唐競(jìng)， 許恩永， 王毅， 李佳隆， 黃豪中*

(1.東風(fēng)柳州汽車(chē)有限公司， 柳州 545005； 2.廣西大學(xué)機(jī)械工程學(xué)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(jì)極限，如低速高負(fù)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(wú)法完全氧化導(dǎo)致總碳?xì)浠衔?total hydrocarbons，THC)排放增多[1-3]。因此，隨著排放法規(guī)的日益嚴(yán)苛，PFI已無(wú)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(wèn)題，近年來(lái)已被運(yùn)用于乘用車(chē)的動(dòng)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(guò)對(duì)噴油策略的控制，GDI還可實(shí)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(dòng)機(jī)熱效率，對(duì)于汽油機(jī)的發(fā)展有積極影響，受到了國(guó)內(nèi)外的廣泛研究。

Costa等[6]使用試驗(yàn)和數(shù)值技術(shù)，對(duì)稀薄燃燒汽油直噴發(fā)動(dòng)機(jī)中的混合物形成和早期燃燒過(guò)程進(jìn)行了分析，結(jié)果表明：噴油時(shí)刻由300°上止點(diǎn)前(before top dead center，BTDC)推遲到150°BTDC后，缸內(nèi)的油氣混合不均勻，導(dǎo)致不完全燃燒，混合氣形成和火花點(diǎn)火之間沒(méi)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(guò)單缸光學(xué)直噴火花點(diǎn)火(direct injection spark ignition,DISI)發(fā)動(dòng)機(jī)展開(kāi)試驗(yàn)，研究了噴油策略對(duì)混合物質(zhì)量和燃燒特性的影響，發(fā)現(xiàn)在單次噴油時(shí)，隨著噴油時(shí)刻的延后，燃燒持續(xù)時(shí)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(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)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(shí)刻的延后呈先增加后減小的變化趨勢(shì)。劉光義等[9]采用二次噴射策略進(jìn)行整車(chē)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)二次噴油比例為0.6∶0.4時(shí)，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(dòng)過(guò)程的THC和CO排放。Li等[10]對(duì)汽油/乙醇混合燃料的GDI發(fā)動(dòng)機(jī)展開(kāi)試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)在采用雙噴策略時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的制動(dòng)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(shì)。

綜上所述，噴油起始時(shí)刻(start of injection,SOI)對(duì)缸內(nèi)油氣混合均勻性的影響較大，繼而影響著發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒和排放性能，SOI過(guò)早和過(guò)晚都會(huì)造成不良后果。油氣混合均勻性也受到缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的影響，而缸內(nèi)湍流強(qiáng)度隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的增大而增加[11]?，F(xiàn)有研究對(duì)象主要為3 000 r/min以下的中低速發(fā)動(dòng)機(jī)，而對(duì)高速發(fā)動(dòng)機(jī)噴油時(shí)刻的研究較少。在高轉(zhuǎn)速下，噴霧引起的滾流會(huì)擾動(dòng)缸內(nèi)湍流[12]，進(jìn)而影響發(fā)動(dòng)機(jī)性能。為此，通過(guò)對(duì)某款高速GDI發(fā)動(dòng)機(jī)展開(kāi)三維仿真研究，分析SOI對(duì)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(shí)刻。

1 研究對(duì)象和計(jì)算模型

主要使用Converge軟件，在轉(zhuǎn)速為5 500 r/min工況下對(duì)某款缸內(nèi)直噴汽油機(jī)展開(kāi)模擬計(jì)算，以研究高轉(zhuǎn)速下噴油時(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。該發(fā)動(dòng)機(jī)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(kāi)展燃燒計(jì)算所需的三維模型，并導(dǎo)入Converge進(jìn)行邊界劃分。

如圖1所示，整體模型劃分為14個(gè)邊界，并歸入3個(gè)不同區(qū)域，其中藍(lán)色部分為火花塞點(diǎn)火位置。基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸設(shè)為4 mm，對(duì)活塞、進(jìn)排氣門(mén)等部件進(jìn)行不同程度的加密處理，以保證計(jì)算精度。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

圖1 計(jì)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(jì)算GDI缸內(nèi)噴油、混合、燃燒和排放過(guò)程。除活塞、進(jìn)氣門(mén)和排氣門(mén)邊界設(shè)為運(yùn)動(dòng)壁面以外，其余邊界均為固定壁面。進(jìn)/排氣道的壓力和溫度設(shè)為臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果：進(jìn)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(yàn)值進(jìn)行設(shè)置。導(dǎo)入實(shí)際的氣門(mén)升程曲線，并選擇汽油反應(yīng)機(jī)理進(jìn)行燃燒模擬計(jì)算。

