王佳，劉向龍，許伯彥

(1.山東建筑大學(xué) 機電工程學(xué)院，山東 濟南　250101;2.山東協(xié)和學(xué)院，山東 濟南　250101)

引言

近年來，隨著社會經(jīng)濟持續(xù)快速發(fā)展，由汽車產(chǎn)業(yè)飛速發(fā)展帶來的能源問題也日益嚴重，發(fā)展電動汽車成為解決能源問題的重要途徑之一。增程式電動汽車由于具有行駛里程長、能耗低、燃油經(jīng)濟性好、使用便利等優(yōu)點，成為當(dāng)前電動汽車發(fā)展的主流方向之一[1]。美國通用汽車公司量產(chǎn)的增程式電動車雪佛蘭沃藍達截至2016年8月累計銷量超過10萬輛；德國寶馬公司的BMW i3 增程式電動汽車正式進入國家工信部新能源型錄，且于2015年9月進入中國市場[2]；另外，與四沖程發(fā)動機相比，二沖程發(fā)動機結(jié)構(gòu)簡單、轉(zhuǎn)速高、比功率大。因此，將它開發(fā)為增程式電動汽車發(fā)電機組用發(fā)動機有著種種優(yōu)勢。雖然增程式電動汽車發(fā)電機組用二沖程發(fā)動機的運行工況(中等負荷、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)濟性，但是，從純電動模式轉(zhuǎn)入增程模式時，如果發(fā)動機冷起動后馬上進入高速、較大負荷下運轉(zhuǎn)將非常不利于發(fā)動機的可靠性和排放性，這樣有必要設(shè)定在進入增程模式前預(yù)留發(fā)動機冷起動-暖機過渡的提前時間，而起動-過渡運轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負荷)采用均質(zhì)理論混合氣時也有利于減少暖機時間以及加速尾氣催化器的升溫[3]。因此，以增程式電動汽車在進入增程模式前的起動-過渡運轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負荷)為研究對象，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汽車用攜帶方便的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)動機在起動-過渡運轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負荷)下缸內(nèi)均質(zhì)混合氣的形成和燃燒過程。

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)動機中混合氣的形成主要與燃燒室的形狀、火花塞位置、缸內(nèi)氣流運動形態(tài)等因素有關(guān)。常見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)在氣流弱的時候不能將混合氣送到火花塞附近，噴霧引導(dǎo)對噴霧質(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)點的適用性更強的燃燒系統(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。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)過噴霧和壁面引導(dǎo)后與火花塞不直接接觸，避免燃油潤濕火花塞[6]。

表1　紋影試驗條件

2　計算模型及計算可行性驗證

2.1　計算模型的選擇

在發(fā)動機工作過程中，缸內(nèi)氣體時刻做不規(guī)則湍流流動，在這個過程中必然會遵循質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程、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Fire V2011中原有的蒸發(fā)模型進行的修正[7]。

2.2　計算方法可行性驗證

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

圖2　LPG自由噴霧發(fā)展過程

圖3　LPG噴霧貫穿距離計算結(jié)果和試驗結(jié)果的比較

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

2.3　網(wǎng)格模型的建立

a)上止點時網(wǎng)格圖像　　　　　b)下止點時網(wǎng)格圖像圖4　網(wǎng)格模型

本文使用三維建模軟件Solidworks建立三維實體模型，并導(dǎo)入Fire中，然后使用Fame Engine Plus工具進行網(wǎng)格劃分[9]。由于在壓縮沖程中，發(fā)動機的進氣門關(guān)閉，進氣道對發(fā)動機工作過程沒有影響，因此可以使用不帶進氣道的網(wǎng)格。在進氣沖程中，部分負荷下進氣量相對減少，進氣門不需要全開，可以建立一個單進氣道的網(wǎng)格模型,如圖4所示。

圖4為部分負荷時上止點和下止點時網(wǎng)格圖像。利用建立的網(wǎng)格模型對發(fā)動機不同工況混合氣形成及燃燒進行解析。研究使用的發(fā)動機基本參數(shù)如表2。

表2　發(fā)動機基本參數(shù)

