馬宗正， 邵鳳翔， 王新莉， 楊安杰， 董少華， 張乾助

(1. 河南工程學(xué)院動(dòng)力機(jī)械與車輛工程研究所， 河南 鄭州 451191； 2. 河南工程學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院， 河南 鄭州 451191)

進(jìn)氣門關(guān)閉狀態(tài)下噴油時(shí)刻對(duì)汽油機(jī)性能的影響

馬宗正1,2， 邵鳳翔2， 王新莉1,2， 楊安杰1， 董少華2， 張乾助2

(1. 河南工程學(xué)院動(dòng)力機(jī)械與車輛工程研究所， 河南 鄭州 451191； 2. 河南工程學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院， 河南 鄭州 451191)

為了改善進(jìn)氣道噴射式發(fā)動(dòng)機(jī)性能，采用臺(tái)架試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算的方法對(duì)噴油時(shí)刻與進(jìn)氣道噴射式汽油機(jī)性能之間的關(guān)系進(jìn)行了研究。研究結(jié)果表明：在進(jìn)氣門關(guān)閉狀態(tài)下進(jìn)行燃油噴射，發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行工況不同，噴油時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響規(guī)律不同，小節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)推遲噴油時(shí)刻會(huì)導(dǎo)致HC排放升高和發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性下降，大節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)噴油時(shí)刻的改變對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響可以忽略。通過(guò)數(shù)值計(jì)算分析發(fā)現(xiàn)該變化規(guī)律與附壁油膜揮發(fā)速率有直接關(guān)系，在小節(jié)氣門開(kāi)度條件下，附壁油膜無(wú)法完全揮發(fā)，會(huì)增加燃油以液態(tài)形式進(jìn)入氣缸的量，從而使發(fā)動(dòng)機(jī)性能下降，而處于大節(jié)氣門條件下，較高的機(jī)體溫度使得附壁油膜揮發(fā)速率加快，降低液態(tài)燃油的量，從而改善發(fā)動(dòng)機(jī)性能。因此，進(jìn)氣道噴射發(fā)動(dòng)機(jī)可以在小節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)采用兩次燃油噴射方式提升發(fā)動(dòng)機(jī)性能，而在大節(jié)氣門開(kāi)度下則無(wú)需考慮噴油時(shí)刻的影響。

汽油機(jī)； 噴油定時(shí)；臺(tái)架試驗(yàn)； 數(shù)值模擬； 油膜

目前進(jìn)氣道噴射仍然是汽油機(jī)主要的燃油噴射形式，對(duì)于進(jìn)氣道噴射式汽油機(jī)來(lái)說(shuō)，燃油需要噴射到進(jìn)氣道內(nèi)部，與空氣初步混合后進(jìn)入氣缸參與燃燒[1]。由于進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)的限制，所噴射的燃油會(huì)到達(dá)進(jìn)氣道壁面或者進(jìn)氣門背面，形成附壁油膜[2-4]。已有的研究結(jié)果表明，附壁油膜現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致燃油以液態(tài)形式進(jìn)入氣缸，沉積在氣缸內(nèi)部的縫隙處(比如活塞與氣缸套之間的縫隙，)或者是活塞表面上， 造成發(fā)動(dòng)機(jī)HC排放升高[5]，特別是當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)體溫度較低時(shí)，附壁油膜導(dǎo)致的液態(tài)燃油進(jìn)入氣缸的比例會(huì)更高[6]。同時(shí)，如果液態(tài)燃油進(jìn)入氣缸后沒(méi)有揮發(fā)，還會(huì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性。因此提升附壁油膜的揮發(fā)速率就變得非常重要。

