曹志成　何邦全

天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津，300072

直接起動(dòng)階段直噴汽油機(jī)運(yùn)動(dòng)特性的模擬

曹志成何邦全

天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津，300072

建立了直噴汽油機(jī)的三維數(shù)值模型和運(yùn)動(dòng)學(xué)模型，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。模擬了直噴汽油機(jī)在直接起動(dòng)過程中不同噴油策略和點(diǎn)火時(shí)刻下的燃燒特性、反轉(zhuǎn)和正轉(zhuǎn)過程的運(yùn)動(dòng)特性。結(jié)果表明：與單次噴油相比，采用兩次噴油策略時(shí)，首個(gè)著火氣缸內(nèi)混合氣燃燒后的最大氣缸壓力較大，而且其大小受到點(diǎn)火時(shí)刻的影響；首個(gè)著火氣缸內(nèi)混合氣燃燒后的最大氣缸壓力較大，則直噴汽油機(jī)反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度較大；在各種噴油條件下，第2個(gè)著火氣缸在反轉(zhuǎn)到其最大轉(zhuǎn)角前2°左右點(diǎn)火，正轉(zhuǎn)過程轉(zhuǎn)速較高，有利于直噴汽油機(jī)的直接起動(dòng)。

汽油機(jī); 直接起動(dòng); 運(yùn)動(dòng)學(xué); 模擬

0　引言

起動(dòng)-停止(start-stop)技術(shù)，即汽車在交通路口遇到紅燈時(shí)熄火，綠燈亮?xí)r直接起動(dòng)，可以有效地避免汽車在怠速工況下的燃油消耗和尾氣排放[1-4]。傳統(tǒng)汽油機(jī)依靠起動(dòng)機(jī)來驅(qū)動(dòng)曲軸轉(zhuǎn)動(dòng)，同時(shí)噴油和點(diǎn)火，實(shí)現(xiàn)起動(dòng)。日本馬自達(dá)公司2005年開發(fā)出的直噴汽油機(jī)智能怠速停止系統(tǒng)能在停機(jī)的情況下，將燃油直接噴入處于壓縮或膨脹沖程的氣缸，然后進(jìn)行點(diǎn)火以實(shí)現(xiàn)混合氣的著火和燃燒，從而實(shí)現(xiàn)直接起動(dòng)[5]。

為了揭示直噴汽油機(jī)直接起動(dòng)過程中噴油和點(diǎn)火策略對(duì)首個(gè)著火氣缸燃燒后運(yùn)動(dòng)規(guī)律的影響，本文使用三維CFD數(shù)值模擬和一維運(yùn)動(dòng)學(xué)模擬相結(jié)合的方法，模擬了直噴汽油機(jī)在直接起動(dòng)階段的運(yùn)動(dòng)學(xué)特性。

1　數(shù)值模型的建立與驗(yàn)證

1.1CFD模型的建立和驗(yàn)證

直噴汽油機(jī)的基本參數(shù)見表1。采用靜態(tài)網(wǎng)格計(jì)算直噴汽油機(jī)直接起動(dòng)階段首個(gè)著火氣缸內(nèi)噴霧和燃燒過程，靜態(tài)網(wǎng)格由Fire軟件自帶的Fame Advanced Hybrid自動(dòng)網(wǎng)格生成器得到。采用移動(dòng)網(wǎng)格計(jì)算直噴汽油機(jī)整個(gè)循環(huán)，移動(dòng)網(wǎng)格由Fire軟件自帶的FAME Engine Plus得到。網(wǎng)格為六面體結(jié)構(gòu)，近壁區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化貼體網(wǎng)格。網(wǎng)格大小為2 mm，但在火花塞間隙及進(jìn)排氣門與氣門座區(qū)域進(jìn)行局部細(xì)化，以保證網(wǎng)格質(zhì)量。

表1　直噴汽油機(jī)參數(shù)

模擬時(shí)，選用k-ξ-f湍流模型計(jì)算缸內(nèi)氣體的湍流運(yùn)動(dòng)；采用離散液滴模型計(jì)算噴霧，包括噴霧粒子的蒸發(fā)、破碎、粒子相互作用、湍流擴(kuò)散和碰壁等子模型，其中液滴破碎采用KH-RT模型，液滴蒸發(fā)采用Dukowicz模型，液滴撞壁采用Bai-Gosman模型，液滴相互作用采用Schimidt-O’Rouke模型。液滴的湍流擴(kuò)散依據(jù)Gosman和Ioannidis提出的隨機(jī)擴(kuò)散方法進(jìn)行計(jì)算，燃燒模型采用ECFM模型。

