遲 昊, 莊 遠(yuǎn), 馬永飛

(合肥工業(yè)大學(xué) 汽車與交通工程學(xué)院,安徽 合肥 230009)

0 引 言

近年來,能源與環(huán)境問題越來越受到全世界的重視,汽油機為了降低燃油消耗率和排放,提出了增大壓縮比、提高熱效率、發(fā)動機小型化等措施。目前,隨著小型化增壓直噴汽油機的發(fā)展,爆震成為了限制性能進(jìn)一步提升的重要因素。爆震是缸內(nèi)燃料高速爆燃的一種不正常燃燒現(xiàn)象,能產(chǎn)生高頻壓力震蕩,造成較大的聲響,甚至損傷發(fā)動機。爆震使得汽油機不能實現(xiàn)優(yōu)化的燃燒相位和更高的壓縮比,限制了熱效率的提高[1]。

在點燃式發(fā)動機抑制爆震的措施中,除了推遲火花正時[2]、提高燃油辛烷值[3]和廢氣再循環(huán)[4]外,一些學(xué)者利用代用燃料的特性,對雙燃料發(fā)動機做了較多的研究。文獻(xiàn)[5]研究了在小尺寸汽油直噴發(fā)動機中固定當(dāng)量比的情況下,噴射25%、50%、75%比例的甲醇/水作為爆震抑制劑的影響;結(jié)果表明,低濃度的甲醇/水可以更有效地抑制爆震的產(chǎn)生,能在不爆震的情況下使用更大的火花提前角,產(chǎn)生更高的平均指示有效壓力(indicated mean effective pressure,IMEP),提高了燃燒熱效率。文獻(xiàn)[6]在單缸點燃汽油發(fā)動機中使用雙噴射策略分別研究了甲醇、乙醇作為爆震抑制劑的影響;結(jié)果表明,甲醇和乙醇的汽化潛熱極大緩解了爆震,在7.5的IMEP下,甲醇、乙醇體積分?jǐn)?shù)分別為41%、43%,相對純汽油噴射分別提前了11°CA、12°CA的點火提前角,燃燒持續(xù)時間均降低了5°CA,熱效率均達(dá)到37.6%,比純汽油高了2.3%,在8.5的IMEP下,噴射乙醇后的熱效率為38.3%,比噴射甲醇高1%,比純汽油高2.8%。文獻(xiàn)[7]通過臺架實驗使用了多種復(fù)合噴射乙醇比例,研究了乙醇DI/汽油PI發(fā)動機性能與排放特性;結(jié)果表明,隨著直噴乙醇比例增加,在乙醇燃燒速率和缸內(nèi)冷卻效果的綜合影響下,著火滯燃期和燃燒持續(xù)期先縮短后延長,循環(huán)波動系數(shù)降低,常規(guī)氣體排放物降低,純乙醇直噴的最大爆發(fā)壓力比純汽油直噴約大1.3 MPa,復(fù)合噴射乙醇比例超過20%可消除爆震,使發(fā)動機熱效率提高。

乙醇作為替代燃料,與傳統(tǒng)汽油相比,具有更高的辛烷值、更快的火焰?zhèn)鞑ニ俣纫约案蟮钠瘽摕嶂?可以有效地抑制爆震的產(chǎn)生[8-11]。當(dāng)前采用的乙醇汽油燃料是按照固定的乙醇/汽油比例摻混的方式,無法在不同的發(fā)動機工況下最大化地利用乙醇抑制爆震能力來進(jìn)一步提高發(fā)動機的整體性能。一些學(xué)者最新提出了主動燃料設(shè)計方式,采用雙噴嘴在發(fā)動機中噴射理化特性各異的燃料,通過噴射管理進(jìn)行燃燒模式優(yōu)化,對缸內(nèi)混合氣形成和燃燒放熱過程進(jìn)行精細(xì)控制,實現(xiàn)全工況范圍內(nèi)燃燒相位、放熱速率和形態(tài)的調(diào)制,達(dá)到發(fā)動機高效低排的目的。