E. Curtis等人的研究發(fā)現(xiàn)，通過(guò)合理布置噴嘴位置和選擇合適的噴嘴，增加燃油噴射的面積，可以提高燃油揮發(fā)的速率，減少以液態(tài)形式進(jìn)入氣缸的燃油量，并且燃油噴射落地集中在進(jìn)氣門背面時(shí)效果會(huì)更加明顯[7]。與此相同，Miguel R. Pan?o等人的研究結(jié)果表明，燃油噴射壓力升高也會(huì)產(chǎn)生同樣的效果，即油膜的分布區(qū)域增加，從而增加油膜的揮發(fā)速率[8]。趙福全等人的研究表明，相比于單孔噴嘴，雙孔噴嘴噴霧的擴(kuò)散性較好，使得附壁油膜現(xiàn)象得到改善，但是對(duì)噴嘴的安裝位置要求較為苛刻[9]。S. K. Fulcher等人研究發(fā)現(xiàn)，如果采用空氣輔助噴射，效果更加明顯[10]。

改善燃油揮發(fā)速率還有一種方法是改變?nèi)加蛧娚鋾r(shí)刻。C. Alkidas等人的研究結(jié)果表明，在進(jìn)氣開(kāi)始階段進(jìn)行噴油都會(huì)使HC排放明顯增加[11]；而G. M. Bianchi等人的研究結(jié)果表明，燃油噴射時(shí)進(jìn)氣閥完全關(guān)閉則可獲得較為均勻的混合氣[12]；馬宗正等人的研究表明，當(dāng)燃油在進(jìn)氣門開(kāi)啟狀態(tài)下噴射時(shí)，可以利用進(jìn)氣回流增加附壁油膜的揮發(fā)速率[13-14]。

通過(guò)以上文獻(xiàn)可知，燃油揮發(fā)速率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)HC排放有著重要的影響，如果想改善發(fā)動(dòng)機(jī)性能，可以通過(guò)選擇合適的噴嘴、采用較高的噴射壓力、改進(jìn)配氣相位以及改變?nèi)加蛧娚鋾r(shí)刻等方法實(shí)現(xiàn)，但是改變噴嘴結(jié)構(gòu)、提高燃油噴射壓力以及改變配氣相位需要增加一定的成本，而改變?nèi)加蛧娚鋾r(shí)刻則只需要改變相應(yīng)的燃油噴射程序即可，相對(duì)容易實(shí)現(xiàn)，且成本較低。之前對(duì)燃油噴射時(shí)刻與發(fā)動(dòng)機(jī)性能之間關(guān)系的研究都沒(méi)有考慮發(fā)動(dòng)機(jī)工況的變化，而發(fā)動(dòng)機(jī)在實(shí)際工作過(guò)程中，當(dāng)工況發(fā)生變化時(shí)，燃油揮發(fā)的規(guī)律可能發(fā)生變化。

目前汽油發(fā)動(dòng)機(jī)主要采用進(jìn)氣道噴射方式，如果能夠通過(guò)改變?nèi)加蛧娚鋾r(shí)刻提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能，則對(duì)節(jié)能減排有著重要的意義，為此研究了不同工況下燃油噴射時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響規(guī)律。

1 噴油時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響的試驗(yàn)分析

1.1 試驗(yàn)設(shè)備和試驗(yàn)方法

圖1示出發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)系統(tǒng)示意。發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架系統(tǒng)主要由發(fā)動(dòng)機(jī)、測(cè)功機(jī)系統(tǒng)、測(cè)量系統(tǒng)和電控系統(tǒng)組成。其中，發(fā)動(dòng)機(jī)為K157 FMI發(fā)動(dòng)機(jī)，具體參數(shù)見(jiàn)表1；測(cè)功機(jī)系統(tǒng)采用湘儀FC2000系統(tǒng)；空燃比測(cè)量采用Tech Edge公司的2C0控制器和BOSH7200LSU寬裕氧傳感器，尾氣測(cè)量采用FGA-4100五氣分析儀；電控系統(tǒng)為自行開(kāi)發(fā)完成，可以實(shí)現(xiàn)對(duì)燃油噴射的控制。