本文模擬了轉(zhuǎn)速為1500 r/min、平均指示壓力(IMEP)為0.14 MPa時(shí)直噴汽油機(jī)的工作過程，以驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。圖1給出了氣缸壓力變化曲線的試驗(yàn)值和模擬結(jié)果對(duì)比?？梢钥闯?，模擬計(jì)算得到的氣缸壓力曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，說明本文建立的直噴汽油機(jī)模型可以較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)其工作過程。

圖1　氣缸壓力的試驗(yàn)值與模擬結(jié)果對(duì)比

1.2運(yùn)動(dòng)學(xué)模型的建立和驗(yàn)證

空載運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，直噴汽油機(jī)的運(yùn)動(dòng)學(xué)方程為

(1)

ε=dω/dt=d2φ/dt2

式中，z為直噴汽油機(jī)氣缸數(shù)；Tgi為第i缸內(nèi)氣體產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩；Tj為活塞連桿等產(chǎn)生的往復(fù)慣性轉(zhuǎn)矩；Tm為平均摩擦力矩；J為直噴汽油機(jī)的總轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；ε為曲軸轉(zhuǎn)動(dòng)角加速度；ω為直噴汽油機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)的角速度；φ為曲軸轉(zhuǎn)角。

式(1)中，Tgi由各氣缸內(nèi)壓力來計(jì)算，Tj由直噴汽油機(jī)的轉(zhuǎn)速?zèng)Q定。J和Tm通過附加轉(zhuǎn)動(dòng)慣量法[6]來確定。其計(jì)算公式分別為

J=-(JaΔωa-JbΔωb)/(Δωa-Δωb)

(2)

Tm=-(J+Ja)Δωa/T

(3)

式中，Ja、Jb分別為直噴汽油機(jī)在飛輪端分別安裝的不同附加質(zhì)量塊的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；Δωa、Δωb分別為不同附加質(zhì)量塊下停機(jī)過程中一個(gè)工作循環(huán)前后的角速度減小值；T為該工作循環(huán)的周期。

具體的測(cè)試過程如下：在飛輪端裝有一定附加質(zhì)量塊時(shí)，起動(dòng)直噴汽油機(jī)使其在怠速條件下運(yùn)轉(zhuǎn)，然后關(guān)掉點(diǎn)火開關(guān)，在轉(zhuǎn)動(dòng)慣性力的作用下，直噴汽油機(jī)減速運(yùn)轉(zhuǎn)，同時(shí)用數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄曲軸角標(biāo)信號(hào)傳感器輸出的高低電平。為了便于分辨，圖2給出了一個(gè)工作循環(huán)中采集到的部分?jǐn)?shù)據(jù)。數(shù)據(jù)采集頻率為100 kHz，設(shè)第1個(gè)采集點(diǎn)對(duì)應(yīng)的時(shí)刻為0，則第k個(gè)采集點(diǎn)對(duì)應(yīng)的時(shí)刻為(k-1)/105s；角標(biāo)信號(hào)傳感器的分辨率為0.5°，設(shè)第1個(gè)下降沿對(duì)應(yīng)的角度為0,則第j個(gè)下降沿對(duì)應(yīng)的角度為0.5(j-1)°，這樣就得到了直噴汽油機(jī)曲軸轉(zhuǎn)角隨時(shí)間t的變化歷程。

圖2　減速過程中角標(biāo)傳感器的輸出電壓信號(hào)

對(duì)圖2中第k個(gè)離散點(diǎn)(θk,tk)值進(jìn)行差分計(jì)算，即可求得直噴汽油機(jī)瞬時(shí)轉(zhuǎn)速隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化歷程，如圖3所示。

圖3　直噴汽油機(jī)瞬時(shí)轉(zhuǎn)速隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化歷程

在此基礎(chǔ)上，選取平均轉(zhuǎn)速一定的一個(gè)工作循環(huán),在附加質(zhì)量塊的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為Ja的情況下,得到該工作循環(huán)前后的角速度ωa(0)和ωa(T)，計(jì)算出該附加質(zhì)量塊下停機(jī)過程一個(gè)工作循環(huán)前后的角速度減小值Δωa。為了減小試驗(yàn)過程中的隨機(jī)誤差，Δωa取幾次試驗(yàn)的平均值。同理,在附加質(zhì)量塊的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為Jb的情況下,通過試驗(yàn)得到停機(jī)過程一個(gè)工作循環(huán)前后的角速度減小值Δωb。

