王佳，劉向龍，許伯彥

(1.山東建筑大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，山東 濟(jì)南　250101;2.山東協(xié)和學(xué)院，山東 濟(jì)南　250101)

引言

近年來(lái)，隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)持續(xù)快速發(fā)展，由汽車(chē)產(chǎn)業(yè)飛速發(fā)展帶來(lái)的能源問(wèn)題也日益嚴(yán)重，發(fā)展電動(dòng)汽車(chē)成為解決能源問(wèn)題的重要途徑之一。增程式電動(dòng)汽車(chē)由于具有行駛里程長(zhǎng)、能耗低、燃油經(jīng)濟(jì)性好、使用便利等優(yōu)點(diǎn)，成為當(dāng)前電動(dòng)汽車(chē)發(fā)展的主流方向之一[1]。美國(guó)通用汽車(chē)公司量產(chǎn)的增程式電動(dòng)車(chē)雪佛蘭沃藍(lán)達(dá)截至2016年8月累計(jì)銷(xiāo)量超過(guò)10萬(wàn)輛；德國(guó)寶馬公司的BMW i3 增程式電動(dòng)汽車(chē)正式進(jìn)入國(guó)家工信部新能源型錄，且于2015年9月進(jìn)入中國(guó)市場(chǎng)[2]；另外，與四沖程發(fā)動(dòng)機(jī)相比，二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、轉(zhuǎn)速高、比功率大。因此，將它開(kāi)發(fā)為增程式電動(dòng)汽車(chē)發(fā)電機(jī)組用發(fā)動(dòng)機(jī)有著種種優(yōu)勢(shì)。雖然增程式電動(dòng)汽車(chē)發(fā)電機(jī)組用二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行工況(中等負(fù)荷、高轉(zhuǎn)速)特征決定了采用分層稀薄燃燒方式非常有利于提高其經(jīng)濟(jì)性，但是，從純電動(dòng)模式轉(zhuǎn)入增程模式時(shí)，如果發(fā)動(dòng)機(jī)冷起動(dòng)后馬上進(jìn)入高速、較大負(fù)荷下運(yùn)轉(zhuǎn)將非常不利于發(fā)動(dòng)機(jī)的可靠性和排放性，這樣有必要設(shè)定在進(jìn)入增程模式前預(yù)留發(fā)動(dòng)機(jī)冷起動(dòng)-暖機(jī)過(guò)渡的提前時(shí)間，而起動(dòng)-過(guò)渡運(yùn)轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負(fù)荷)采用均質(zhì)理論混合氣時(shí)也有利于減少暖機(jī)時(shí)間以及加速尾氣催化器的升溫[3]。因此，以增程式電動(dòng)汽車(chē)在進(jìn)入增程模式前的起動(dòng)-過(guò)渡運(yùn)轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負(fù)荷)為研究對(duì)象，在確定了以飽合蒸汽壓高、易于蒸發(fā)汽化、并且作為增程式電動(dòng)汽車(chē)用攜帶方便的LPG為燃料后，研究了噴霧-壁面復(fù)合引導(dǎo)式二沖程LPG直噴發(fā)動(dòng)機(jī)在起動(dòng)-過(guò)渡運(yùn)轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負(fù)荷)下缸內(nèi)均質(zhì)混合氣的形成和燃燒過(guò)程。

1　噴霧-壁面復(fù)合引導(dǎo)燃燒系統(tǒng)

a)整體結(jié)構(gòu)示意圖　　　b)噴束火花塞電極布置圖　圖1　噴霧-壁面復(fù)合引導(dǎo)燃燒系統(tǒng)示意圖

缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)中混合氣的形成主要與燃燒室的形狀、火花塞位置、缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)形態(tài)等因素有關(guān)。常見(jiàn)的混合氣形成方式主要有噴霧引導(dǎo)、壁面引導(dǎo)和氣流引導(dǎo)三種，但由于氣流引導(dǎo)在氣流弱的時(shí)候不能將混合氣送到火花塞附近，噴霧引導(dǎo)對(duì)噴霧質(zhì)量要求較高，而壁面引導(dǎo)要求特殊形狀的凹坑配合，都存在一定的局限性。因此，提出了一種綜合噴霧引導(dǎo)與復(fù)合引導(dǎo)優(yōu)點(diǎn)的適用性更強(qiáng)的燃燒系統(tǒng)——噴霧-壁面復(fù)合引導(dǎo)燃燒系統(tǒng)，如圖1所示[4]。