1.2 模型驗(yàn)證

為確定計(jì)算模型的準(zhǔn)確性和反應(yīng)機(jī)理的可靠性，對(duì)所設(shè)定的模型進(jìn)行驗(yàn)證。保持各參數(shù)與臺(tái)架試驗(yàn)情況相符，其中噴油起始時(shí)刻360°(進(jìn)氣行程上止點(diǎn))，持續(xù)時(shí)間180°；點(diǎn)火能量為150 mJ，點(diǎn)火時(shí)刻為-1.5°上止點(diǎn)后(after top dead center, ATDC)。

圖2為5 500 r/min節(jié)氣門(mén)全開(kāi)時(shí)，實(shí)測(cè)缸壓與仿真結(jié)果的對(duì)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(jì)算結(jié)果可靠。

表2 計(jì)算模型參數(shù)

1 bar=105 Pa圖2 缸壓的試驗(yàn)值與仿真值對(duì)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(shí)刻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)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(jì)算工況間隔10°。

圖3 不同SOI在噴油后10°時(shí)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(shí)刻對(duì)燃油撞壁的影響

由于燃油噴射壓力達(dá)到35 MPa，噴霧貫穿能力很強(qiáng)，容易造成燃油“撞壁現(xiàn)象”。圖3為不同SOI時(shí)燃油噴霧的發(fā)展?fàn)顟B(tài)。由于SOI 360工況時(shí)活塞位于上止點(diǎn)，活塞頂面與噴油器之間的距離過(guò)近，燃油在開(kāi)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(duì)缸內(nèi)油氣混合有不利影響，進(jìn)而影響缸內(nèi)燃燒性能[13]。由圖3可知，隨噴油時(shí)刻延后，活塞遠(yuǎn)離噴油器，發(fā)生燃油撞壁的時(shí)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(shí)，進(jìn)氣門(mén)開(kāi)度較大，缸內(nèi)氣流強(qiáng)度增加，燃油噴霧受到氣流的作用，無(wú)法保持原有形態(tài)，有向進(jìn)氣側(cè)發(fā)生翻滾的趨勢(shì)。

2.2 噴油時(shí)刻對(duì)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(jìn)行切片，分析進(jìn)氣行程下止點(diǎn)(bottom dead center of intake stroke,IBDC)時(shí)缸內(nèi)的當(dāng)量比分布，如圖4所示。噴油起始時(shí)刻延后，噴油截止時(shí)刻亦推遲。由于噴油持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)達(dá)180°，因此在IBDC時(shí)除SOI 360工況外均未結(jié)束噴油。

對(duì)比分析圖4可知，在IBDC時(shí)，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(diǎn)，缸內(nèi)溫度較高，對(duì)燃油破碎起到一定的促進(jìn)作用。因此當(dāng)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(jìn)氣門(mén)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(mén)和右下角處的混合油氣當(dāng)量比小于0.5。為分析其原因，在噴油器處進(jìn)行切片，得到進(jìn)氣行程下止點(diǎn)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(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速過(guò)高，進(jìn)氣氣流速度大，缸內(nèi)TKE高，促進(jìn)燃油與空氣混合。IBDC時(shí)缸內(nèi)的平均TKE超過(guò)300 m2/s2，遠(yuǎn)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(dòng)機(jī)，在2 750 r/min時(shí)缸內(nèi)TKE僅有60 m2/s2。高速氣流進(jìn)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(shí)針的強(qiáng)滾流。燃油束本身具有極大的湍動(dòng)能(超過(guò)600 m2/s2)，其附近也產(chǎn)生一定的氣流運(yùn)動(dòng)。在兩種氣流的共同作用下，缸內(nèi)的湍動(dòng)能分布發(fā)生改變，大滾流團(tuán)成型于噴油點(diǎn)左側(cè)，并在左下側(cè)產(chǎn)生小滾流團(tuán)(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(tuán)的作用下，燃油束的末端狀態(tài)發(fā)生改變，燃油作順時(shí)針?lè)瓭L，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(yùn)動(dòng)趨勢(shì)。因此，缸內(nèi)進(jìn)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(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)當(dāng)量比分布的中心切片，其中x、y方向?yàn)閳D1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(shí)刻的延后，部分噴油時(shí)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(dāng)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(dāng)量比約為1.2。當(dāng)SOI ≥ 410°時(shí)，由于噴油時(shí)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(duì)燃燒和排放產(chǎn)生不利影響。