表2給出了在飛輪端分別安裝轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為0.076 77 kg·m2和0.1167 kg·m2的附加質(zhì)量塊時(shí)，在一個(gè)工作循環(huán)前后直噴汽油機(jī)角速度及其變化情況。

由表2計(jì)算得到直噴汽油機(jī)的總轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為0.154 kg·m2，平均摩擦轉(zhuǎn)矩為11.2 N·m。

表2　不同附加質(zhì)量塊下直噴汽油機(jī)在一個(gè)工作循環(huán)起止點(diǎn)的角速度　rad/s

根據(jù)式(1)，用MATLAB建立了直噴汽油機(jī)的一維運(yùn)動(dòng)學(xué)模型，并通過該模型計(jì)算得到直噴汽油機(jī)在停機(jī)過程中的轉(zhuǎn)速曲線。圖4所示為開始停油時(shí)刻發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為800 r/min時(shí)停機(jī)過程中直噴汽油機(jī)轉(zhuǎn)速變化的試驗(yàn)值和計(jì)算值的對(duì)比曲線?？梢钥闯?，由一維運(yùn)動(dòng)學(xué)模型計(jì)算得到的直噴汽油機(jī)瞬時(shí)轉(zhuǎn)速與實(shí)測(cè)值很接近。這說明所建立的一維運(yùn)動(dòng)學(xué)模型可以用來計(jì)算直噴汽油機(jī)的瞬時(shí)轉(zhuǎn)速。

圖4　停機(jī)過程直噴汽油機(jī)轉(zhuǎn)速的試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比

2　首個(gè)著火氣缸的燃燒及反轉(zhuǎn)過程中的運(yùn)動(dòng)特性

2.1直接起動(dòng)時(shí)首個(gè)著火氣缸初始參數(shù)的設(shè)置

在停機(jī)過程中，直噴汽油機(jī)壓縮缸中活塞停止在壓縮上止點(diǎn)前60°～ 120°的概率較大[7-8]。在直接起動(dòng)過程中，為了使第2個(gè)著火氣缸里有盡可能多的空氣，以便其缸內(nèi)混合氣著火后實(shí)現(xiàn)正轉(zhuǎn)，首個(gè)著火氣缸活塞應(yīng)盡量靠近上止點(diǎn)。選取壓縮缸活塞停止在上止點(diǎn)前(BTDC)60°。

模擬時(shí)假設(shè)油軌中的燃油壓力為5 MPa，且缸內(nèi)空氣壓力與大氣壓力相等，設(shè)為0.1 MPa。此時(shí)，活塞頂、燃燒室頂和氣缸壁的溫度均為450 K。缸內(nèi)空氣在停機(jī)過程中因?yàn)槿紵冶诿娴募訜嶙饔枚箿囟壬仙?，初始溫度設(shè)為400 K。

直接起動(dòng)時(shí)，第1個(gè)著火氣缸開始燃燒后，燃?xì)猱a(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩大于直噴汽油機(jī)的靜摩擦轉(zhuǎn)矩時(shí)，直噴汽油機(jī)才開始發(fā)生反轉(zhuǎn)。根據(jù)缸內(nèi)空氣的初始狀態(tài)，缸內(nèi)混合氣燃燒放出約45 J的熱量就能滿足反轉(zhuǎn)的條件。而在上述停機(jī)位置下，燃空當(dāng)量比為1的混合氣完全燃燒放熱量為400 J，遠(yuǎn)大于使直噴汽油機(jī)發(fā)生反轉(zhuǎn)的最小能量。因此，在本文所假設(shè)的停機(jī)位置下，直噴汽油機(jī)可以實(shí)現(xiàn)直接起動(dòng)反轉(zhuǎn)。

根據(jù)各缸氣體壓力和阻力關(guān)系，采用運(yùn)動(dòng)學(xué)方法可以得到直噴汽油機(jī)反轉(zhuǎn)過程中的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。在著火燃燒的初始階段，由于直噴汽油機(jī)的反轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速很低，轉(zhuǎn)動(dòng)的角度小于2°，氣缸容積由189.9 mL變化到197.8 mL，氣缸容積變化小于5%，為簡(jiǎn)化計(jì)算，近似認(rèn)為在第1個(gè)著火氣缸內(nèi)壓力達(dá)到最大值前的燃燒過程為定容燃燒。循環(huán)噴油量按平均過量空氣系數(shù)為1進(jìn)行設(shè)定。