研究使用的噴油器為四孔噴油器，其中三孔將LPG噴至火花塞附近，一孔將LPG噴至凹坑最低點(diǎn)。噴油器安裝于燃燒室頂端且與氣缸縱軸線呈一定夾角[5]；活塞凹坑軸線與氣缸軸線有一定間距，噴油器噴出的LPG經(jīng)過(guò)噴霧和壁面引導(dǎo)后與火花塞不直接接觸，避免燃油潤(rùn)濕火花塞[6]。

表1　紋影試驗(yàn)條件

2　計(jì)算模型及計(jì)算可行性驗(yàn)證

2.1　計(jì)算模型的選擇

在發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程中，缸內(nèi)氣體時(shí)刻做不規(guī)則湍流流動(dòng)，在這個(gè)過(guò)程中必然會(huì)遵循質(zhì)量守恒方程、動(dòng)量守恒方程、能量守恒方程等基本控制方程。本研究選用的噴霧模型主要有描述LPG液滴的破碎模型、湍流擴(kuò)散模型和蒸發(fā)模型，選用的湍流模型為k-ε雙方程模型。其中破碎模型和湍流擴(kuò)散模型分別選用Fire V2011內(nèi)已有的KHRT模型和O_Rouike模型，蒸發(fā)模型主要是對(duì)Fire V2011中原有的蒸發(fā)模型進(jìn)行的修正[7]。

2.2　計(jì)算方法可行性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證計(jì)算模型的可行性，使用光學(xué)紋影法觀察LPG噴射過(guò)程中流場(chǎng)密度梯度變化情況，并與相同初始條件、邊界條件下的數(shù)值解析結(jié)果進(jìn)行比較。使用的試驗(yàn)條件如表1，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較如圖2。

圖2　LPG自由噴霧發(fā)展過(guò)程

圖3　LPG噴霧貫穿距離計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的比較

圖2a)表示噴射壓力為2 MPa時(shí)，試驗(yàn)測(cè)得的單孔噴嘴噴出的LPG自由噴霧過(guò)程[8]；圖2b) 表示相同條件下數(shù)值解析的LPG自由噴霧結(jié)果。通過(guò)比較可知，試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值解析結(jié)果十分相似。圖3表示在試驗(yàn)條件和計(jì)算條件下LPG噴霧貫穿距離隨時(shí)間變化的情況。通過(guò)比較可知，試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值解析結(jié)果基本一致，計(jì)算方法可行。

2.3　網(wǎng)格模型的建立

a)上止點(diǎn)時(shí)網(wǎng)格圖像　　　　　b)下止點(diǎn)時(shí)網(wǎng)格圖像圖4　網(wǎng)格模型

本文使用三維建模軟件Solidworks建立三維實(shí)體模型，并導(dǎo)入Fire中，然后使用Fame Engine Plus工具進(jìn)行網(wǎng)格劃分[9]。由于在壓縮沖程中，發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉，進(jìn)氣道對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程沒(méi)有影響，因此可以使用不帶進(jìn)氣道的網(wǎng)格。在進(jìn)氣沖程中，部分負(fù)荷下進(jìn)氣量相對(duì)減少，進(jìn)氣門(mén)不需要全開(kāi)，可以建立一個(gè)單進(jìn)氣道的網(wǎng)格模型,如圖4所示。

圖4為部分負(fù)荷時(shí)上止點(diǎn)和下止點(diǎn)時(shí)網(wǎng)格圖像。利用建立的網(wǎng)格模型對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)不同工況混合氣形成及燃燒進(jìn)行解析。研究使用的發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)如表2。

