朱 成，楊海青

（南京航空航天大學(xué) 能源與動力學(xué)院，江蘇 南京 210016）

0 引 言

活塞發(fā)動機缸內(nèi)混合氣分布影響著發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟性、燃燒噪聲和有害氣體的排放。直噴發(fā)動機冷啟動的優(yōu)化對燃油經(jīng)濟性和 HC排放都非常重要。由于冷啟動時發(fā)動機轉(zhuǎn)速不斷地變化以及較低的發(fā)動機溫度，使得對直噴點燃式發(fā)動機冷啟動的優(yōu)化變得困難。福特公司在2009年對3.5L V6 EcoBoost直噴發(fā)動機的冷啟動進(jìn)行了優(yōu)化，結(jié)果顯示在壓縮后期噴射比在進(jìn)氣沖程噴射更合適，在壓縮沖程中分次噴射效果更佳[1]。

文中主要針對國外某款四沖程活塞發(fā)動機，利用三維CFD軟件Fluent對其冷啟動缸內(nèi)混合氣形成過程進(jìn)行模擬。與用于直噴發(fā)動機上的傳統(tǒng)噴油器不同，文中采用了空氣輔助噴嘴，主要分析了噴油時刻對混合氣分布的影響，以及與高壓噴嘴進(jìn)行了比較，同時驗證了計算中噴油器模擬的準(zhǔn)確性。

1 ROTAX912發(fā)動機基本參數(shù)與計算UG模型

1.1 ROTAX912發(fā)動機基本參數(shù)

選擇ROTAX912發(fā)動機作為研究對象，其采用進(jìn)氣道噴射，雙火花塞點火，基本參數(shù)如表1。

表1 發(fā)動機參數(shù)

1.2 計算模型的建立

活塞發(fā)動機燃燒室主要由活塞、缸蓋和氣缸壁組成，它們是影響缸內(nèi)氣流運動和混合氣分布的關(guān)鍵部位。原型機活塞為一淺凹坑平頂活塞，進(jìn)氣道為不規(guī)則的曲形氣道，為了減少網(wǎng)格數(shù)量和計算機負(fù)擔(dān)，省略了排氣道。原型機活塞如圖1所示，氣道、燃燒室以及噴油器的計算模型如圖2所示。

采用的噴油器為空氣輔助噴油器，計算時只需要選取噴油器的出口部分與燃燒室耦合[2]，選取的具體結(jié)構(gòu)如圖3所示。噴油器與燃燒室的耦合模型如圖4所示。

2 網(wǎng)格劃分及計算方法

2.1 網(wǎng)格劃分

在發(fā)動機的數(shù)值模擬中，三維模擬可以采用四面體、六面體以及多面體網(wǎng)格等。當(dāng)計算過程中有動網(wǎng)格時，需要重點考慮網(wǎng)格重構(gòu)時的網(wǎng)格質(zhì)量，這就需要在計算過程中使網(wǎng)格按設(shè)定的方向及速度進(jìn)行運動，網(wǎng)格也隨著產(chǎn)生與消失。結(jié)構(gòu)網(wǎng)格非常適合用于動網(wǎng)格，因為它的重構(gòu)采用網(wǎng)格層的增加與減少來實現(xiàn)，相對簡單，更容易實現(xiàn)，并且網(wǎng)格質(zhì)量容易保證，但它很難適合復(fù)雜的幾何結(jié)構(gòu)。Fluent 提供了非常靈活的網(wǎng)格適應(yīng)功能，能適應(yīng)多種網(wǎng)格，包括三角形、四邊形、四面體、五面體、六面體、金字塔形網(wǎng)格，他們能解決具有復(fù)雜外形的流動，文中采用了四面體網(wǎng)格。