2.2噴油策略和點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)燃燒的影響

為了研究噴油策略對(duì)首個(gè)著火氣缸內(nèi)混合氣的形成和燃燒過程的影響，模擬了單次噴射和兩次噴射兩種噴油策略。各算例設(shè)置見表3。

表3　噴油策略

圖5給出了算例1～算例6情況下噴油后火花塞附近燃空當(dāng)量比隨時(shí)間的變化曲線。為便于比較，兩次噴油策略下，噴油后的時(shí)間是指第2次噴油后的時(shí)間。在各種噴油策略下，為使缸內(nèi)混合氣能被可靠地點(diǎn)著，分別選取火花塞附近混合氣的燃空當(dāng)量比在0.8～1.2范圍內(nèi)的幾個(gè)時(shí)刻作為點(diǎn)火時(shí)刻，以比較首個(gè)著火氣缸中的燃燒過程特點(diǎn)。點(diǎn)火時(shí)刻的選取范圍如圖5所示。

圖5　不同噴油策略下火花塞附近燃空當(dāng)量比隨噴油后時(shí)間的變化趨勢(shì)

直接起動(dòng)時(shí)，首個(gè)著火氣缸內(nèi)混合氣的燃燒情況直接影響直噴汽油機(jī)的反轉(zhuǎn)過程，其主要的影響因素是缸內(nèi)混合氣燃燒后的最大氣缸壓力。圖6給出了不同噴油策略和點(diǎn)火時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)混合氣燃燒后的最大氣缸壓力。圖6與圖5中各噴油策略下的點(diǎn)火時(shí)刻一一對(duì)應(yīng)。

圖6　噴油策略和點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)燃燒的影響

最大氣缸壓力的大小受到點(diǎn)火時(shí)缸內(nèi)混合氣濃度分布及可燃混合氣量的影響，而混合氣的分布及可燃混合氣量又受到噴油策略和點(diǎn)火時(shí)刻的控制。

從圖6可以看出，無論是單次噴油策略還是兩次噴油策略，在同一噴油策略下，不同點(diǎn)火時(shí)刻下所對(duì)應(yīng)的最大氣缸壓力均隨點(diǎn)火時(shí)刻的推遲而增大。這是因?yàn)椋环矫骐S著點(diǎn)火時(shí)刻推遲，噴油后燃油有更多的時(shí)間與空氣混合；另一方面，燃油從缸壁的吸熱量也在增加，有利于混合氣的形成，同時(shí)點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)可燃混合氣量增加，這樣缸內(nèi)混合氣燃燒過程的累積放熱量增大，這對(duì)增大最大氣缸壓力有利。

與算例1相比，采用兩次噴油后，在各點(diǎn)火時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的最大氣缸壓力均較大，采用兩次噴油，燃油有更多的機(jī)會(huì)與缸內(nèi)空氣混合，在點(diǎn)火時(shí)刻處于可燃范圍內(nèi)的混合氣量較大，可提高燃燒速率。在算例2～算例6下，兩次噴油時(shí)間間隔對(duì)最大氣缸壓力大小的影響趨勢(shì)如下：隨著兩次噴油時(shí)間間隔的增大，最大氣缸壓力先增大后減小，兩次噴油時(shí)間間隔為40 ms的算例5下最大氣缸壓力最大。與算例5相比，算例6的兩次噴油時(shí)間間隔更長(zhǎng)，但混合氣著火后的最大氣缸壓力較小，這是因?yàn)樗憷?下混合氣分布不合理，使得缸內(nèi)混合氣燃燒速率減小。

2.3反轉(zhuǎn)過程的一維運(yùn)動(dòng)學(xué)模型設(shè)置

直噴汽油機(jī)直接起動(dòng)時(shí)，直接向壓縮氣缸內(nèi)噴油與點(diǎn)火，當(dāng)混合氣燃燒后氣缸壓力所產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩大于靜摩擦轉(zhuǎn)矩后，直噴汽油機(jī)開始反轉(zhuǎn)。在反轉(zhuǎn)過程中，直噴汽油機(jī)的轉(zhuǎn)速可以通過一維運(yùn)動(dòng)學(xué)模型進(jìn)行計(jì)算。