表2　發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

3　計(jì)算結(jié)果與分析

3.1　發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)混合氣形成過(guò)程的解析

發(fā)動(dòng)機(jī)冷起動(dòng)后如果立即進(jìn)入高速、大負(fù)荷工況將不利于發(fā)動(dòng)機(jī)的可靠性和排放性，因此，我們需要設(shè)定在進(jìn)入增程模式前預(yù)留發(fā)動(dòng)機(jī)冷起動(dòng)-暖機(jī)過(guò)渡的提前時(shí)間，而起動(dòng)-過(guò)渡運(yùn)轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負(fù)荷)采用均質(zhì)理論混合氣能減少暖機(jī)時(shí)間以及加速尾氣催化器的升溫。二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)特征決定了為得到均質(zhì)混合氣要盡可能早的燃料噴射，但過(guò)早的噴油會(huì)導(dǎo)致燃料-空氣隨廢氣從排氣道排出形成所謂的“燃油短路”，造成未燃HC排放量的增加，所以有必要嚴(yán)格控制噴油時(shí)刻[10]。圖5是本文設(shè)定的起動(dòng)-過(guò)渡工況下噴油持續(xù)時(shí)間為11 °CA，轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，不同噴射開(kāi)始時(shí)刻(35 ℃A ABDC、45 ℃A ABDC)的缸內(nèi)混合氣形成的過(guò)程,初始?jí)毫?.95 MPa，溫度為300 K,空氣密度為1.19 kg/cm3。圖5a)可以看到燃油在35 ℃A ABDC噴射時(shí)在排氣道內(nèi)有燃料-空氣混合氣逸出，且有燃油積聚在左側(cè)活塞頂，顯然此時(shí)噴油過(guò)早。圖5b)表明，燃油在45 ℃A ABDC噴射，在關(guān)閉排氣口時(shí)，燃油全部被鎖定在氣缸內(nèi)，并且在點(diǎn)火時(shí)刻(20 ℃A BTDC)缸內(nèi)形成了均質(zhì)可燃混合氣(燃空比≈0.065)[11]。

圖5　不同噴射開(kāi)始時(shí)刻缸內(nèi)均質(zhì)混合氣形成結(jié)果

3.2　發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過(guò)程的解析

圖6為起動(dòng)-過(guò)渡運(yùn)轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負(fù)荷)下不同點(diǎn)火時(shí)刻(695 ℃A、700 ℃A、705 ℃A)缸內(nèi)溫度變化情況。

圖6　不同點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)溫度場(chǎng)分布

由圖6可知，越早點(diǎn)火對(duì)應(yīng)的火焰面密度越大，燃燒范圍越廣。同時(shí)，提前點(diǎn)火會(huì)加快缸內(nèi)燃燒速度，提早在上止點(diǎn)后達(dá)到最高溫度，彌補(bǔ)了LPG燃燒持續(xù)期長(zhǎng)的問(wèn)題[12]。但是，點(diǎn)火時(shí)刻也不宜過(guò)早。因?yàn)辄c(diǎn)火過(guò)早一方面會(huì)由于混合氣不均勻而無(wú)法形成均質(zhì)燃燒，另一方面可能導(dǎo)致大部分燃燒過(guò)程在上止點(diǎn)前發(fā)生，大大降低發(fā)動(dòng)機(jī)的有效功率[13]。

圖7　燃燒放熱率曲線

圖8　平均指示壓力變化曲線

在形成均質(zhì)混合氣的前提下，不同點(diǎn)火時(shí)刻(695 °CA、700 °CA、705 °CA)的放熱率和平均指示壓力變化情況分別如圖7、圖8所示。從理論上講，缸內(nèi)平均指示壓力在曲軸轉(zhuǎn)到上止點(diǎn)后10～16 °CA時(shí)達(dá)到最大，此時(shí)能獲得發(fā)動(dòng)機(jī)的最大功率[14]。通過(guò)比較不同點(diǎn)火時(shí)刻平均指示壓力變化情況發(fā)現(xiàn)，在混合氣均勻的條件下，點(diǎn)火越早，缸內(nèi)最大壓力越大，達(dá)到最大壓力的時(shí)間也越早。如果在700 °CA時(shí)點(diǎn)火，曲軸轉(zhuǎn)到上止點(diǎn)后13 °CA前后時(shí)，缸內(nèi)壓力達(dá)到最大。由圖8可知，隨著點(diǎn)火時(shí)刻的提前，放熱率達(dá)到峰值的時(shí)間也逐漸向后延遲。在700 °CA時(shí)點(diǎn)火，放熱率峰值能達(dá)到最大且峰值出現(xiàn)的位置最接近上止點(diǎn)。另外，若以易于蒸發(fā)汽化的LPG作為發(fā)動(dòng)機(jī)燃料，會(huì)出現(xiàn)火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷?、燃燒持續(xù)期長(zhǎng)等問(wèn)題，適當(dāng)提高點(diǎn)火提前角有利于促進(jìn)燃料充分燃燒。因此，點(diǎn)火時(shí)刻為700 °CA發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性最好[15]。

4　結(jié)論

1)本文提出一種增程式電動(dòng)汽車(chē)發(fā)電機(jī)組用的二沖程缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)噴霧-壁面復(fù)合引導(dǎo)式燃燒系統(tǒng);采用光學(xué)紋影法拍攝LPG噴霧過(guò)程并與相同條件下的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果顯示兩者具有高度一致性，從而驗(yàn)證了該計(jì)算方法可行。