乙醇燃料缸內(nèi)直噴(ethanol direct injection,EDI)+汽油進(jìn)氣道噴射(gasoline port injection,GPI)的雙燃料復(fù)合噴射技術(shù)可以靈活調(diào)節(jié)不同工況下乙醇燃料噴射參數(shù),以得到合理的缸內(nèi)燃料分布和較低的缸內(nèi)溫度,優(yōu)化燃燒相位,從而使發(fā)動機的性能得到提升。乙醇具有較高的汽化潛熱,有研究表明,直噴乙醇可以使最高燃燒溫度降低約200 ℃,這對于減少自燃、抑制爆震非常有利。乙醇燃料燃燒時具有較快的火焰?zhèn)鞑ニ俣?能夠防止火焰前鋒到達(dá)前末端混合氣自燃,因此具有提高燃料辛烷值的功能,有些情況下可使混合氣的有效辛烷值提高約18個單位。

乙醇燃料的高汽化潛熱、高辛烷值、高火焰?zhèn)鞑ニ俣忍攸c都有利于抑制自燃、減少爆震,但是這些因素的最佳使用方式以及各自對抑制爆震的貢獻(xiàn)度尚不明確,不能最大化地發(fā)揮乙醇直噴來抑制爆震作用。鑒于此,本文運用三維流體動力學(xué)模擬軟件AVL Fire建立了雙燃料復(fù)合噴射(EDI+GPI)發(fā)動機仿真模型,分析了不同噴油正時、點火時刻、進(jìn)氣溫度下,乙醇的噴入對發(fā)動機缸內(nèi)混合和燃燒的影響,量化多種因素的抑制爆震貢獻(xiàn)率。

1 模型的建立與驗證

1.1 發(fā)動機參數(shù)

汽油機爆震現(xiàn)象常發(fā)生在低轉(zhuǎn)速大負(fù)荷工況下,主要是由傳播火焰前端的末端混合氣自燃引起的壓力震蕩。因此本文以1臺汽油缸內(nèi)直噴發(fā)動機為研究對象,在該發(fā)動機2 000 r/min、節(jié)氣門開度100%、乙醇熱值占總?cè)剂蠠嶂?6%的工況下,建立數(shù)值模擬模型,進(jìn)行雙燃料復(fù)合噴射的研究。

該發(fā)動機主要參數(shù)見表1所列,其中：BTDC表示上止點前；ABDC表示下止點后；BBDC表示下止點前；ATDC表示上止點后。

雙噴射結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

表1 發(fā)動機參數(shù)

圖1 雙噴射結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 計算網(wǎng)格

為降低模型復(fù)雜性、減少計算時間,不考慮對發(fā)動機燃燒過程影響較小的排氣過程,僅模擬從進(jìn)氣門開啟至燃燒結(jié)束排氣門開啟的部分,并在排、進(jìn)氣門關(guān)閉后去掉排氣管道、進(jìn)氣管道和部分氣門,計算網(wǎng)格如圖2所示。

網(wǎng)格的基本尺寸為1.5 mm,為了提高網(wǎng)格質(zhì)量,在進(jìn)排氣閥、閥座、火花塞等位置進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化。

圖2 計算網(wǎng)格

1.3 邊界和初始條件

汽油機爆震現(xiàn)象常發(fā)生在低轉(zhuǎn)速大負(fù)荷的工況下,由傳播火焰前端的末端混合氣自燃引起壓力震蕩,因此本文使用GT-Power軟件模擬該發(fā)動機2 000 r/min、全負(fù)荷工況,得到邊界和初始條件,見表2所列。

表2 邊界和初始條件

1.4 模型的選用和驗證

計算中湍流模型選用k-ξ-f模型,燃油破碎模型選用Wave模型,燃油蒸發(fā)模型選用Multi-component模型,燃油碰壁模型選用Walljet1模型,燃燒模型選用ECFM-3Z模型,點火模型選用Spherical模型,排放模型選用Zeldovich模型。模型的選取能夠模擬計算乙醇/汽油分別噴射的燃料蒸發(fā)霧化以及燃燒過程。模擬計算中動量方程和連續(xù)性方程采用中心差分法，能量方程、湍流控制方程以及線性求解方程采用一階迎風(fēng)法進(jìn)行控制，流動控制方程使用控制體積法進(jìn)行離散化,邊界值計算采用外推差值法。模擬計算過程采用88-CPU集群系統(tǒng),運行環(huán)境為Windows7 64位操作系統(tǒng),CFD軟件為AVL Fire,采用MPI模式并行計算。

