孫 承 張 毅 江 武 楊 靖 明 陽

1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙，4100822.湖北三江航天紅陽機(jī)電有限公司，孝感，432000

0 引言

與缸內(nèi)直噴汽油機(jī)相比，進(jìn)氣道燃油噴射式(port fuel injection, PFI)汽油機(jī)對(duì)燃油供給系統(tǒng)及噴油器的要求較低，廣泛應(yīng)用于高速摩托車汽油機(jī)領(lǐng)域[1-4]。然而，由于摩托車發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)緊湊，噴油器噴射壓力較小，燃油貫穿距離小，噴霧集中，使得燃油容易在進(jìn)氣道或進(jìn)氣門背面形成分布面積小、厚度較大的附壁油膜。同時(shí)，由于摩托車發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速很高，其單個(gè)工作循環(huán)所經(jīng)歷的時(shí)間相對(duì)于普通車用汽油機(jī)來說較短，因此燃油的揮發(fā)時(shí)間短，燃油與空氣在缸內(nèi)混合的時(shí)間也相對(duì)較短，使得混合氣質(zhì)量有惡化的趨勢(shì)，從而對(duì)汽油發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過程影響較大。

本文采用實(shí)驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算相結(jié)合的方法，根據(jù)氣道實(shí)驗(yàn)以及噴霧實(shí)驗(yàn)結(jié)果標(biāo)定計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)模型，研究摩托車用高速四沖程進(jìn)氣道燃油噴射式汽油機(jī)典型工況(轉(zhuǎn)速為7 500 r/min，全負(fù)荷)下噴油器孔徑、噴射角、噴油時(shí)刻以及二次噴射對(duì)缸內(nèi)混合氣形成的影響，為高速汽油機(jī)氣道燃油噴射參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 計(jì)算模型及實(shí)驗(yàn)標(biāo)定

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)及計(jì)算模型

研究對(duì)象為一臺(tái)摩托車用單缸進(jìn)氣道燃油噴射式高速汽油機(jī)，該汽油機(jī)基本參數(shù)如表1所示。采用CFD計(jì)算軟件CONVERGE建立其進(jìn)排氣道及燃燒室三維模型，如圖1所示。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)Tab.1 Engine parameters

圖1 汽油機(jī)三維模型Fig.1 Three-dimensional model of gasoline engine

發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣門和排氣門升程曲線見圖2。圖2中，曲軸轉(zhuǎn)角(CA)θ=360°處為進(jìn)氣上止點(diǎn)，進(jìn)氣門打開時(shí)刻曲軸轉(zhuǎn)角為340°，關(guān)閉時(shí)刻曲軸轉(zhuǎn)角為608°，排氣門打開時(shí)刻曲軸轉(zhuǎn)角為120°，關(guān)閉時(shí)刻曲軸轉(zhuǎn)角為401°。

圖2 氣門升程曲線Fig.2 Valve lift curve

在計(jì)算模型處理方面，采用自適應(yīng)網(wǎng)格加密方法對(duì)進(jìn)氣道區(qū)域網(wǎng)格在噴油開始后進(jìn)行網(wǎng)格加密、對(duì)進(jìn)氣門附近區(qū)域網(wǎng)格在氣門開啟到關(guān)閉的過程中進(jìn)行加密、對(duì)缸內(nèi)區(qū)域網(wǎng)格在進(jìn)氣門開啟后進(jìn)行加密，以保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

數(shù)值計(jì)算中湍流模型采用RNGk-ε模型[5]，壁面?zhèn)鳠崮Ｐ筒捎肙’Rourke模型[6]，噴霧碰壁模型采用Wall Film模型[7]，油滴碰撞模型采用O’Rourke Collision模型[8],蒸發(fā)模型采用Frossling Drop Evaporating 模型[9]，破碎模型采用KH-RT模型[10]。

