèi)油膜為1.48 mg,相較于EIVC30略微下降。缸內(nèi)油膜大幅下降是從EIVC60循環(huán)開始,點火時刻油膜量已經(jīng)明顯低于原機,降幅達(dá)到28%。EIVC75循環(huán)點火時刻油膜量為0.59 mg,相較于原機下降了48%,是點火時刻缸內(nèi)油膜量最低的循環(huán)。

缸內(nèi)湍動能大小是影響附壁油膜蒸發(fā)的重要因素,缸內(nèi)湍動能隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況如圖10所示。由圖10可以看出,在噴油時刻之前,米勒度越大,湍動能上升得越快。主要原因是米勒度較大的循環(huán)所對應(yīng)的進(jìn)氣壓力大,帶來較強的進(jìn)氣流速,所以缸內(nèi)湍動能與米勒度呈正相關(guān)。噴油結(jié)束時刻到200°是不同循環(huán)缸內(nèi)湍動能差異最大的階段,原機與EIVC15循環(huán)在噴油結(jié)束后湍動能變化較為平緩,呈穩(wěn)定下降趨勢。隨著米勒度的不斷增加,缸內(nèi)湍動能出現(xiàn)凸起,并且米勒度越大,凸起越明顯且越靠前。原因是較大的米勒度循環(huán)時,進(jìn)氣壓力較大且進(jìn)氣門升程型線較陡,此時缸內(nèi)為密閉空間,活塞仍在快速下行,帶動缸內(nèi)流體運動。較大的初始流速以及下行活塞帶動湍流運動,使米勒循環(huán)策略在噴油后的湍動能相對增大,較大的湍流運動可以增加油膜表面與氣體的接觸,從而加快附壁油膜蒸發(fā)。

圖10 原機與米勒循環(huán)缸內(nèi)湍動能變化

3.2 米勒循環(huán)對附壁油膜特性的影響

相比于原機奧托循環(huán),在點火時刻缸內(nèi)油膜降低的是EIVC60、EIVC75循環(huán),故針對這兩個循環(huán)的附壁油膜特性進(jìn)行研究,EIVC60、EIVC75米勒循環(huán)與原機奧托循環(huán)在主要曲軸的附壁油膜分布以及厚度變化如圖11所示。

圖11 不同循環(huán)缸內(nèi)油膜厚度變化

由圖11中可以看出,在噴油結(jié)束時,因為噴霧油束夾角較小,且此時活塞距離噴油器較近,所以油束直接撞擊在活塞凹坑內(nèi)形成較厚的油膜。隨著活塞下行,在刮擦作用下,與活塞接觸的缸套表面出現(xiàn)較大面積的薄油膜,可知采用米勒循環(huán)的缸套薄油膜面積在活塞下行階段比原機的要大。雖說缸套與缸蓋表面出現(xiàn)一定面積的油膜,但是從量的角度來看,3組方案從噴油開始到點火時刻的95%以上的油膜量均集中在活塞頂部。缸套與缸蓋表面的油膜主要為厚度小于0.1 μm的極薄油膜,而活塞頂部的凹坑內(nèi)仍然具有一定規(guī)模的超過40 μm的厚油膜區(qū)域存在。對比點火時刻的3組不同循環(huán)方案可以看出,缸套與缸蓋表面的油膜鋪展面積差別不大,并且缸套與缸蓋表面的油膜量占比本身就很小,因此EIVC60、EIVC75米勒循環(huán)在點火時刻油膜量減少的主要原因是活塞頂部的油膜量的變化。

圖12為不同循環(huán)活塞頂部油膜厚度的變化趨勢,可知在80°時原機與EIVC60、EIVC75循環(huán)的活塞頂部表面油膜厚度分布基本一致。隨著活塞的繼續(xù)運動,米勒循環(huán)活塞邊緣的薄油膜面積相對于原機明顯增大。在進(jìn)氣滾流的作用下,3組循環(huán)方案的油膜鋪展位置從中間的凹坑向進(jìn)氣側(cè)與排氣側(cè)的橫向發(fā)展,而縱向兩側(cè)的油膜鋪展面積相對較小。EIVC60循環(huán)、EIVC75循環(huán)相比于原機厚度為10 μm左右的油膜降低,這也是米勒循環(huán)缸內(nèi)油膜降低的主要部分。活塞凹坑狹縫中的大于40 μm的厚油膜區(qū)域在3組循環(huán)中均存在,主要原因在于狹縫內(nèi)湍流強度較小,在較低的溫度下厚油膜難以在短時間內(nèi)揮發(fā)。