對計算域進(jìn)行分塊設(shè)計是保證網(wǎng)格重構(gòu)和順利計算的關(guān)鍵。由于活塞和氣門運動時的網(wǎng)格重構(gòu)相互影響，并且活塞與氣門底面距離較小，考慮到運動過程中網(wǎng)格大小的變化曲率，必須將活塞與氣門底面的網(wǎng)格大小設(shè)置為相近的值，這里活塞頂面網(wǎng)格大小是氣門底面的 2倍。氣門處網(wǎng)格的大小在構(gòu)造四面體網(wǎng)格時是整個網(wǎng)格劃分的關(guān)鍵和難點[3]。文中將其分為多塊，然后采用不同的網(wǎng)格大小進(jìn)行劃分，這樣既能保證網(wǎng)格質(zhì)量，也能保證動網(wǎng)格的實現(xiàn)。計算域分塊如圖5所示，圖中不同顏色的區(qū)域網(wǎng)格尺寸有一定的差異。最后得到的網(wǎng)格截面圖如圖6所示。

網(wǎng)格劃分的難點是噴油器部分。為了保證噴油器出口附近在計算過程中的穩(wěn)定性，需要對噴油器出口處進(jìn)行合理的分區(qū)和網(wǎng)格尺寸大小的設(shè)置，最后得到的噴油器網(wǎng)格如圖 7所示，缸蓋頂面的網(wǎng)格如圖8所示。

2.2 計算方法

使用Fluent來求解瞬態(tài)的N-S方程，其中包括了能量方程、動量方程和連續(xù)方程等，使用標(biāo)準(zhǔn)k-e湍流模型[4]。進(jìn)氣道入口采用一個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓入口，進(jìn)氣溫度為室溫 24.85 ℃，流體介質(zhì)為可壓的理想氣體。在模擬噴霧時，考慮了液滴之間存在分裂和合并，由于液滴速度較低，破碎模型選擇了TAB模型，液滴受力主要采用拖曳力[5]。設(shè)定時間步長為0.5°曲軸轉(zhuǎn)角，每20步保存一個數(shù)據(jù)文件。

3 原型機冷啟動時缸內(nèi)混合氣的模擬及分析

直噴發(fā)動機是在發(fā)動機合適時刻將一定的燃油經(jīng)噴油器直接噴入缸內(nèi)，液滴在極短時間內(nèi)蒸發(fā)以及在火花塞附近形成理想混合氣濃度非常關(guān)鍵[6]。文中主要模擬了原型機在冷啟動時不同噴油時刻的混合氣的分布。冷啟動轉(zhuǎn)速設(shè)為300 r/min。模擬時，從進(jìn)氣上止點（360°CA）開始，到壓縮上止點（720°CA）結(jié)束。噴油器和火花塞初步位置布置如圖9所示。

采用的噴油時刻如表2，噴油脈寬為20°CA，夾氣噴油器的氣體壓力入口設(shè)置為6.5 bar，燃油噴射面上的燃油質(zhì)量流率取0.005 kg/s，噴油量為45 mg，燃油選取Fluent里面自帶的煤油模型，計算過程中，噴油器針閥處于最大升程位置。

表2 噴油時刻

選取這種噴油時刻主要是依據(jù)福特公司在2009年對3.5L V6 EcoBoost直噴發(fā)動機的冷啟動進(jìn)行的模擬方法，研究噴油時刻對冷啟動混合氣分布的影響?；旌蠚獾姆植记闆r通過缸內(nèi)相互垂直的兩個平面和等值面來進(jìn)行分析。在點火時刻附近（選取20°CA BTDC），不同的噴油時刻缸內(nèi)混合氣分布結(jié)果如圖10所示。