1.2 邊界條件

當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、節(jié)氣門開度、噴油量一定時(shí)，影響混合氣形成的因素主要有噴油器的孔徑、噴射角度、噴油壓力和噴油時(shí)刻等。由于發(fā)動(dòng)機(jī)在高轉(zhuǎn)速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，燃油揮發(fā)時(shí)間短，容易在進(jìn)氣道上形成附壁油膜，因此選擇發(fā)動(dòng)機(jī)最高轉(zhuǎn)速為7 500 r/min、節(jié)氣門全開時(shí)的工況點(diǎn)，研究噴油器孔徑、噴油器安裝角度、噴油時(shí)刻及二次噴射對(duì)高轉(zhuǎn)速下進(jìn)氣道燃油噴射汽油機(jī)混合氣形成的影響。

計(jì)算模型設(shè)定的邊界條件和初始條件來自發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)，具體設(shè)置見表2。進(jìn)氣道入口采用的壓力邊界條件如圖3所示。

表2 初始及邊界條件Tab.2 Initial and boundary conditions

圖3 進(jìn)氣道入口壓力Fig.3 The pressure of inlet port

1.3 氣道模型驗(yàn)證

進(jìn)氣運(yùn)動(dòng)對(duì)混合氣形成影響較大[11],為了獲得準(zhǔn)確的氣道CFD模型，根據(jù)實(shí)驗(yàn)條件選擇等壓差法氣道穩(wěn)流實(shí)驗(yàn)[12]對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證。實(shí)驗(yàn)及CFD模型的數(shù)據(jù)處理采用AVL公司氣道性能指標(biāo)評(píng)價(jià)方法[13]得出不同氣門升程下的流量系數(shù)。

CFD計(jì)算所需邊界條件采用實(shí)驗(yàn)提供的壓力邊界條件，采用可壓縮理想空氣作為流動(dòng)介質(zhì)，初始溫度為299 K。采用氣體流動(dòng)控制方程和RNGk-ε湍流模型計(jì)算氣門升程從1～7.99 mm、間隔1 mm下的空氣流量系數(shù)。實(shí)驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比如圖4所示。

圖4 流量系數(shù)對(duì)比Fig.4 The comparison of flow coefficient

由圖4可知，CFD模型在不同升程下的流量系數(shù)值略大于實(shí)驗(yàn)結(jié)果值，這是由于CFD模型進(jìn)行了表面粗糙度、空氣物理特性等的簡(jiǎn)化，并且在實(shí)驗(yàn)中由于安裝、測(cè)量等技術(shù)性誤差導(dǎo)致模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在一定的偏差。但是仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果偏差小于5%，因此該CFD模型能夠反映實(shí)際的進(jìn)氣過程。

1.4 噴霧模型驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)過程中采用圖5所示的三款不同噴嘴。為了獲得各款噴油器準(zhǔn)確的噴霧數(shù)值模型[14]，在定容燃燒彈中采用紋影法拍攝得到了三款噴嘴的噴油過程圖片。其中噴油壓力為0.3 MPa，噴油量為13 mg，背壓為0.1 MPa，環(huán)境溫度為25 ℃，空氣濕度為80%。將實(shí)驗(yàn)值與噴霧數(shù)值模擬值進(jìn)行對(duì)比，噴霧模型的噴霧錐角及貫穿距與實(shí)驗(yàn)值偏差小于5%，一致性較好，可以用于表達(dá)燃油噴油過程，如圖6所示。

圖5 三款噴嘴外觀以及結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.5 Appearance and structure diagram of three injectors

圖6 實(shí)驗(yàn)和仿真噴霧對(duì)比Fig.6 The comparison between experimental and simulation of spray

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 噴油器類型對(duì)混合氣的影響

根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)原始標(biāo)定參數(shù)，曲軸轉(zhuǎn)角θ=10°時(shí)為噴油開始時(shí)刻(θ=0°時(shí)為點(diǎn)火上止點(diǎn))，噴油質(zhì)量為13 mg(理論燃空當(dāng)量比為0.8)，噴油壓力為0.3 MPa，因原機(jī)的噴油器是安裝在節(jié)氣門體上的，因此根據(jù)其結(jié)構(gòu)關(guān)系，得到噴油器噴射角度為60°。