圖1 試驗(yàn)系統(tǒng)示意

型式單缸，四沖程標(biāo)定功率/kW7．0行程/mm56．5標(biāo)定功率轉(zhuǎn)速/r·min-17500缸徑/mm49．5壓縮比9∶1排量/mL124冷卻方式風(fēng)冷

1.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

為了研究噴油時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，將燃油噴射開(kāi)始時(shí)間設(shè)定在做功行程，為了便于分析，將壓縮上止點(diǎn)設(shè)定為0°，噴油時(shí)刻分別為10°，50°，100°和150°。

圖2示出發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速4 000 r/min，節(jié)氣門開(kāi)度20%時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)功率和空燃比隨噴油時(shí)刻的變化。需要說(shuō)明的是，為了消除機(jī)體溫度的影響，通過(guò)鼓風(fēng)機(jī)將火花塞墊片溫度保持在135 ℃。由圖2可知，當(dāng)噴油時(shí)刻為10°時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)功率約為1.96 kW，空燃比值約為14.2，而當(dāng)噴油時(shí)刻為150°時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)功率為1.92 kW，空燃比值為14.6。由圖3可看出，當(dāng)噴油時(shí)刻由10°變化到150°，HC排放體積分?jǐn)?shù)由最初的764×10-6上升到843×10-6?？梢?jiàn)隨著噴油時(shí)刻的推遲，發(fā)動(dòng)機(jī)功率降低，HC排放升高。

圖2 功率和空燃比隨噴油時(shí)刻的變化

圖3 HC排放隨噴油時(shí)刻的變化

但是當(dāng)改變發(fā)動(dòng)機(jī)工況時(shí)，噴油時(shí)刻的影響規(guī)律又發(fā)生變化。如圖4和圖5所示，當(dāng)節(jié)氣門開(kāi)度變?yōu)?00%時(shí)，噴油時(shí)刻由10°變化到150°，測(cè)得發(fā)動(dòng)機(jī)的功率在3.05 kW左右波動(dòng)，空燃比在13.3左右波動(dòng)，HC排放體積分?jǐn)?shù)在860×10-6到880×10-6之間波動(dòng)，可見(jiàn)功率、空燃比和HC排放隨噴油時(shí)刻的變化基本保持不變。

圖4 功率和空燃比隨噴油時(shí)刻的變化

圖5 HC排放隨噴油時(shí)刻的變化

2 噴射時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響的計(jì)算分析

由試驗(yàn)結(jié)果可見(jiàn)，噴油時(shí)刻在不同工況下對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的影響是不一樣的，由已有文獻(xiàn)可知，HC排放與附壁油膜的揮發(fā)有著重要的關(guān)系，但是從宏觀角度無(wú)法對(duì)其進(jìn)行分析，為此采用數(shù)值計(jì)算的方法分析了附壁油膜的揮發(fā)與發(fā)動(dòng)機(jī)性能之間的關(guān)系。

2.1 網(wǎng)格模型及驗(yàn)證

在分析過(guò)程中，涉及到發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道和燃燒室，為了便于分析，將發(fā)動(dòng)機(jī)簡(jiǎn)化為進(jìn)氣道和燃燒室兩部分(見(jiàn)圖6)。在進(jìn)氣道噴射過(guò)程中可以不考慮燃燒室部分，只考慮進(jìn)氣道部分，噴嘴布置于進(jìn)氣道；進(jìn)氣門開(kāi)啟后采用進(jìn)氣道+燃燒室的網(wǎng)格模型；進(jìn)氣門關(guān)閉后則采用燃燒室模型進(jìn)行分析。這樣可以最大限度地降低計(jì)算網(wǎng)格數(shù)量，提高計(jì)算效率。