在進(jìn)行直噴汽油機(jī)的一維運(yùn)動(dòng)學(xué)計(jì)算時(shí)，假定1缸停于壓縮行程。根據(jù)發(fā)火順序，在反轉(zhuǎn)過程中，直噴汽油機(jī)1、2、3、4缸分別處于膨脹、壓縮、排氣、進(jìn)氣行程，各氣缸內(nèi)的壓力分別用p1、p2、p3、p4表示。

2缸處于壓縮行程，起動(dòng)時(shí)的初始?jí)毫?.1MPa，在起動(dòng)過程中可認(rèn)為缸內(nèi)的空氣處于多變壓縮過程，多變指數(shù)γ取1.35。

3缸在反轉(zhuǎn)過程中處于進(jìn)氣門打開的排氣過程，由于節(jié)氣門的節(jié)流作用，可以認(rèn)為p3=0.12MPa。

4缸在反轉(zhuǎn)過程中處于排氣門打開的進(jìn)氣過程，可以認(rèn)為p4=0.1 MPa。

根據(jù)上述參數(shù)設(shè)定和計(jì)算，即可得到反轉(zhuǎn)過程中直噴汽油機(jī)的瞬時(shí)轉(zhuǎn)速。

2.4反轉(zhuǎn)過程中的運(yùn)動(dòng)特性

直接起動(dòng)時(shí)，首個(gè)著火氣缸著火后直噴汽油機(jī)開始反轉(zhuǎn)，反轉(zhuǎn)過程轉(zhuǎn)過的角度將在很大程度上決定直接起動(dòng)能否實(shí)現(xiàn)。若反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的角度太大，直噴汽油機(jī)連續(xù)反轉(zhuǎn)而無法直接起動(dòng)；若反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的角度太小，則第2個(gè)著火氣缸燃燒后的氣缸壓力較小，正轉(zhuǎn)能量較小，也不能實(shí)現(xiàn)直接起動(dòng)。

為了研究首個(gè)著火氣缸噴油策略和點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)反轉(zhuǎn)過程的影響，本文通過一維運(yùn)動(dòng)學(xué)模型計(jì)算了算例1～算例6不同點(diǎn)火時(shí)刻下所對(duì)應(yīng)的反轉(zhuǎn)過程中直噴汽油機(jī)的轉(zhuǎn)速。

圖7a給出了在不同噴油策略和點(diǎn)火時(shí)刻下首個(gè)著火氣缸燃燒后反轉(zhuǎn)過程中直噴汽油機(jī)的轉(zhuǎn)速和1缸氣缸壓力變化曲線。圖7a中，算例1(17 ms)表示在算例1情況下噴油后17 ms(ASOI 17 ms，由圖6確定)點(diǎn)火，算例5(38 ms)表示算例5情況下第2次噴油后38 ms(ASOI238 ms)點(diǎn)火?？梢钥闯觯鸷?缸內(nèi)的壓力很快增大到最大值，這是因?yàn)楦變?nèi)混合氣著火后，直噴汽油機(jī)并未馬上轉(zhuǎn)動(dòng)，只有當(dāng)氣缸內(nèi)的壓力所產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩大于阻力矩后，它才開始轉(zhuǎn)動(dòng)，此時(shí)轉(zhuǎn)速很低，缸內(nèi)混合氣燃燒過程中直噴汽油機(jī)轉(zhuǎn)過的角度很小。還可以看出，與算例1情況下ASOI 17 ms時(shí)點(diǎn)火相比，算例5情況下ASOI250 ms時(shí)點(diǎn)火在反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度更大，原因如下：一方面，算例5定容燃燒時(shí)燃燒后達(dá)到的最大氣缸壓力更大(圖6)；另一方面，算例5情況下缸內(nèi)混合氣燃燒速率較大，在燃燒過程中直噴汽油機(jī)轉(zhuǎn)過的角度較小，缸內(nèi)混合氣膨脹做功的能力較強(qiáng)。

圖7b給出了不同噴油策略和點(diǎn)火時(shí)刻下所對(duì)應(yīng)的直噴汽油機(jī)在反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度。可以看出，無論采用單次噴油還是兩次噴油，直噴汽油機(jī)在反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度都不超過120°，即不會(huì)反轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)過1缸下止點(diǎn)而發(fā)生連續(xù)反轉(zhuǎn)。在這種情況下，反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的角度越大，2缸被壓縮的程度就越大，直噴汽油機(jī)就越容易由反轉(zhuǎn)變?yōu)檎D(zhuǎn)，實(shí)現(xiàn)直接起動(dòng)[8]。