圖7為三款噴油器流量特性圖，噴油器通過控制占空比來調(diào)節(jié)噴油量，在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為7 500 r/min時(shí)，脈沖周期為16 ms，13 mg的燃油對(duì)應(yīng)的流量為812.5 mg/s。由圖7可知，二孔、四孔、六孔噴油器的占空比分別為40.3%、41.3%和43.7%。三款噴油器的噴油持續(xù)期分別為θ=290°(二孔噴油器)、θ=298°(四孔噴油器)和θ=315°(六孔噴油器)時(shí)。

圖7 三款噴油器流量特性Fig.7 Flow characteristic of three fuel injectors

圖8所示為三款噴油器的油束在氣道內(nèi)的形態(tài)，由圖8可知，二孔噴油器的噴霧錐角最小，燃油落在進(jìn)氣道壁面上的范圍較小，容易形成較厚附壁油膜，不利于燃油揮發(fā)。而六孔噴油器噴霧錐角較大，燃油在氣道壁面上形成面積大而薄的附壁油膜，有利于燃油揮發(fā)。

圖8 三款噴油器燃油噴射油束分布Fig.8 Fuel injection beam distribution of three fuel injectors

燃油揮發(fā)過程通常分為三個(gè)階段：進(jìn)氣門開啟前、進(jìn)氣門開啟中及進(jìn)氣門關(guān)閉后，燃油揮發(fā)包括兩個(gè)部分：附壁油膜的揮發(fā)和空間油霧的揮發(fā)。圖9所示為不同噴油器在相同工況及邊界條件下，通過數(shù)值仿真計(jì)算出的附壁油膜質(zhì)量隨曲軸轉(zhuǎn)角變化情況。

圖9 三款噴油器附壁油膜質(zhì)量Fig.9 Attached oil film mass of three fuel injectors

噴油開始之后，在曲軸轉(zhuǎn)角約為90°時(shí)開始產(chǎn)生附壁油膜，在噴油過程結(jié)束(θ=325°)前，隨著噴油過程的進(jìn)行，附壁油膜質(zhì)量均呈增大趨勢(shì)，其中二孔噴油器形成的油膜質(zhì)量最大，在進(jìn)氣門開啟(θ=340°)之后，附壁油膜質(zhì)量繼續(xù)增大，直到曲軸轉(zhuǎn)角θ約為420°，附壁油膜質(zhì)量達(dá)到峰值，隨后逐漸減小。

分析表明，噴油開始之后，油束經(jīng)歷約2 ms(在7 500 r/min轉(zhuǎn)速(相當(dāng)于θ=90°)下)時(shí)間到達(dá)進(jìn)氣道壁面，所以噴油開始之后，在曲軸轉(zhuǎn)角約為90°時(shí)才開始產(chǎn)生附壁油膜。在曲軸轉(zhuǎn)角約為250°時(shí)，二孔噴油器的附壁油膜質(zhì)量最大，六孔噴油器次之，四孔噴油器的附壁油膜質(zhì)量最小。這是因?yàn)槎讎娪推鲊娍状?，?dǎo)致油滴大并且油束集中，從而使得空間揮發(fā)少，而六孔噴油器由于噴霧錐角大，油束觸壁面積大，容易在前期產(chǎn)生較大面積的油膜，四孔噴油器噴霧錐角比六孔噴油器噴霧錐角小、噴孔比二孔噴油器噴孔小，導(dǎo)致在噴油前期有著較小的附壁油膜質(zhì)量。在噴油中期，六孔噴油器噴霧錐角大、噴孔小的優(yōu)勢(shì)逐漸顯現(xiàn)，使得六孔噴油器的附壁油膜質(zhì)量最小，而二孔噴油器的噴霧錐角小、噴孔大的劣勢(shì)逐漸增大。在曲軸轉(zhuǎn)角為325°時(shí)噴油結(jié)束，噴孔不再噴射燃油，空中的油束大約在曲軸轉(zhuǎn)角為420°時(shí)完全觸壁，使得噴油結(jié)束之后附壁油膜量依然增加。由于氣門在曲軸轉(zhuǎn)角為340°時(shí)開啟，在氣門開啟前期氣流擾動(dòng)較小，對(duì)空氣中油霧的附壁作用較大，從而導(dǎo)致在曲軸轉(zhuǎn)角達(dá)到420°之前有一小段時(shí)期，油膜質(zhì)量增大的速度較快。在曲軸轉(zhuǎn)角大于420°之后，隨著氣門開啟增大，進(jìn)氣壓力增大，使得附壁油膜質(zhì)量迅速減小。在氣門關(guān)閉(曲軸轉(zhuǎn)角為609°)后，附壁油膜揮發(fā)量由于缺少氣流影響逐漸變少。

