唐競， 許恩永， 王毅， 李佳隆， 黃豪中*

(1.東風柳州汽車有限公司， 柳州 545005； 2.廣西大學機械工程學院， 南寧 530004)

傳統(tǒng)的氣道燃油噴射(port fuel injection,PFI)技術(shù)存在設(shè)計極限，如低速高負荷下的爆震傾向、缸內(nèi)高燃燒溫度造成的極高氮氧化合物NOx排放、側(cè)隙中的殘留混合油氣在燃燒后期無法完全氧化導致總碳氫化合物(total hydrocarbons，THC)排放增多[1-3]。因此，隨著排放法規(guī)的日益嚴苛，PFI已無法滿足用戶的使用需求。汽油缸內(nèi)直噴(gasoline direct injection, GDI)技術(shù)有助于解決上述問題，近年來已被運用于乘用車的動力系統(tǒng)，在油耗和排放性能方面表現(xiàn)良好[4-5]。燃油直接噴入氣缸，既提升了汽油的霧化效果，保證油氣混合；又降低了缸內(nèi)燃燒溫度，減小NOx排放。通過對噴油策略的控制，GDI還可實現(xiàn)缸內(nèi)分層燃燒和稀薄燃燒，有利于降低燃油消耗率，提高發(fā)動機熱效率，對于汽油機的發(fā)展有積極影響，受到了國內(nèi)外的廣泛研究。

Costa等[6]使用試驗和數(shù)值技術(shù)，對稀薄燃燒汽油直噴發(fā)動機中的混合物形成和早期燃燒過程進行了分析，結(jié)果表明：噴油時刻由300°上止點前(before top dead center，BTDC)推遲到150°BTDC后，缸內(nèi)的油氣混合不均勻，導致不完全燃燒，混合氣形成和火花點火之間沒有最優(yōu)同步，缸內(nèi)峰值壓力較低，CO排放增加。Song等[7]通過單缸光學直噴火花點火(direct injection spark ignition,DISI)發(fā)動機展開試驗，研究了噴油策略對混合物質(zhì)量和燃燒特性的影響，發(fā)現(xiàn)在單次噴油時，隨著噴油時刻的延后，燃燒持續(xù)時間減短，火焰燃燒速度加快，缸內(nèi)爆發(fā)壓力增大。Gong等[8]研究了噴油時刻對發(fā)動機燃燒和排放性能的影響，結(jié)果表明：缸內(nèi)峰值壓力、峰值放熱率以及最高溫度均隨噴油時刻的延后呈先增加后減小的變化趨勢。劉光義等[9]采用二次噴射策略進行整車試驗，發(fā)現(xiàn)二次噴油比例為0.6∶0.4時，可以有效縮短混合氣的滯燃期和燃燒持續(xù)期，降低冷起動過程的THC和CO排放。Li等[10]對汽油/乙醇混合燃料的GDI發(fā)動機展開試驗，研究發(fā)現(xiàn)在采用雙噴策略時，發(fā)動機的制動熱效率和NOx排放隨一次噴油比例的減少而降低，THC排放則表現(xiàn)出相反的趨勢。

綜上所述，噴油起始時刻(start of injection,SOI)對缸內(nèi)油氣混合均勻性的影響較大，繼而影響著發(fā)動機的燃燒和排放性能，SOI過早和過晚都會造成不良后果。油氣混合均勻性也受到缸內(nèi)氣流運動的影響，而缸內(nèi)湍流強度隨著發(fā)動機轉(zhuǎn)速的增大而增加[11]。現(xiàn)有研究對象主要為3 000 r/min以下的中低速發(fā)動機，而對高速發(fā)動機噴油時刻的研究較少。在高轉(zhuǎn)速下，噴霧引起的滾流會擾動缸內(nèi)湍流[12]，進而影響發(fā)動機性能。為此，通過對某款高速GDI發(fā)動機展開三維仿真研究，分析SOI對缸內(nèi)燃燒和排放性能的影響，確定了高轉(zhuǎn)速下的最優(yōu)噴油時刻。

1 研究對象和計算模型

主要使用Converge軟件，在轉(zhuǎn)速為5 500 r/min工況下對某款缸內(nèi)直噴汽油機展開模擬計算，以研究高轉(zhuǎn)速下噴油時刻對發(fā)動機性能的影響。該發(fā)動機的主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。

根據(jù)相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)，建立了開展燃燒計算所需的三維模型，并導入Converge進行邊界劃分。