2.3 噴油時(shí)刻對(duì)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?？梢钥闯觯?dāng)噴油時(shí)刻延后時(shí)，缸內(nèi)最大峰值壓力呈現(xiàn)先減小后增大再減小的趨勢(shì)，峰值相位也隨之變化。圖8、圖9分別展示了噴油時(shí)刻對(duì)燃燒相位和缸內(nèi)TKE的影響。

(-)表示無(wú)量綱數(shù)圖4 進(jìn)氣行程下止點(diǎn)時(shí)刻缸內(nèi)當(dāng)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(jìn)氣行程下止點(diǎn)時(shí)刻缸內(nèi)湍動(dòng)能分布Fig.5 TKE distribution in the cylinder at IBDC

(-)表示無(wú)量綱數(shù)圖6 點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)當(dāng)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(duì)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(duì)燃燒相位的影響Fig.8 Influence of SOI on combustion phase

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

汽油機(jī)中以火花塞發(fā)火時(shí)刻到放熱量達(dá)10%時(shí)曲軸轉(zhuǎn)過(guò)的角度作為滯燃期[15]。并分別以CA10、CA50、CA90來(lái)表示累計(jì)放熱量達(dá)到10%、50%、90%時(shí)所對(duì)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(zhǎng)，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(shí)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(diǎn)火時(shí)刻起，SOI 400工況的缸內(nèi)湍動(dòng)能最大，進(jìn)一步促進(jìn)了火焰?zhèn)鞑?，加快了燃燒速度，瞬時(shí)放熱率峰值明顯增大。因此SOI=400°時(shí)CA50最小，相比于SOI 380工況提前了5°，燃燒重心更接近上止點(diǎn)，導(dǎo)致爆壓急劇增大，達(dá)到設(shè)計(jì)爆壓10.5 MPa。根據(jù)缸壓曲線，該時(shí)刻下發(fā)動(dòng)機(jī)的有效功明顯增大，表明SOI 400工況的熱效率提升，動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性增強(qiáng)。

隨著噴油時(shí)刻的繼續(xù)推遲，在火花塞處形成了較濃混合區(qū)，點(diǎn)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(shí)，CA50延后至18°ATDC，爆壓降低。

總體而言，噴油時(shí)刻對(duì)CA50和燃燒持續(xù)期的影響較大。在SOI≤390°時(shí)，CA50偏后，燃燒重心遠(yuǎn)離上止點(diǎn)，缸內(nèi)爆壓較小；當(dāng)SOI ≥ 400°時(shí)，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(shí)刻對(duì)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(shì)。而NOx排放逐漸增大，并在SOI=400°時(shí)發(fā)生突增。

圖10 SOI對(duì)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(shí)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(zhǎng)，且缸內(nèi)溫度降低，促進(jìn)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(jìn)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(shí)，由于燃燒持續(xù)期較長(zhǎng)，排氣門(mén)開(kāi)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(duì)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(shí)間有關(guān)[16]，因此NOx排放受到噴油時(shí)刻的影響。在SOI≤390°時(shí)，缸內(nèi)最高燃燒溫度差距不大。由圖7可知，燃燒持續(xù)時(shí)間隨SOI的延后而增大，故NOx的含量有所增多。在SOI 400工況時(shí)，放熱率峰值增大，燃燒相位提前，缸內(nèi)溫度升高，促進(jìn)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(guò)Converge軟件建立了GDI發(fā)動(dòng)機(jī)模型，在轉(zhuǎn)速為5 500 r/min工況下展開(kāi)模擬計(jì)算，分析了噴油時(shí)刻對(duì)缸內(nèi)油氣混合、湍動(dòng)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(shí)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(jìn)氣道中，影響缸內(nèi)當(dāng)量比分布。

(2)隨噴油時(shí)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(shì)，在SOI = 400°時(shí)達(dá)到最大爆壓；缸內(nèi)放熱率具有同樣的變化趨勢(shì)。

(3)隨噴油時(shí)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(shì)；而缸內(nèi)高溫持續(xù)時(shí)間增長(zhǎng)，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(shí)刻，保證噴油量一致的情況下，SOI = 400°時(shí)爆壓較高，有效功增加，動(dòng)力性和燃油經(jīng)濟(jì)性增強(qiáng)；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(shí)刻。