在進(jìn)氣過程中，有一部分燃油以液滴的形式進(jìn)入氣缸，會(huì)對(duì)進(jìn)入缸內(nèi)混合氣的均勻性產(chǎn)生影響，圖10為三款噴油器缸內(nèi)當(dāng)量比隨曲軸轉(zhuǎn)角變化曲線。由圖10可知，三款噴油器缸內(nèi)混合氣的當(dāng)量比差異較大，在活塞運(yùn)行到上止點(diǎn)時(shí)刻(曲軸轉(zhuǎn)角為360°)，二孔噴油器當(dāng)量比顯著大于四孔噴油器及六孔噴油器的當(dāng)量比，在點(diǎn)火時(shí)刻(曲軸轉(zhuǎn)角為690°)二孔噴油器的當(dāng)量比為0.66，四孔噴油器的當(dāng)量比為0.85 ，六孔噴油器的當(dāng)量比為0.94。

圖10 三款噴油器缸內(nèi)當(dāng)量比Fig.10 In-cylinder equivalent ratio of three fuel injectors

分析表明,二孔噴油器油束集中，燃油接觸氣道壁面之后撞擊產(chǎn)生飛濺在氣閥背面區(qū)域形成較濃(質(zhì)量分?jǐn)?shù)大)的油霧，在氣門開啟之后較短時(shí)間內(nèi)這部分較濃混合氣進(jìn)入缸內(nèi)使得當(dāng)量比顯著大于四孔噴油器與六孔噴油器的當(dāng)量比；六孔噴油器噴霧錐角大，有一部分油霧直接噴射到進(jìn)氣門背面形成附壁油膜，并在該區(qū)域形成較濃混合氣。隨著氣門繼續(xù)開啟，遠(yuǎn)離氣閥背面區(qū)域的混合氣開始進(jìn)入缸內(nèi)，使得六孔、四孔噴油器當(dāng)量比大于二孔噴油器當(dāng)量比。對(duì)比附壁油膜質(zhì)量可知，噴油器孔徑的不同可導(dǎo)致附壁油膜質(zhì)量有差異，并且影響油膜蒸發(fā)，從而在進(jìn)氣過程中導(dǎo)致缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比產(chǎn)生較大差異。

圖11所示為氣門開啟時(shí)刻進(jìn)氣道燃油分布情況。在氣門開啟時(shí)刻，二孔噴油器在氣門背面形成了非常濃的混合氣，濃度遠(yuǎn)大于六孔噴油器和四孔噴油器的混合氣濃度。在進(jìn)氣道上，三款噴油器產(chǎn)生的附壁油膜面積存在明顯差異，六孔噴油器產(chǎn)生的附壁油膜面積遠(yuǎn)大于二孔噴油器的附壁油膜面積，使得進(jìn)氣結(jié)束后六孔噴油器缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比最大。