如圖1所示，整體模型劃分為14個邊界，并歸入3個不同區(qū)域，其中藍色部分為火花塞點火位置?；A(chǔ)網(wǎng)格尺寸設(shè)為4 mm，對活塞、進排氣門等部件進行不同程度的加密處理，以保證計算精度。

表1 發(fā)動機參數(shù)

圖1 計算網(wǎng)格模型Fig.1 Computational grid model

1.1 初始條件設(shè)置

采用表2所示的模型計算GDI缸內(nèi)噴油、混合、燃燒和排放過程。除活塞、進氣門和排氣門邊界設(shè)為運動壁面以外，其余邊界均為固定壁面。進/排氣道的壓力和溫度設(shè)為臺架試驗結(jié)果：進氣壓力2.09 bar(1 bar=105Pa)，溫度37 ℃；排氣壓力3.13 bar，溫度929 ℃。其余壁面溫度根據(jù)經(jīng)驗值進行設(shè)置。導入實際的氣門升程曲線，并選擇汽油反應(yīng)機理進行燃燒模擬計算。

1.2 模型驗證

為確定計算模型的準確性和反應(yīng)機理的可靠性，對所設(shè)定的模型進行驗證。保持各參數(shù)與臺架試驗情況相符，其中噴油起始時刻360°(進氣行程上止點)，持續(xù)時間180°；點火能量為150 mJ，點火時刻為-1.5°上止點后(after top dead center, ATDC)。

圖2為5 500 r/min節(jié)氣門全開時，實測缸壓與仿真結(jié)果的對比。可以看出，兩條缸壓曲線吻合良好，最大爆壓基本一致，表明該模型可以模擬缸內(nèi)燃燒情況，計算結(jié)果可靠。

表2 計算模型參數(shù)

1 bar=105 Pa圖2 缸壓的試驗值與仿真值對比Fig.2 Comparison of test value and simulation value of cylinder pressure

2 仿真結(jié)果分析

為研究噴油時刻對發(fā)動機性能的影響，保持其余參數(shù)不變，控制SOI延后至430°(即SOI = 430°，并以SOI 430表示該工況)，各計算工況間隔10°。

圖3 不同SOI在噴油后10°時的燃油噴霧狀態(tài)Fig.3 Fuel spray state of different SOI at 10° after fuel injection

2.1 噴油時刻對燃油撞壁的影響

由于燃油噴射壓力達到35 MPa，噴霧貫穿能力很強，容易造成燃油“撞壁現(xiàn)象”。圖3為不同SOI時燃油噴霧的發(fā)展狀態(tài)。由于SOI 360工況時活塞位于上止點，活塞頂面與噴油器之間的距離過近，燃油在開始噴油后3°即撞擊在活塞頂面形成油膜，油膜厚度不斷增加。附著在活塞頂面的燃油不易蒸發(fā)，對缸內(nèi)油氣混合有不利影響，進而影響缸內(nèi)燃燒性能[13]。由圖3可知，隨噴油時刻延后，活塞遠離噴油器，發(fā)生燃油撞壁的時刻延后，撞壁油量減少，產(chǎn)生的油膜厚度隨之降低。在SOI=420°時，進氣門開度較大，缸內(nèi)氣流強度增加，燃油噴霧受到氣流的作用，無法保持原有形態(tài)，有向進氣側(cè)發(fā)生翻滾的趨勢。

2.2 噴油時刻對缸內(nèi)油氣混合的影響

為研究缸內(nèi)油氣混合程度，從氣缸中心處進行切片，分析進氣行程下止點(bottom dead center of intake stroke,IBDC)時缸內(nèi)的當量比分布，如圖4所示。噴油起始時刻延后，噴油截止時刻亦推遲。由于噴油持續(xù)時間長達180°，因此在IBDC時除SOI 360工況外均未結(jié)束噴油。

對比分析圖4可知，在IBDC時，SOI越早活塞頂面油膜的蒸發(fā)效果越好。SOI提前，活塞靠近上止點，缸內(nèi)溫度較高，對燃油破碎起到一定的促進作用。因此當SOI≤390°，活塞頂面燃油在高溫和氣流的共同作用下完全蒸發(fā)破碎，形成較為均勻的混合氣。隨著SOI延后，燃油噴霧撞壁較晚，部分燃油在缸內(nèi)直接蒸發(fā)，在氣缸中上部與空氣均勻混合，聚集在進氣門附近的油氣減少；但有部分燃油在活塞頂面形成油膜，不利于后續(xù)蒸發(fā)破碎。