(a)反轉(zhuǎn)過程中的轉(zhuǎn)速和氣缸壓力變化曲線

(b)反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度圖7　不同噴油策略和點(diǎn)火時(shí)刻下的反轉(zhuǎn)過程

直噴汽油機(jī)在反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度主要受1缸混合氣著火后的最大氣缸壓力和1缸中的燃燒速率這兩個(gè)因素的影響。顯然，最大氣缸壓力越大，反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度越大；而當(dāng)最大氣缸壓力一定時(shí)，燃燒速率越大，燃燒過程中膨脹的角度越小，則缸內(nèi)混合氣膨脹做功的能力越強(qiáng)，反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度也越大。

由圖7b還可以看出，噴油策略和點(diǎn)火時(shí)刻影響直噴汽油機(jī)反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度的大體趨勢(shì)如下：在同一噴油策略下，隨著點(diǎn)火時(shí)刻的推遲，反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度增大；噴油策略不同時(shí)，兩次噴油比單次噴油時(shí)直噴汽油機(jī)在反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度更大，且隨著兩次噴油時(shí)間間隔的增大，反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度增大，這與噴油策略和點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)最大氣缸壓力的影響趨勢(shì)是一致的。但在算例3下，點(diǎn)火時(shí)刻為ASOI250 ms時(shí)最大氣缸壓力比點(diǎn)火時(shí)刻為ASOI230 ms時(shí)更大，而反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度更小。這是點(diǎn)火時(shí)刻為ASOI250 ms時(shí)缸內(nèi)混合氣的燃燒速率較小造成的。

3　第2個(gè)著火循環(huán)時(shí)正轉(zhuǎn)過程模擬

直接起動(dòng)時(shí)，首個(gè)氣缸著火后直噴汽油機(jī)開始反轉(zhuǎn)，當(dāng)?shù)?個(gè)著火氣缸燃燒后，在其氣缸內(nèi)壓力產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩作用下，直噴汽油機(jī)由反轉(zhuǎn)變?yōu)檎D(zhuǎn)，在正轉(zhuǎn)過程中必須轉(zhuǎn)過第2個(gè)著火氣缸的下止點(diǎn)，否則起動(dòng)失敗。因此，在直接起動(dòng)過程中，首個(gè)著火氣缸的噴油和點(diǎn)火策略合適的情況下，第2個(gè)著火氣缸的噴油和點(diǎn)火策略的控制也很重要。

在反轉(zhuǎn)過程中直噴汽油機(jī)的轉(zhuǎn)速一直在變化，很難協(xié)同控制噴油和點(diǎn)火時(shí)刻從而使第2個(gè)著火氣缸內(nèi)形成合適的分層混合氣。因此，在剛開始反轉(zhuǎn)的時(shí)刻向第2個(gè)著火氣缸噴油，混合氣形成時(shí)間較長(zhǎng)，可以形成較均勻的混合氣。

由上文可知，在首個(gè)著火氣缸采用時(shí)間間隔為40 ms的兩次噴油策略、點(diǎn)火時(shí)刻為ASOI238 ms的工況下，若在反轉(zhuǎn)過程中第2個(gè)著火氣缸不進(jìn)行噴油和點(diǎn)火，直噴汽油機(jī)最大只能反轉(zhuǎn)到第2個(gè)著火氣缸上止點(diǎn)前38°。因此，以該工況為對(duì)象，研究第2個(gè)著火氣缸的點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)直噴汽油機(jī)正轉(zhuǎn)的影響。通過CFD模擬計(jì)算了第2個(gè)著火氣缸噴油時(shí)刻為上止點(diǎn)前120°，點(diǎn)火時(shí)刻分別為上止點(diǎn)前46°(開始正轉(zhuǎn)前)、上止點(diǎn)前40°(開始正轉(zhuǎn)前)、上止點(diǎn)前38°(即反轉(zhuǎn)到最大角度時(shí))、上止點(diǎn)前40°(開始正轉(zhuǎn)后)以及上止點(diǎn)前42°(開始正轉(zhuǎn)后)時(shí)缸內(nèi)混合氣的燃燒過程，并通過一維運(yùn)動(dòng)學(xué)模型計(jì)算得到在各點(diǎn)火時(shí)刻下正轉(zhuǎn)時(shí)的轉(zhuǎn)速。