圖11 氣門開啟時(shí)刻氣道燃油分布Fig.11 Fuel distribution in valve opening

圖12為不同時(shí)刻下缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布云圖。由圖12可知，在進(jìn)氣過程活塞到達(dá)下止點(diǎn)(θ=540°)時(shí)，缸內(nèi)混合氣濃度分布極不均勻，在點(diǎn)火時(shí)刻(θ=690°)，六孔噴油器的缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比顯著大于二孔噴油器的當(dāng)量比。并且六孔噴油器呈現(xiàn)明顯的混合氣濃度分層，在火花塞周圍形成了較濃混合氣，有助于減少高轉(zhuǎn)速下缸內(nèi)失火、提高燃油效率、降低排放并且有利于較稀混合氣燃燒。

圖12 缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布Fig.12 Distribution of in in-cylinder mixed gas equivalent ratio

根據(jù)以上分析，噴油器類型對(duì)附壁油膜質(zhì)量的形成有重要影響，因此在高速氣道噴射汽油機(jī)選擇噴油器時(shí)，宜選噴孔數(shù)多、噴孔直徑小的噴油器。

2.2 燃油噴射角度對(duì)混合氣的影響

不同的燃油噴射角度導(dǎo)致油束在空間里的軌跡有著較大的差異，燃油的落點(diǎn)可分為氣道、氣道與氣閥背面、氣閥背面。圖13所示為六孔噴油器在其他邊界條件不變，噴油角α為60°、45°、30°時(shí)的燃油噴射油束形態(tài)。

(a)α=60° (b)α=45° (c)α=30°圖13 三種噴油角度油束分布Fig.13 Fuel beam distribution of three injection angles

由圖13可知，噴油角度為60°時(shí)，燃油全部噴射在氣道表面；噴油角度為45°時(shí)，燃油大部分噴射在氣道表面；噴油角度為30°時(shí)，燃油大部分噴射在氣閥背面。

不同的噴射角度對(duì)附壁油膜質(zhì)量影響很大。如圖14 所示，采用α=60°噴射時(shí)，由于油束噴射距離短、噴霧發(fā)展不完全，導(dǎo)致油束撞擊速度衰減少、油束觸壁面積小，在油束撞擊到進(jìn)氣道時(shí)發(fā)生強(qiáng)烈濺射，使得油滴在空間中分布。由于采用的是閉閥噴射，因此進(jìn)氣道內(nèi)存在壓力波動(dòng)，但是氣體沒有明顯移位，近似于靜止，空間中油滴在重力及慣性作用下緩慢附著于氣道表面。當(dāng)進(jìn)氣門打開(θ=340°)時(shí)，空間中油滴在進(jìn)氣擾動(dòng)下加速附著于壁面，在曲軸轉(zhuǎn)角為540°時(shí)，附壁油膜質(zhì)量達(dá)到最大值。隨著進(jìn)氣門關(guān)閉(θ=609°)，進(jìn)氣氣流減少，附壁油膜在壁面溫度的作用下逐漸揮發(fā)。

在噴射角α為30°、45°的情況下，當(dāng)空間足夠大時(shí)，油束在接觸壁面時(shí)速度較小、油滴分散，易附著于壁面上，所以在噴油前期附壁油膜質(zhì)量大于噴射角為60°時(shí)的附壁油膜質(zhì)量。在進(jìn)氣門開啟(θ=340°)后，附壁油膜質(zhì)量增大逐漸緩慢，隨著進(jìn)氣過程的進(jìn)行，在θ=420°時(shí)，附壁油膜質(zhì)量達(dá)到峰值，隨著進(jìn)氣門開度的增大，附壁油膜質(zhì)量在達(dá)到峰值后又迅速減小。