圖6 計(jì)算網(wǎng)格模型

數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性取決于采用模型的正確性，在本次數(shù)值計(jì)算中所采用的模型主要是噴霧模型和附壁油膜模型，為了確保模型的正確性，采用紋影法進(jìn)行驗(yàn)證。圖7示出紋影法與數(shù)值計(jì)算噴霧碰壁圖像的對(duì)比。通過(guò)可視化試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的對(duì)比可以看出，在噴油開(kāi)始后的3 ms，7 ms時(shí)，模型預(yù)測(cè)的噴霧及碰壁過(guò)程與試驗(yàn)結(jié)果都比較吻合[4]，所采用的計(jì)算模型能夠較好地反映燃油碰壁后的發(fā)展過(guò)程。因此所采用的噴霧及碰壁子模型可以用于后續(xù)的研究中。

圖7 數(shù)值計(jì)算與紋影法對(duì)比

2.2 初始條件和邊界條件

邊界條件是進(jìn)氣道入口處的參數(shù)設(shè)置，主要包括進(jìn)氣流量、進(jìn)氣溫度等；初始條件包括進(jìn)氣道初始條件和燃燒室初始條件。其中，進(jìn)氣溫度、燃燒室內(nèi)部壓力和溫度通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作過(guò)程測(cè)量得到，由于進(jìn)氣流量需要是每一個(gè)曲軸轉(zhuǎn)角下的數(shù)據(jù)，不容易測(cè)量，為此采用一維計(jì)算獲取[16]。

針對(duì)20%節(jié)氣門開(kāi)度和100%節(jié)氣門開(kāi)度兩種情況進(jìn)行了分析。為了便于分析，燃油噴射量保持一致，噴油脈寬保為2.5 ms，噴油量為2.63 mg，只改變邊界條件，具體參數(shù)見(jiàn)表2和表3。

表2 20%節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)的初始條件及邊界條件設(shè)置

表3 100%節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)的初始條件及邊界條件設(shè)置

2.3 20%節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)噴油時(shí)刻的影響

在進(jìn)氣門關(guān)閉狀態(tài)下進(jìn)行燃油噴射時(shí)，燃油空間揮發(fā)量幾乎可以忽略[7]，在分析過(guò)程中主要對(duì)附壁油膜的揮發(fā)進(jìn)行分析，所設(shè)定的噴油時(shí)刻分別為20°，40°和60°。

圖8示出節(jié)氣門開(kāi)度為20%時(shí)不同噴油時(shí)刻對(duì)應(yīng)的附壁油膜揮發(fā)量的對(duì)比。由圖8可知，當(dāng)噴油時(shí)刻為20°時(shí)，在點(diǎn)火時(shí)刻之前附壁油膜的揮發(fā)量約為1.44 mg，而噴油時(shí)刻推遲到60°時(shí)，該值僅為1.35 mg。進(jìn)一步分析可以發(fā)現(xiàn)，在進(jìn)氣門開(kāi)啟(即330°)時(shí)，附壁油膜最大揮發(fā)量和最小揮發(fā)量的差值為0.15 mg，可見(jiàn)附壁油膜揮發(fā)的區(qū)別在于進(jìn)氣門開(kāi)啟之前進(jìn)氣道內(nèi)部的揮發(fā)量。

圖8 不同噴油時(shí)刻下的附壁油膜揮發(fā)量

噴油時(shí)間為2.5 ms時(shí)，換算為曲軸轉(zhuǎn)角大約為63°，此時(shí)進(jìn)氣門沒(méi)有開(kāi)啟，進(jìn)氣道內(nèi)部氣流基本處于靜止?fàn)顟B(tài)，依靠空氣流動(dòng)增加的燃油揮發(fā)基本可以忽略，也就是說(shuō)附壁油膜的揮發(fā)主要是靠進(jìn)氣道壁面吸收熱量來(lái)實(shí)現(xiàn)。推遲噴油時(shí)刻就會(huì)減少附壁油膜的揮發(fā)時(shí)間，從而減少燃油揮發(fā)量。