為了驗證噴霧模擬的準(zhǔn)確性,在軟件中模擬噴霧發(fā)展過程并用定容彈噴霧試驗對噴霧模型進(jìn)行標(biāo)定。噴霧、缸壓和放熱率試驗結(jié)果與模擬的對比如圖3所示。其中：所用的噴油器為6孔；噴孔直徑為0.15 mm；單注油束的錐角為10°；噴油壓力為10 MPa；燃油溫度為298 K。

圖3a所示為不同時刻噴霧形態(tài)的試驗與模擬結(jié)果對比,圖3b所示為持續(xù)2 ms的噴射貫穿距的試驗與模擬結(jié)果對比。從圖3a、圖3b可以看出,不同噴油時刻的噴霧形狀和貫穿距的試驗結(jié)果與模擬結(jié)果較為吻合,說明噴射模型可以良好地反應(yīng)噴嘴的噴霧特性,可以為缸內(nèi)噴霧模擬提供依據(jù)。

從圖3c可以看出,在發(fā)動機2 000 r/min、節(jié)氣門開度100%的工況下,試驗和模擬的缸內(nèi)壓力曲線和放熱率曲線吻合度較高。這說明該燃燒模型能反映發(fā)動機的工作過程,可以用數(shù)值模擬的形式對發(fā)動機雙燃料復(fù)合噴射過程做深入調(diào)研。

圖3 噴霧、缸壓和放熱率的試驗與模擬對比

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 乙醇噴射正時對缸內(nèi)混合氣的影響

因為汽油是在進(jìn)氣道較早時噴射,汽油液滴有較長的蒸發(fā)時間,可以在缸內(nèi)形成較為均勻的汽油組分分布,所以乙醇的噴射正時會更大地影響缸內(nèi)整體的當(dāng)量燃空比的分布。乙醇直噴壓力為10 MPa,在缸內(nèi)有較大的貫穿距,且乙醇高汽化潛熱會導(dǎo)致蒸發(fā)速度較低,使噴出的乙醇液滴更易撞擊在活塞頂面或者汽缸壁面上,濕壁量過多會導(dǎo)致乙醇蒸發(fā)情況進(jìn)一步惡化,影響缸內(nèi)的乙醇分布和當(dāng)量燃空比分布,進(jìn)而影響點火和燃燒過程。合理的乙醇噴射正時可以優(yōu)化乙醇的蒸發(fā)情況,使點火后火花塞附近的可燃混合氣更易形成火核,縮短滯燃期使火焰快速傳播。因此在2 000 r/min、全負(fù)荷工況下,固定汽油進(jìn)氣道噴射正時,選擇多種不同的乙醇噴射時刻進(jìn)行混合氣形成以及缸內(nèi)燃燒過程的分析。

燃油噴射參數(shù)見表3所列。其中:IT300為排氣門剛關(guān)閉不久,進(jìn)氣門開度逐漸開至最大,活塞下行了一段距離的時刻;IT150為進(jìn)氣門接近關(guān)閉,活塞上行了一段距離的時刻。其間以50°CA為分度值,劃分出4個乙醇開始噴射時刻。

表3 燃油噴射參數(shù)

缸內(nèi)當(dāng)量比和乙醇組分分布如圖4所示。在不同乙醇噴射時刻,選取氣缸中心處進(jìn)行切片處理,在火花點火時刻對缸內(nèi)混合氣的當(dāng)量燃空比分布(左側(cè))和乙醇組分分布(右側(cè))進(jìn)行模擬。

從圖4的IT300工況可以看出,點火時刻乙醇在缸內(nèi)切面右側(cè)形成了燃料濃區(qū),使得缸內(nèi)整體的當(dāng)量燃空比分布不均,右側(cè)部分位置接近1.5,火花塞位置只接近0.8。這表明過早的噴射乙醇,乙醇液滴大量撞擊在活塞頂部,嚴(yán)重影響蒸發(fā)速度,導(dǎo)致在壓縮過程乙醇富集在一側(cè),形成很高的燃料濃區(qū)。