圖14 三種噴射角度下附壁油膜質(zhì)量Fig.14 Attached oil film mass of three injection angles

附壁油膜質(zhì)量越大，混合氣濃度就越低。如圖15所示，在氣門開啟前期(α=60°)，由于氣流擾動(dòng)，油滴附著在氣道、氣閥背面、活塞及汽缸壁面上，導(dǎo)致混合氣濃度較低。在噴射角為45°和30°時(shí)，由于噴射距離長(zhǎng)，油膜分布面積大，厚度減小且燃油落點(diǎn)處壁面的溫度較高，有利于油膜的蒸發(fā)，因此在進(jìn)氣過程中，進(jìn)入缸內(nèi)的混合氣質(zhì)量較大，缸內(nèi)當(dāng)量比較大。

圖15 三種噴射角下缸內(nèi)當(dāng)量比Fig.15 In-cylinder equivalent ratio of three injection angles

圖16所示為氣門開啟時(shí)刻氣道以及氣門表面燃油分布情況。當(dāng)噴射角α=30°時(shí)，由于氣門附近存在大量附壁燃油，所以在進(jìn)氣前期，缸內(nèi)混合氣濃度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于噴射角為45°及60°時(shí)缸內(nèi)混合氣濃度。燃油集中使得揮發(fā)速度較慢，導(dǎo)致進(jìn)氣中后期，缸內(nèi)混合氣濃度反而小于噴射角為45°時(shí)缸內(nèi)混合氣濃度。而噴射角為60°時(shí)，燃油落點(diǎn)遠(yuǎn)離氣門和壁面，溫度較低，燃油集中使得其揮發(fā)較慢。

圖16 氣門開啟時(shí)刻進(jìn)氣道燃油分布Fig.16 Inlet fuel distribution at valve opening

圖17 三種噴射角下缸內(nèi)當(dāng)量比分布Fig.17 In-cylinder equivalent ratio distribution of three injection angels

在進(jìn)氣過程中，當(dāng)活塞運(yùn)行到下止點(diǎn)及點(diǎn)火時(shí)刻，缸內(nèi)的當(dāng)量比分布云圖見圖17。在活塞到達(dá)下止點(diǎn)時(shí)，缸內(nèi)的混合氣濃度分布很不均勻，平均來看，噴射角為45°與噴射角為30°時(shí)的當(dāng)量比大于噴射角為60°時(shí)的當(dāng)量比。在點(diǎn)火時(shí)刻，噴射角為60°的缸內(nèi)當(dāng)量比較小，均勻性較好，噴射角為30°、45°的缸內(nèi)出現(xiàn)明顯的分層，有利于實(shí)現(xiàn)分層燃燒。

綜上分析，高轉(zhuǎn)速導(dǎo)致單次噴射的燃油揮發(fā)時(shí)間短，所以在調(diào)整噴油器噴射角時(shí)應(yīng)盡量使燃油落點(diǎn)范圍增大，并且氣門背面區(qū)域的燃油濃度大于氣道內(nèi)的燃油濃度。

2.3 噴油時(shí)刻對(duì)混合氣的影響

進(jìn)氣道燃油噴射式汽油機(jī)的噴油模式包括開閥噴射和閉閥噴射，在高速發(fā)動(dòng)機(jī)中，一個(gè)完整的燃油噴射過程經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角很大，無法實(shí)現(xiàn)開閥噴射，因此主要研究閉閥噴射及半開閥噴射。