圖12 不同循環(huán)活塞頂油膜厚度變化

3.3 米勒循環(huán)對當(dāng)量比的影響

選取過進(jìn)排氣門中心線的截面進(jìn)行缸內(nèi)當(dāng)量比的分析研究。主要曲軸轉(zhuǎn)角的當(dāng)量比分布如圖13所示。

圖13 不同循環(huán)缸內(nèi)當(dāng)量比分布

因為米勒循環(huán)的進(jìn)氣壓力較大,在進(jìn)氣門升程差別不大的50°時,EIVC60、EIVC75循環(huán)進(jìn)入缸內(nèi)的新鮮空氣更多,并且氣流運動滲透的距離更遠(yuǎn),此時原機的進(jìn)氣主要集中在進(jìn)氣門附近。因為米勒循環(huán)進(jìn)氣流速較大此時滾流運動較為明顯,所以在靠近兩側(cè)壁面部分極濃區(qū)域減少,整體的濃區(qū)面積也相應(yīng)縮減。到達(dá)110°時原機進(jìn)氣門開度較大,EIVC60循環(huán)進(jìn)氣門開度很小,EIVC75循環(huán)的進(jìn)氣門已經(jīng)接近完全關(guān)閉。米勒循環(huán)的濃區(qū)主要靠右,并且缸內(nèi)底部濃區(qū)進(jìn)一步減少,EIVC75循環(huán)相關(guān)表現(xiàn)的則更為明顯。當(dāng)進(jìn)入活塞上行階段后,壓縮行程初期,原機右下側(cè)滾流的左移運動使其底部濃區(qū)向左側(cè)移動,在進(jìn)氣側(cè)缸壁附近形成較大的混合氣濃區(qū),而米勒循環(huán)因為滾流消失較早,底部較濃混合氣左右運動并不明顯。到壓縮行程后期,缸內(nèi)溫度上升和擠流運動使缸內(nèi)極濃區(qū)域迅速減少,米勒循環(huán)的濃度場較大區(qū)域在中部以及右側(cè)靠近壁面部分,原機仍然以左側(cè)的濃區(qū)為主。

不同循環(huán)點火時刻缸內(nèi)當(dāng)量比分布如圖14所示,可知原機在到達(dá)點火時刻時濃區(qū)仍然集中在進(jìn)氣側(cè),因為原機的蒸發(fā)率相對較低,所以缸內(nèi)整體當(dāng)量比相較于米勒循環(huán)發(fā)動機也要低一些。在火花塞附近原機的當(dāng)量比為0.8左右,有一定的失火幾率。EIVC60、EIVC75循環(huán)的火花塞附近當(dāng)量分別為1.2、1.1左右,比較適宜點火。整體來看,米勒循環(huán)增大了燃油蒸發(fā)率,混合氣形成質(zhì)量比原機要好,但是燃油蒸發(fā)率仍然有進(jìn)一步提高的空間。

圖14 不同循環(huán)點火時刻缸內(nèi)當(dāng)量比分布

4 結(jié) 論

(1)米勒循環(huán)發(fā)動機在進(jìn)氣沖程后期缸內(nèi)附壁油膜的質(zhì)量均大于原機,在缸內(nèi)湍動能耗散較慢的作用下,壓縮沖程中后期的附壁燃油質(zhì)量蒸發(fā)速率明顯高于原機。

(2)由于噴油時刻較早且油束夾角較小的緣故,使高壓油束大部分直接撞擊在活塞頂部,因此整個進(jìn)氣與壓縮過程中大部分的油膜以及厚油膜區(qū)域均集中在活塞凹坑,EIVC75米勒循環(huán)對活塞凹坑內(nèi)的厚油膜區(qū)域蒸發(fā)具有促進(jìn)作用。

(3)原機的持續(xù)滾流運動使燃油運動到進(jìn)氣側(cè)形成濃區(qū),到達(dá)點火時刻時原機火花塞附近的當(dāng)量比為0.8左右,不利于點火。米勒循環(huán)發(fā)動機的燃油蒸發(fā)得到改善,整體當(dāng)量比要高于原機,點火時刻火花塞附近當(dāng)量比為1.1～1.2,比較適宜點火。