燃油斜向右下方噴射，在缸內(nèi)形成油束，燃油束受到氣流作用與空氣混合，產(chǎn)生濃度不同的混合氣。由圖4可知，缸內(nèi)富油區(qū)較多，僅排氣門和右下角處的混合油氣當量比小于0.5。為分析其原因，在噴油器處進行切片，得到進氣行程下止點處的(turbulence kinetic energy,TKE)和速度矢量，如圖5所示。

由圖5可知，由于發(fā)動機轉(zhuǎn)速過高，進氣氣流速度大，缸內(nèi)TKE高，促進燃油與空氣混合。IBDC時缸內(nèi)的平均TKE超過300 m2/s2，遠大于張振東等[14]的研究數(shù)據(jù)。后者研究了一款排量相近的GDI發(fā)動機，在2 750 r/min時缸內(nèi)TKE僅有60 m2/s2。高速氣流進入氣缸后，沖刷排氣側(cè)和缸內(nèi)右側(cè)壁，然后流向活塞頂面和缸內(nèi)左側(cè)壁，從而在缸內(nèi)形成順時針的強滾流。燃油束本身具有極大的湍動能(超過600 m2/s2)，其附近也產(chǎn)生一定的氣流運動。在兩種氣流的共同作用下，缸內(nèi)的湍動能分布發(fā)生改變，大滾流團成型于噴油點左側(cè)，并在左下側(cè)產(chǎn)生小滾流團(圖5中黑色線框處)；而右側(cè)的滾流現(xiàn)象較弱，TKE小。在大滾流團的作用下，燃油束的末端狀態(tài)發(fā)生改變，燃油作順時針翻滾，往左側(cè)缸壁和活塞頂部聚集，減弱了混合氣向排氣側(cè)和缸內(nèi)右下側(cè)的運動趨勢。因此，缸內(nèi)進氣側(cè)附近形成濃混合氣，而排氣側(cè)附近出現(xiàn)燃油稀區(qū)。

圖6為點火時刻缸內(nèi)當量比分布的中心切片，其中x、y方向為圖1中所示方向。y方向左側(cè)為噴油器安裝位置，故命名為噴油器側(cè)。由圖6可知，隨噴油時刻的延后，部分噴油時刻下在排氣側(cè)和噴油器側(cè)形成富油區(qū)，而火花塞處的當量比偏小。在SOI 400工況，缸內(nèi)油氣混合均勻性最好，火花塞處局部當量比約為1.2。當SOI ≥ 410°時，由于噴油時刻較晚，撞壁燃油在壓縮行程中未充分蒸發(fā)，缸內(nèi)左下側(cè)和噴油器側(cè)出現(xiàn)極濃混合區(qū)，對燃燒和排放產(chǎn)生不利影響。

2.3 噴油時刻對燃燒性能的影響

圖7為不同SOI工況的缸內(nèi)壓力和放熱率曲線。可以看出，當噴油時刻延后時，缸內(nèi)最大峰值壓力呈現(xiàn)先減小后增大再減小的趨勢，峰值相位也隨之變化。圖8、圖9分別展示了噴油時刻對燃燒相位和缸內(nèi)TKE的影響。

(-)表示無量綱數(shù)圖4 進氣行程下止點時刻缸內(nèi)當量比分布Fig.4 Equivalent ratio distribution in the cylinder at IBDC

黑色箭頭代表速度矢量方向圖5 進氣行程下止點時刻缸內(nèi)湍動能分布Fig.5 TKE distribution in the cylinder at IBDC

(-)表示無量綱數(shù)圖6 點火時刻缸內(nèi)當量比分布Fig.6 Equivalent ratio distribution in the cylinder at the moment of ignition

1 bar=105 Pa圖7 SOI對缸內(nèi)壓力和放熱率的影響Fig.7 Influence of SOI on cylinder pressure and heat release rate

圖8 SOI對燃燒相位的影響Fig.8 Influence of SOI on combustion phase

圖9 SOI對TKE的影響Fig.9 Influence of SOI on TKE

汽油機中以火花塞發(fā)火時刻到放熱量達10%時曲軸轉(zhuǎn)過的角度作為滯燃期[15]。并分別以CA10、CA50、CA90來表示累計放熱量達到10%、50%、90%時所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。在SOI 380工況，噴油器側(cè)存在富油區(qū)，油氣混合不如SOI 360工況均勻，火核的形成和火焰面的傳播受到影響，滯燃期略有增長，CA50推遲到22° ATDC，從而使燃燒峰值相位延后，爆壓減小。