在噴油量一定的情況下，噴油時(shí)刻的變化對(duì)附壁油膜形成的影響如圖18所示。

由圖18可知，三種噴油時(shí)刻下附壁油膜質(zhì)量的變化趨勢(shì)大致一樣，但是噴射(閉閥噴射)開始時(shí)刻(θ=10°)的附壁油膜質(zhì)量最大值以及最終質(zhì)量明顯大于θ=80°與θ=150°噴射時(shí)刻的附壁油膜質(zhì)量。這是因?yàn)殚]閥噴射氣道內(nèi)近似靜止，燃油噴射時(shí)，大部分燃油落在進(jìn)氣道壁面和進(jìn)氣閥背面形成附壁油膜，并且由于氣流近似于靜止?fàn)顟B(tài)，導(dǎo)致油膜揮發(fā)緩慢。在氣閥打開后，氣道內(nèi)混合氣及未蒸發(fā)油滴進(jìn)入汽缸，附壁油膜在氣流作用下未能全部揮發(fā)。采用半開閥噴射時(shí)，燃油噴射過程與氣門進(jìn)氣過程重疊，氣道內(nèi)空氣流速快，有利于帶走前期產(chǎn)生的附壁油膜，并且噴油時(shí)刻越晚，進(jìn)氣與燃油噴射過程重疊越多，所形成的附壁油膜質(zhì)量也越小。

圖19 三種噴油時(shí)刻下缸內(nèi)當(dāng)量比Fig.19 In-cylinder equivalent ratio at three injection time

圖19為三種噴油時(shí)刻下的缸內(nèi)當(dāng)量比曲線。由圖19可知，噴油開始時(shí)刻(θ=10°)，缸內(nèi)當(dāng)量比在進(jìn)氣初期急劇增大，隨后急劇減小，在θ=80°噴油時(shí)刻，缸內(nèi)當(dāng)量比在初期經(jīng)歷了一個(gè)急劇上升的階段，之后保持了一小段時(shí)間不變，隨后減小，而θ=150°噴油時(shí)刻，缸內(nèi)當(dāng)量比變化較為平緩。這是由于在θ=10°噴射時(shí)刻，在進(jìn)氣開始時(shí)已經(jīng)完成了噴射，燃油在進(jìn)氣道內(nèi)形成了較濃的混合氣與燃油液滴，當(dāng)進(jìn)氣開始時(shí)，這部分混合氣、燃油液滴直接進(jìn)入缸內(nèi)，隨著進(jìn)氣的進(jìn)行，氣道壁面揮發(fā)的燃油也隨著空氣進(jìn)入汽缸，但是揮發(fā)的燃油質(zhì)量相比于空氣來說較小，導(dǎo)致缸內(nèi)當(dāng)量比急劇減小。在θ=80°時(shí)刻，燃油開始噴射，燃油噴射終止時(shí)刻為θ=395°時(shí)刻，氣門開啟時(shí)(θ=340°)，燃油噴射還在繼續(xù)，所以在氣門開啟時(shí)燃油的總質(zhì)量小于θ=10°噴射時(shí)刻燃油的總噴射質(zhì)量。所以在前期，θ=80°噴油時(shí)刻當(dāng)量比比θ=10°噴油時(shí)刻當(dāng)量比小。對(duì)于θ=150°噴油時(shí)刻，由于噴油開始之后，經(jīng)過較短的時(shí)間進(jìn)氣門開啟，隨后進(jìn)氣過程與噴油過程同時(shí)進(jìn)行，直到噴油結(jié)束，所以在曲軸轉(zhuǎn)角為150°的噴油時(shí)刻，缸內(nèi)當(dāng)量比變化較小。

圖20 三種噴油時(shí)刻下缸內(nèi)當(dāng)量比分布Fig.20 In-cylinder equivalent ratio distribution at three injection time

在曲軸轉(zhuǎn)角為540°(下止點(diǎn))以及曲軸轉(zhuǎn)角為690°(點(diǎn)火時(shí)刻)時(shí)，缸內(nèi)的當(dāng)量比分布情況如圖20所示。曲軸轉(zhuǎn)角為540°(下止點(diǎn))時(shí)，缸內(nèi)混合氣出現(xiàn)明顯的分層，同是半開閥噴射，θ=150°噴油時(shí)刻的濃混合氣主要分布在活塞頂部。隨著活塞上行到θ=690°(點(diǎn)火時(shí)刻)，在火花塞附近出現(xiàn)較濃混合氣區(qū)域，混合氣分層現(xiàn)象較閉閥噴射模式下更明顯。