3.1正轉(zhuǎn)過程的一維運(yùn)動(dòng)學(xué)模擬

若2缸在反轉(zhuǎn)到上止點(diǎn)前38°之前點(diǎn)火，則2缸內(nèi)混合氣著火后氣缸壓力迅速增大，并使反轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速提前降為零，通過將2缸中的壓力代入反轉(zhuǎn)過程中的一維動(dòng)力學(xué)模型，可以計(jì)算出此時(shí)2缸反轉(zhuǎn)變?yōu)檎D(zhuǎn)的曲軸轉(zhuǎn)角。當(dāng)2缸在上止點(diǎn)前38°或之后點(diǎn)火，直噴汽油機(jī)正轉(zhuǎn)開始的角度為上止點(diǎn)前38°。

在2缸著火后直噴汽油機(jī)由反轉(zhuǎn)變?yōu)檎D(zhuǎn)時(shí)，要使其直接起動(dòng)成功，必須連續(xù)正轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)過2缸下止點(diǎn)和1缸下止點(diǎn)。由于1缸在之前的燃燒過程后未進(jìn)行換氣，無法實(shí)現(xiàn)著火，直噴汽油機(jī)必須依靠慣性和各氣缸內(nèi)壓力所產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)過1缸下止點(diǎn)(即3缸上止點(diǎn))。在此之后3缸內(nèi)混合氣燃燒后產(chǎn)生強(qiáng)大的轉(zhuǎn)矩，才能實(shí)現(xiàn)直接起動(dòng)。

直噴汽油機(jī)由反轉(zhuǎn)變?yōu)檎D(zhuǎn)后，在活塞轉(zhuǎn)過2缸下止點(diǎn)前后1缸依次處于壓縮、膨脹行程，則根據(jù)發(fā)火順序可以確定其余各缸所處的行程。各氣缸內(nèi)壓力設(shè)定如下。

1缸在正轉(zhuǎn)開始時(shí)刻的缸內(nèi)初始?jí)毫νㄟ^反轉(zhuǎn)過程的一維計(jì)算可以得到(即反轉(zhuǎn)結(jié)束時(shí)刻的1缸氣缸壓力，其大小與2缸點(diǎn)火時(shí)刻相關(guān))。在壓縮和膨脹過程中，1缸內(nèi)的壓力可通過多變指數(shù)γ為1.35的壓縮或膨脹過程計(jì)算得到。

在活塞轉(zhuǎn)過2缸下止點(diǎn)前后，3缸依次經(jīng)過進(jìn)氣和壓縮行程，在進(jìn)氣過程中氣缸壓力設(shè)為p3=0.08MPa，在壓縮過程中按多變指數(shù)γ為1.35的壓縮過程計(jì)算得到。

在活塞轉(zhuǎn)過2缸下止點(diǎn)前后，4缸依次經(jīng)過排氣、進(jìn)氣行程，氣缸壓力分別設(shè)為0.1 MPa和0.08 MPa。

3.2正轉(zhuǎn)過程中的運(yùn)動(dòng)特性

圖8給出了1缸采用時(shí)間間隔為40 ms的兩次噴油策略、點(diǎn)火時(shí)刻為ASOI238 ms時(shí)，2缸分別在不同點(diǎn)火時(shí)刻下所對(duì)應(yīng)的正轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速曲線。圖8中，46°BTDC-正轉(zhuǎn)前表示2缸在上止點(diǎn)前46°(正轉(zhuǎn)開始前)點(diǎn)火。