2)數(shù)值解析起動(dòng)-過(guò)渡運(yùn)轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負(fù)荷)下不同噴油開(kāi)始時(shí)刻的缸內(nèi)均質(zhì)混合氣的形成情況，并確定了最合適的噴油開(kāi)始時(shí)刻為45 °CA ABDC ，此時(shí)新鮮混合氣都被鎖定在氣缸內(nèi)，在20°CA BTDC時(shí)缸內(nèi)能形成較為理想的均質(zhì)可燃混合氣。

3)對(duì)起動(dòng)-過(guò)渡運(yùn)轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負(fù)荷)下，缸內(nèi)均質(zhì)混合氣燃燒過(guò)程進(jìn)行解析,得到不同點(diǎn)火時(shí)刻的溫度場(chǎng)、放熱率曲線和平均指示壓力圖。結(jié)果顯示，缸內(nèi)最大壓力一般出現(xiàn)在上止點(diǎn)之后，且在混合氣形成過(guò)程中缸內(nèi)最高壓力隨著點(diǎn)火時(shí)間延遲而降低，點(diǎn)火時(shí)間越早，最高壓力越大。在20 °CA BTDC時(shí)點(diǎn)火，放熱率峰值最高，且峰值出現(xiàn)在上止點(diǎn)附近，燃燒特性最好[16]。

參考文獻(xiàn)：

[1]童濟(jì)仁.淺析國(guó)內(nèi)外增程式車(chē)發(fā)展現(xiàn)狀[J].汽車(chē)之家,2017(02).

[2]周世斌. 用液化石油氣做汽車(chē)燃料[J]. 應(yīng)用能源技術(shù),1997(03):25-27.

[3]孫建成.液化石油氣汽車(chē)的應(yīng)用[J].汽車(chē)研究與開(kāi)發(fā),1997(6):32-36.

[4]許伯彥，耿德強(qiáng)，齊運(yùn)亮，等. 液態(tài)LPG燃料噴射過(guò)程的數(shù)值解析及可視化試驗(yàn)[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2009, 27(2):146-152.

[5]周重光，嚴(yán)兆大，王希珍.空燃比對(duì)LPG發(fā)動(dòng)機(jī)排放特性影響的研究[J].內(nèi)燃機(jī)工程,2002.23(5)：23-26.

[6]ZHANG X and ROMZEK M. Computational Fluid Dynamics(CFD) Applications in Vehicle Exhaust Systemp[C].SAE Paper 2008-01-0612.

[7]劉牮，吳煌全，劉凌.LPG發(fā)動(dòng)機(jī)性能優(yōu)化試驗(yàn)研究[J].農(nóng)機(jī)化研究，2008.(9):147-149.

[8]顧維東，楊延相，蔡曉林，等. FAI二沖程直噴汽油機(jī) 缸內(nèi)流場(chǎng)的多維數(shù)值模擬研究[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2007, 25(2):150-156.

[9]水嶋 教文ほか. LPG およびガソリンの層流予混合燃焼機(jī)構(gòu)の相違が SI エンジンの燃焼速度に及ぼす影響[C].日本自動(dòng)車(chē)技術(shù)會(huì)學(xué)術(shù)講演會(huì)前刷集, 67-09:11-16, JSAE 20095156.

[10]屈碧波.LPG缸內(nèi)直接噴射發(fā)動(dòng)機(jī)三維模型仿真[D].上海:上海交通大學(xué).2007.01.01

[11]李西秦,徐兆坤,邵千鈞,等.LPG噴射形式對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響[J].內(nèi)燃機(jī)工程, 2004,25(2):43-45

[12]Lee S W, Tanaka D and Kusaka J et al. Two-dimensional laser induced fluorescence measurement of spray and OH radicals of LPG in constant volume chamber [J]. JSAE Review, 2002, 23(2):195-203.

[13]張博彥，雷艷，周大森. LPG/汽油雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)排放性能研究[J].農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào) .2005.36(3):34-36.

[14]周重光.LPG發(fā)動(dòng)機(jī)三維燃燒模擬計(jì)算與試驗(yàn)研究[D].杭州：浙江大學(xué)，2003.

[15]蔡曉林. FAI二沖程缸內(nèi)直噴汽油機(jī)的研究[D].天津：天津大學(xué)，2005.

[16]BAKER P, WATSON H. MPI Air/Fuel Mixing for Gaseous and Liquid LPG[C].SAE Paper 2005-01-0246.