如前所述，SOI=400°時x、y方向的油氣混合均勻性好，為火焰?zhèn)鞑ヌ峁┝擞欣麠l件。由圖9可知，自點火時刻起，SOI 400工況的缸內(nèi)湍動能最大，進一步促進了火焰?zhèn)鞑ィ涌炝巳紵俣?，瞬時放熱率峰值明顯增大。因此SOI=400°時CA50最小，相比于SOI 380工況提前了5°，燃燒重心更接近上止點，導致爆壓急劇增大，達到設(shè)計爆壓10.5 MPa。根據(jù)缸壓曲線，該時刻下發(fā)動機的有效功明顯增大，表明SOI 400工況的熱效率提升，動力性和經(jīng)濟性增強。

隨著噴油時刻的繼續(xù)推遲，在火花塞處形成了較濃混合區(qū)，點火后能快速生成火核，滯燃期輕微縮短。但缸內(nèi)左側(cè)分布的富油區(qū)阻礙了火焰?zhèn)鞑?，故SOI=420°時，CA50延后至18°ATDC，爆壓降低。

總體而言，噴油時刻對CA50和燃燒持續(xù)期的影響較大。在SOI≤390°時，CA50偏后，燃燒重心遠離上止點，缸內(nèi)爆壓較??；當SOI ≥ 400°時，缸內(nèi)油氣混合均勻好，火焰?zhèn)鞑ニ俣燃涌?，滯燃期縮短，CA50提前，缸內(nèi)爆壓增大。

2.4 噴油時刻對排放性能的影響

如圖10所示，隨SOI延后，THC排放呈先增大后減小再增大的趨勢。而NOx排放逐漸增大，并在SOI=400°時發(fā)生突增。

圖10 SOI對排放性能的影響Fig.10 Influence of SOI on emission performance

THC和CO排放均與缸內(nèi)燃油分布狀況有關(guān)，后者還受到缸內(nèi)溫度的影響。相比于SOI 360工況，SOI = 370°時在排氣側(cè)和噴油器側(cè)均有不同程度的富油區(qū)，滯燃期延長，且缸內(nèi)溫度降低，促進了THC和CO的生成。而在370°～400°噴油區(qū)間內(nèi)，油氣混合均勻性提升，燃燒更加充分，因此THC和CO排放下降。隨SOI進一步延后，缸內(nèi)左下側(cè)分布有極濃油氣，影響燃燒狀態(tài)，THC含量增多。SOI 410和SOI 420工況時，由于燃燒持續(xù)期較長，排氣門開啟前的缸內(nèi)溫度高于SOI 400工況，因此CO排放量有所減少。

SOI對放熱率和燃燒相位的影響較大。NOx的生成主要與缸內(nèi)最高燃燒溫度、含氧量以及高溫持續(xù)時間有關(guān)[16]，因此NOx排放受到噴油時刻的影響。在SOI≤390°時，缸內(nèi)最高燃燒溫度差距不大。由圖7可知，燃燒持續(xù)時間隨SOI的延后而增大，故NOx的含量有所增多。在SOI 400工況時，放熱率峰值增大，燃燒相位提前，缸內(nèi)溫度升高，促進了NOx的生成，NOx排放迅速升高。在410°～430°噴油區(qū)間，其CA50較前段區(qū)間提前，缸內(nèi)最高燃燒溫度增大，因此該區(qū)間段NOx排放較高。

3 結(jié)論

通過Converge軟件建立了GDI發(fā)動機模型，在轉(zhuǎn)速為5 500 r/min工況下展開模擬計算，分析了噴油時刻對缸內(nèi)油氣混合、湍動能分布、缸壓、燃燒相位以及排放性能的影響，得出以下結(jié)論。

(1)隨噴油時刻延后，撞壁油量減少，缸內(nèi)直接蒸發(fā)的燃油量增多，但活塞頂面油膜的蒸發(fā)破碎效果減弱，且部分燃油逸散到進氣道中，影響缸內(nèi)當量比分布。

(2)隨噴油時刻延后，燃燒重心不斷變化，缸內(nèi)最大峰值壓力呈現(xiàn)先減小后增大再減小的趨勢，在SOI = 400°時達到最大爆壓；缸內(nèi)放熱率具有同樣的變化趨勢。

(3)隨噴油時刻延后，缸內(nèi)燃油分布和溫度不斷變化，THC和CO呈先增大后減小再增大的趨勢；而缸內(nèi)高溫持續(xù)時間增長，SOI ≥400°后缸內(nèi)最高燃燒溫度增大，造成NOx排放量不斷增多。

(4)相比于原始噴油時刻，保證噴油量一致的情況下，SOI = 400°時爆壓較高，有效功增加，動力性和燃油經(jīng)濟性增強；且CO排放減少，未燃THC和NOx化合物排放增幅較小，為最佳噴油時刻。