圖8　正轉(zhuǎn)過程的轉(zhuǎn)速曲線

從圖8可以看出，2缸點(diǎn)火時(shí)刻為上止點(diǎn)前38°時(shí)，直噴汽油機(jī)能連續(xù)轉(zhuǎn)過2缸下止點(diǎn)和1缸下止點(diǎn)，成功實(shí)現(xiàn)直接起動(dòng)。以該點(diǎn)火時(shí)刻作為參照，點(diǎn)火時(shí)刻略微提前，當(dāng)點(diǎn)火時(shí)刻為上止點(diǎn)前40°(開始正轉(zhuǎn)前)時(shí)，正轉(zhuǎn)過程轉(zhuǎn)速增大，對(duì)直接起動(dòng)有利；點(diǎn)火時(shí)刻繼續(xù)提前，當(dāng)點(diǎn)火時(shí)刻為上止點(diǎn)前46°(開始正轉(zhuǎn)前)時(shí)，正轉(zhuǎn)過程轉(zhuǎn)速減小，且直噴汽油機(jī)不能轉(zhuǎn)過2缸下止點(diǎn)。2缸在開始正轉(zhuǎn)前點(diǎn)火，點(diǎn)火時(shí)刻的提前對(duì)直接起動(dòng)有以下兩方面的影響：①在直噴汽油機(jī)反轉(zhuǎn)過程中2缸內(nèi)混合氣著火后壓力增大，會(huì)使反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的角度減小，這樣活塞離2缸上止點(diǎn)較遠(yuǎn)，正轉(zhuǎn)過程做功的曲軸轉(zhuǎn)角范圍減小，對(duì)提高正轉(zhuǎn)過程的轉(zhuǎn)速不利；②由于缸內(nèi)混合氣著火提前，剛開始反轉(zhuǎn)時(shí)2缸氣缸壓力已經(jīng)增大，直噴汽油機(jī)在正轉(zhuǎn)過程的膨脹做功能力增強(qiáng)，對(duì)提高正轉(zhuǎn)過程的轉(zhuǎn)速有利。因此，2缸點(diǎn)火時(shí)刻有一個(gè)最佳點(diǎn)。在反轉(zhuǎn)到接近最大反轉(zhuǎn)角度時(shí)點(diǎn)火，直噴汽油機(jī)在正轉(zhuǎn)過程中的膨脹做功能力最強(qiáng)，正轉(zhuǎn)過程轉(zhuǎn)速增大。點(diǎn)火時(shí)刻提前或推遲，都將導(dǎo)致正轉(zhuǎn)過程中做功能力減弱，正轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速減小。

當(dāng)2缸在開始正轉(zhuǎn)后點(diǎn)火，缸內(nèi)混合氣著火推遲，正轉(zhuǎn)過程做功的曲軸轉(zhuǎn)角范圍減小，剛開始正轉(zhuǎn)時(shí)氣缸壓力較小，直噴汽油機(jī)的膨脹做功能力也減弱，正轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速減小。當(dāng)2缸點(diǎn)火時(shí)刻為上止點(diǎn)前42°(開始正轉(zhuǎn)后)時(shí)，直噴汽油機(jī)無法轉(zhuǎn)過2缸下止點(diǎn)，故無法實(shí)現(xiàn)直接起動(dòng)。

4　結(jié)論

(1)首個(gè)著火氣缸采用兩次噴油策略時(shí)，缸內(nèi)混合氣燃燒后的最大氣缸壓力較大。無論是單次噴油還是兩次噴油，較晚的點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)混合氣燃燒后的最大氣缸壓力較大。

(2)首個(gè)著火氣缸采用兩次噴油策略，且點(diǎn)火時(shí)刻較晚時(shí)，直噴汽油機(jī)反轉(zhuǎn)過程中轉(zhuǎn)過的最大角度較大；但若點(diǎn)火時(shí)刻太晚，反轉(zhuǎn)過程轉(zhuǎn)過的最大角度將減小。

(3)第2個(gè)著火氣缸的點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)正轉(zhuǎn)過程轉(zhuǎn)速有很大影響。在反轉(zhuǎn)到最大角度前2°左右點(diǎn)火，正轉(zhuǎn)過程轉(zhuǎn)速最大，最有利于直噴汽油機(jī)的直接起動(dòng)；提前或推遲點(diǎn)火，均不利于直噴汽油機(jī)的直接起動(dòng)。

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(編輯陳勇)

Simulation of Kinematics Characteristics of a Direct Injection Gasoline Engine at Direct Start

Cao ZhichengHe Bangquan

State Key Laboratory of Engines,Tianjin University,Tianjin,300072

A three-dimensional model and a one-dimensional kinematics model for a direct injection gasoline engine were established and validated through engine experiments. The combustion characteristics in the first firing cylinder and the kinematics characteristics of the engine under the conditions of forward and reverse rotation were simulated when different fuel injection methods and spark ignition timings were employed at direct start. The results show that the peak cylinder pressure in the first firing cylinder after combustion in the cases of split injection is higher than that at single injection. But its magnitude is affected by spark ignition timing. Higher peak cylinder pressure increases the crank angles,which the engine can move in the reverse rotation direction. The engine speed in the forward rotation direction is the largest when the sequent cylinder is ignited at about 2° before the biggest reverse crank angles in both single injection and split injection, which is helpful to a successful direct start.

gasoline engine; direct start; kinematics; simulation

2013-09-06

國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(863計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2006AA110107)

TK412.3DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2015.02.008

曹志成，男，1988年生。天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室碩士研究生。主要研究方向?yàn)榛鸹c(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程數(shù)值模擬。何邦全，男，1964年生。天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室副教授。