綜上分析可知,對(duì)進(jìn)氣道噴射高轉(zhuǎn)速汽油機(jī)采用半開閥噴射模式可以獲得更好的缸內(nèi)混合氣濃度。

2.4 二次噴射對(duì)混合氣影響

二次噴射模擬時(shí)，第一次噴射時(shí)刻為θ=10°，第二次噴油時(shí)刻為θ=340°，噴油比例為1∶1。噴油總量為13 mg，噴油角度為45°，選用六孔噴油器進(jìn)行模擬。

圖21為二次和單次噴射模式下，附壁油膜質(zhì)量對(duì)比。由圖21可知，在進(jìn)氣前期，二次噴射可以明顯減小附壁油膜質(zhì)量，在進(jìn)氣后期及壓縮過程中，兩者的油膜質(zhì)量均大幅度減小，最終附壁油膜質(zhì)量趨于一致。由于噴油前期，氣道內(nèi)氣體處于靜止?fàn)顟B(tài)，無論是單次噴射還是二次噴射，此時(shí)均在氣道壁面上形成了附壁油膜，因此此時(shí)附壁油膜質(zhì)量逐漸增大。

圖21 二次噴射下附壁油膜質(zhì)量Fig.21 Attached oil film mass of secondary injection

與單次噴射不同的是，二次噴射模式在進(jìn)氣門打開時(shí)刻開始第二次噴油，此時(shí)由噴嘴噴出的燃油在進(jìn)氣氣流的作用下進(jìn)入缸內(nèi)，因此在進(jìn)氣前期所形成的附壁油膜質(zhì)量較小。由于所分析工況點(diǎn)為7 500 r/min的全負(fù)荷工況，在該工況點(diǎn)下進(jìn)氣道及進(jìn)氣閥壁面溫度較高，且進(jìn)氣氣流作用較強(qiáng)，使得所形成的附壁油膜蒸發(fā)作用較為明顯，二次噴射對(duì)最終附壁油膜質(zhì)量影響較小。

圖22為二次噴射下缸內(nèi)當(dāng)量比變化情況。由圖22可知，在進(jìn)氣過程活塞下止點(diǎn)(θ=540°)后，單次噴射與二次噴射模式的缸內(nèi)當(dāng)量比一致。與單次噴射比，二次噴射在該工況點(diǎn)對(duì)缸內(nèi)當(dāng)量比的影響不明顯。

圖22 二次噴射下缸內(nèi)當(dāng)量比Fig.22 In-cylinder equivalent ratio of secondary injection

圖23 二次噴射缸內(nèi)當(dāng)量比分布Fig.23 In-cylinder equivalent ratio distribution of secondary injection

圖23所示為二次噴射與單次噴射缸內(nèi)當(dāng)量比分布。單次噴射與二次噴射模式下，在進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻缸內(nèi)當(dāng)量比分別為0.941和0.948，二者差別很小。在點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣濃度分布情況也基本一致。

3 結(jié)論

(1)在給定噴油量下，當(dāng)其他噴油參數(shù)一致時(shí)，較小的噴孔直徑、更細(xì)的油滴、更大的噴霧錐角能減少附壁油膜的生成，并且缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比更大。

(2)噴射角度對(duì)缸內(nèi)當(dāng)量比的分布和油膜質(zhì)量有很大影響，燃油落點(diǎn)在進(jìn)氣道與進(jìn)氣門背面時(shí)產(chǎn)生的油膜質(zhì)量較小，缸內(nèi)當(dāng)量比較大。

(3)在半開閥噴射模式下，缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比較大，閉閥噴射模式下，缸內(nèi)混合氣分層更好，但當(dāng)量比較小。

(4)當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)在高轉(zhuǎn)速全負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)下，由于機(jī)體溫度較高、進(jìn)氣氣流較大，二次噴射與單次噴射相比，附壁油膜質(zhì)量以及缸內(nèi)當(dāng)量比隨著進(jìn)氣過程的進(jìn)行趨于一致。