3　計算結(jié)果與分析

3.1　發(fā)動機缸內(nèi)混合氣形成過程的解析

發(fā)動機冷起動后如果立即進入高速、大負荷工況將不利于發(fā)動機的可靠性和排放性，因此，我們需要設(shè)定在進入增程模式前預(yù)留發(fā)動機冷起動-暖機過渡的提前時間，而起動-過渡運轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負荷)采用均質(zhì)理論混合氣能減少暖機時間以及加速尾氣催化器的升溫。二沖程發(fā)動機的結(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，但過早的噴油會導(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，所以有必要嚴格控制噴油時刻[10]。圖5是本文設(shè)定的起動-過渡工況下噴油持續(xù)時間為11 °CA，轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，不同噴射開始時刻(35 ℃A ABDC、45 ℃A ABDC)的缸內(nèi)混合氣形成的過程,初始壓力為0.95 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，顯然此時噴油過早。圖5b)表明，燃油在45 ℃A ABDC噴射，在關(guān)閉排氣口時，燃油全部被鎖定在氣缸內(nèi)，并且在點火時刻(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　不同噴射開始時刻缸內(nèi)均質(zhì)混合氣形成結(jié)果

3.2　發(fā)動機缸內(nèi)燃燒過程的解析

圖6為起動-過渡運轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負荷)下不同點火時刻(695 ℃A、700 ℃A、705 ℃A)缸內(nèi)溫度變化情況。

圖6　不同點火時刻缸內(nèi)溫度場分布

由圖6可知，越早點火對應(yīng)的火焰面密度越大，燃燒范圍越廣。同時，提前點火會加快缸內(nèi)燃燒速度，提早在上止點后達到最高溫度，彌補了LPG燃燒持續(xù)期長的問題[12]。但是，點火時刻也不宜過早。因為點火過早一方面會由于混合氣不均勻而無法形成均質(zhì)燃燒，另一方面可能導(dǎo)致大部分燃燒過程在上止點前發(fā)生，大大降低發(fā)動機的有效功率[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，不同點火時刻(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)到上止點后10～16 °CA時達到最大，此時能獲得發(fā)動機的最大功率[14]。通過比較不同點火時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，點火越早，缸內(nèi)最大壓力越大，達到最大壓力的時間也越早。如果在700 °CA時點火，曲軸轉(zhuǎn)到上止點后13 °CA前后時，缸內(nèi)壓力達到最大。由圖8可知，隨著點火時刻的提前，放熱率達到峰值的時間也逐漸向后延遲。在700 °CA時點火，放熱率峰值能達到最大且峰值出現(xiàn)的位置最接近上止點。另外，若以易于蒸發(fā)汽化的LPG作為發(fā)動機燃料，會出現(xiàn)火焰?zhèn)鞑ニ俣嚷⑷紵掷m(xù)期長等問題，適當(dāng)提高點火提前角有利于促進燃料充分燃燒。因此，點火時刻為700 °CA發(fā)動機燃燒特性最好[15]。

4　結(jié)論

1)本文提出一種增程式電動汽車發(fā)電機組用的二沖程缸內(nèi)直噴發(fā)動機噴霧-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噴霧過程并與相同條件下的數(shù)值模擬結(jié)果進行對比，結(jié)果顯示兩者具有高度一致性，從而驗證了該計算方法可行。

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

3)對起動-過渡運轉(zhuǎn)工況(2 000 r/min、20%負荷)下，缸內(nèi)均質(zhì)混合氣燃燒過程進行解析,得到不同點火時刻的溫度場、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)在上止點之后，且在混合氣形成過程中缸內(nèi)最高壓力隨著點火時間延遲而降低，點火時間越早，最高壓力越大。在20 °CA BTDC時點火，放熱率峰值最高，且峰值出現(xiàn)在上止點附近，燃燒特性最好[16]。

參考文獻：

[1]童濟仁.淺析國內(nèi)外增程式車發(fā)展現(xiàn)狀[J].汽車之家,2017(02).

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

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

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

[5]周重光，嚴兆大，王希珍.空燃比對LPG發(fā)動機排放特性影響的研究[J].內(nèi)燃機工程,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)動機性能優(yōu)化試驗研究[J].農(nóng)機化研究，2008.(9):147-149.

[8]顧維東，楊延相，蔡曉林，等. FAI二沖程直噴汽油機 缸內(nèi)流場的多維數(shù)值模擬研究[J].內(nèi)燃機學(xué)報，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].日本自動車技術(shù)會學(xué)術(shù)講演會前刷集, 67-09:11-16, JSAE 20095156.

[10]屈碧波.LPG缸內(nèi)直接噴射發(fā)動機三維模型仿真[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噴射形式對發(fā)動機性能的影響[J].內(nèi)燃機工程, 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)動機排放性能研究[J].農(nóng)業(yè)機械學(xué)報 .2005.36(3):34-36.

[14]周重光.LPG發(fā)動機三維燃燒模擬計算與試驗研究[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.