不是所有的附壁油膜都是在進(jìn)氣門關(guān)閉狀態(tài)下完成的揮發(fā)，通過(guò)附壁油膜揮發(fā)量變化可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)節(jié)氣門開(kāi)啟后，附壁油膜揮發(fā)速率是增加的。主要原因是當(dāng)進(jìn)氣門開(kāi)啟后，附壁油膜除了通過(guò)從發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)體吸收熱量揮發(fā)之外，進(jìn)氣氣流的流動(dòng)也是促進(jìn)油膜揮發(fā)的一個(gè)重要因素，兩種因素的共同作用使得油膜揮發(fā)速率增加。

通過(guò)圖9可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)，不論噴油時(shí)刻如何變化，都有一部分燃油沒(méi)有完全揮發(fā)，這些燃油的存在會(huì)增加進(jìn)入氣缸的液態(tài)燃油量，而液態(tài)燃油通過(guò)排氣測(cè)量無(wú)法獲取，使得測(cè)量空燃比值變大；而液態(tài)燃油的加入又會(huì)使燃燒惡化，從而造成HC排放升高。這就是圖2和圖3中推遲燃油噴射時(shí)刻空燃比升高、HC排放增加的原因。

圖9 不同噴油時(shí)刻下的附壁油膜質(zhì)量

另外，通過(guò)對(duì)圖9的分析還可以發(fā)現(xiàn)，不管是哪一種燃油噴射時(shí)刻，在100°之前附壁油膜的質(zhì)量會(huì)迅速升高，大約為2.4 mg，大約91%的燃油會(huì)到達(dá)進(jìn)氣道壁面，只有不到10%的燃油可以通過(guò)空間霧化的方式揮發(fā)，因此可以在分析過(guò)程中忽略空間霧化的燃油量。

2.4 100%節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)噴油時(shí)刻的影響

圖10示出100%節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)不同噴油時(shí)刻附壁油膜揮發(fā)量的對(duì)比。由圖10可知，噴油時(shí)刻為20°時(shí)，在點(diǎn)火時(shí)刻之前附壁油膜的揮發(fā)量約為2.35 mg，而噴油時(shí)刻為60°時(shí)，附壁油膜揮發(fā)量約為2.32 mg，可見(jiàn)噴油時(shí)刻對(duì)附壁油膜揮發(fā)量基本不影響。

圖10 不同噴油時(shí)刻下的附壁油膜揮發(fā)量

與20%節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)進(jìn)行對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，附壁油膜揮發(fā)量的大幅提升得益于進(jìn)氣道溫度的升高，進(jìn)氣道溫度的提高使得附壁油膜揮發(fā)速率提升，從而降低了揮發(fā)時(shí)間帶來(lái)的影響，使得噴油時(shí)刻對(duì)其影響降低，甚至可以忽略。

對(duì)圖11中100%節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)不同噴油時(shí)刻附壁油膜量的對(duì)比分析可以發(fā)現(xiàn)，在100%節(jié)氣門開(kāi)度，當(dāng)進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)，進(jìn)氣道內(nèi)部的附壁油膜質(zhì)量只有0.2 mg左右，大約只占所噴射燃油的7%，而在20%節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)，該值約為48%。由前面的分析可知，附壁油膜量的降低直接影響空燃比和HC排放，而當(dāng)附壁油膜揮發(fā)量升高后，液態(tài)燃油量就會(huì)大大降低，從而降低HC排放，這也是圖3和圖4中發(fā)動(dòng)機(jī)功率、HC排放等不隨燃油噴射時(shí)刻變化而改變的原因。

圖11 不同噴油時(shí)刻下的附壁油膜質(zhì)量

3 基于分析結(jié)果的噴油方式對(duì)比

研究結(jié)果表明，利用進(jìn)氣流動(dòng)也能夠提高燃油

揮發(fā)速率[17]，為此提出將部分燃油在進(jìn)氣過(guò)程中噴射。表4列出4 500 r/min時(shí)不同節(jié)氣門開(kāi)度下噴油方式的對(duì)比。在試驗(yàn)過(guò)程中保持總噴油量不變，單次噴油時(shí)噴油時(shí)刻設(shè)定為10°，兩次噴射時(shí)噴油時(shí)刻分別為10°和320°。