如圖所示，采用進(jìn)氣沖程噴射，在點火時刻附近缸內(nèi)混合氣空燃比達(dá)到了30以上，混合氣較濃的區(qū)域較少；當(dāng)采用壓縮沖程噴射時，缸內(nèi)混合氣空燃比較進(jìn)氣沖程噴射小，局部能達(dá)到14.7以下，這是由于在進(jìn)氣沖程中噴射時，缸內(nèi)溫度較低，液滴蒸發(fā)速度小，液滴直徑（SMD）增加的速率比蒸發(fā)速率大，后期噴射缸內(nèi)溫度較高，對于同樣大小的初始顆粒，蒸發(fā)速率大于SMD增加的速率，因此缸內(nèi)混合氣空燃比更小。其次，后期噴射在2個火花塞的位置形成了較濃的分層混合氣[7]，隨著噴油時刻的推遲，混合氣的分層現(xiàn)象更明顯。

為了驗證計算的準(zhǔn)確性，文中主要從夾氣噴油器方面進(jìn)行計算結(jié)果的驗證，方法就是對比夾氣噴油器的定容彈高速拍攝的噴霧特性和模擬時的噴霧特性，如圖11所示。

如圖所示，定容彈實驗高速拍攝的噴霧形狀與計算得到的油束形狀非常相似，這說明計算的結(jié)果和真實情況接近，具有一定的準(zhǔn)確性。

與傳統(tǒng)的高壓噴嘴相比，夾氣噴油器產(chǎn)生的噴霧霧化效果較好[8]，文中采用 Fluent里面的空心錐點射源代替高壓噴嘴[9]，初始顆粒平均直徑設(shè)置為15um，以上模擬時空氣輔助噴油器噴油結(jié)束得到缸內(nèi)的平均SMD為6um。采用case3的噴油時刻，噴油量不變。在點火附近，采用兩種噴油器后的混合氣分布如圖12。

如圖所示，采用夾氣噴油器后，火花塞附近混合氣濃度較大，這是由于燃油液滴的蒸發(fā)量明顯增加，從而缸內(nèi)混合氣的濃度較大，這說明空氣輔助噴油器產(chǎn)生的液滴尺寸較小，較容易蒸發(fā)，可以解決發(fā)動機的冷啟動困難等問題。

4 總結(jié)和展望

綜上所述，由于冷啟動過程缸內(nèi)環(huán)境溫度較低，不利于液滴蒸發(fā)，如果采用進(jìn)氣過程噴射，由于液滴之間的碰撞和合并，使缸內(nèi)液滴的SMD不斷增加，當(dāng)壓縮到達(dá)蒸發(fā)溫度時，SMD變得較大，導(dǎo)致液滴蒸發(fā)速率變??；而采用壓縮后期噴射可以使蒸發(fā)量增加，混合氣濃度變大，有利于點火。

冷啟動時采用壓縮沖程噴射，經(jīng)過進(jìn)一步較精確地研究噴油時刻和噴油位置，可以改善冷啟動的啟動困難和燃燒穩(wěn)定性等問題，這對于提高直噴發(fā)動機綜合性能有很大幫助。

另外，夾氣噴油器產(chǎn)生的噴霧特性較好，最終的燃油霧化質(zhì)量較佳，如果在汽車直噴發(fā)動機中采用這種低壓噴油器，將可以大幅度改善冷啟動，提高燃油經(jīng)濟性和降低排放。

[1] Claudia O．Iyer and Jianwen Yi．3D CFD upfront optimization of the in-cylinder flow of the 3.5L V6 EcoBoost Engine．SAE．2009，1492.

[2] S．H Jin，M Brear．An experimental study of the spray from an air-assisted direct fuel injector．University of Melbourne．2007.

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[7]Jianwen Yi．Zhiyu Han．Zheng Xu．Combustion improvement of a light stratified-charge direct injection engine．SAE World Congress．2004.

[8] J．M．Maclnnes and F．V．Bracco．Computation of the spray from an air-assisted fuel injector．Mechanical and Aerospace Engineering Dept．1990.

[9] Toyosei Yamauchi，Tomoyuki Wakisaka．Computation of the hollow-cone sprays from a high-pressure swirl injector for a gasoline direct-injection SI engine．Subaru Research Center Company．1996.