由表4可知，當(dāng)節(jié)氣門開(kāi)度為40%，單次噴油時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)功率只有2.44 kW，空燃比為15.1，而采用兩次噴油方式時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)功率可達(dá)到2.55 kW，空燃比下降到14.2；而當(dāng)節(jié)氣門開(kāi)度為100%，采用兩次噴油方式時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)功率從2.99 kW升高到3.05 kW，空燃比從13.7降低13.2。

由此可表明，改善燃油噴射速率可以改善發(fā)動(dòng)機(jī)性能；當(dāng)節(jié)氣門開(kāi)度較大時(shí)，兩次噴油對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的改善效果小于節(jié)氣門開(kāi)度較小時(shí)。

表4 4 500 r/min時(shí)不同節(jié)氣門開(kāi)度下噴油方式的對(duì)比

4 結(jié)論

a) 當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)處于小節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)，在保持噴油量不變的情況下，當(dāng)噴油時(shí)刻由10°推遲到150°時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)功率降低，HC排放升高；當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)處于大節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)，在保持噴油量不變的情況下，推遲噴油時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)功率和HC排放的影響可以忽略；

b) 噴射時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響與附壁油膜揮發(fā)速率有直接關(guān)系，提升燃油揮發(fā)速率可以降低噴油時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)性能的影響；

c) 對(duì)于進(jìn)氣道噴射式發(fā)動(dòng)機(jī)，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)處于小節(jié)氣門開(kāi)度時(shí)，可以采用兩次燃油噴射方式提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能，而節(jié)氣門開(kāi)度較大時(shí)，則無(wú)需改變?nèi)加蛧娚鋾r(shí)刻。

[1] 周龍保.內(nèi)燃機(jī)學(xué)[M]．北京:機(jī)械工業(yè)出版社,1999:14-18.

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[編輯： 袁曉燕]

Effects of Fuel Injection Timing on Performance of Gasoline Engine under Intake Valve Closing

MA Zongzheng1,2, SHAO Fengxiang2, WANG Xinli1,2,YANG Anjie1, DONG Shaohua1, ZHANG Qianzhu1

(1. Power-driven Machinery and Vehicle Engineering Research Center, Henan University of Engineering, Zhengzhou 451191, China;2. School of Mechanical Engineering, Henan University of Engineering, Zhengzhou 451191, China)

In order to improve the performance of port fuel injection (PFI) gasoline engine, the relationship between the injection timing and engine performance was studied through the bench test and numerical simulation. The results show that the fuel injection timing has different influences on engine performance under different operating conditions when the intake valve is close. The retarded injection timing will result in the increase of HC emission and the decrease of engine performance at a small throttle opening, but has little influence on engine performance at a large throttle opening, which depends on the evaporation rate of wall-adhered fuel film according to the numerical calculation and analysis. The wall-adhered fuel film cannot evaporate completely so as to increase the liquid fuel amount inside cylinder and thereby the engine performance deteriorates at a small throttle. On the contrary, higher body temperature accelerates the evaporation of fuel film so as to reduce the liquid fuel and thereby the engine performance improves at a large throttle. Accordingly, the dual fuel injection method should be applied in order to improve engine performance only at small throttle opening.

gasoline engine; fuel injection timing; bench test; numerical simulation; fuel film

2016-08-30；

2016-11-03

河南省高等學(xué)校青年骨干教師資助計(jì)劃(2014GGJS-120)；河南省產(chǎn)學(xué)研合作試點(diǎn)項(xiàng)目(201513)

馬宗正(1981—)，男，博士，研究方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程及數(shù)值計(jì)算；zongzhengma@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.06.009

TK412.3

B

1001-2222(2016)06-0046-06