從圖4的IT250工況可以看出,點火時刻乙醇分布較為均勻,沒有明顯的燃料濃區(qū),缸內(nèi)整體的當(dāng)量燃空比除右下角處稍濃,其余各處較為均勻,火花塞位置約為1.0。這表明合適的乙醇噴射時刻,可以合理地控制乙醇的噴射蒸發(fā)的過程,使乙醇的分布更為均勻,進(jìn)而使得缸內(nèi)當(dāng)量燃空比分布更為合理。

從圖4的IT200工況和IT150工況可以看出,2個工況區(qū)別較小,乙醇富集在缸內(nèi)右側(cè)形成燃料濃區(qū),且火花塞處乙醇濃度較低,缸內(nèi)整體的當(dāng)量燃空比依然分布不均,右側(cè)部分達(dá)到1.3,火花塞位置約為0.75。這表明較晚噴射乙醇,乙醇液滴沒有足夠的時間去蒸發(fā)霧化,隨缸內(nèi)氣流運動后富集在一側(cè),形成一定的燃料濃區(qū),且沒有足夠的乙醇組分分布在火花塞附近,使得火花塞處當(dāng)量燃空比較低,影響點火后的火核形成。

圖4 缸內(nèi)當(dāng)量比和乙醇組分分布

乙醇的噴射正時會直接影響缸內(nèi)混合氣的形成過程:過早地噴射乙醇,缸內(nèi)溫度較低,乙醇蒸發(fā)速度較慢,容易使噴霧撞擊活塞頂面或者汽缸壁面,造成混合氣局部過濃;過晚地噴射乙醇,即使缸內(nèi)溫度可使乙醇快速蒸發(fā),但是混合時間較短,仍會造成混合氣局部過濃,影響正常的火焰?zhèn)鞑ァＶ挥泻侠淼乜刂埔掖紘娚湔龝r,才可以使缸內(nèi)的混合氣接近理想的狀態(tài),實現(xiàn)高效地點火和快速充分地燃燒。

2.2 乙醇噴射正時對燃燒過程的影響

為了分析不同乙醇噴射正時對缸內(nèi)燃燒過程的影響,在各自形成不同均勻程度的可燃混合氣后于720°CA時點火燃燒。

不同乙醇噴射時刻對缸內(nèi)平均壓力曲線的影響如圖5a所示。從圖5a可以看出:IT300和IT250工況缸壓上升速率高于IT200和IT150工況;且由于IT300工況初始有最高的峰值火焰面密度,缸壓在前期相對較高,后期由于左側(cè)當(dāng)量燃空比較低,火焰鋒面?zhèn)鞑ニ俣茸兟?IT250工況缸壓反超之后達(dá)到4組工況中峰值缸壓最高;IT200和IT150工況由于當(dāng)量燃空比不均,燃燒不充分,使缸壓上升速率和峰值均低于前兩者。

在不同乙醇噴射時刻工況,選取氣缸中心處進(jìn)行切片處理,在火花點火5°CA、10°CA、15°CA、20°CA時刻,缸內(nèi)火焰面密度的模擬結(jié)果如圖5b所示。

從圖5b的725°CA時刻可以看出:點火之后5°CA火核已經(jīng)開始擴散,IT300和IT250工況已燃面積較大,火焰鋒面左右均勻呈球形,火花塞側(cè)電極的左側(cè)有明顯已燃區(qū);IT200和IT150工況已燃面積較小,火焰鋒面向右側(cè)偏出,火花塞側(cè)電極的左側(cè)沒有已燃區(qū)。這表明IT300和IT250工況的火花塞處較高的當(dāng)量空燃比分布可以促使火核更好地形成和傳播。730°CA時刻,點火之后10°CA燃燒進(jìn)行中,IT300和IT250工況的左側(cè)已燃面積大大超過IT200和IT150工況,且IT250工況的火花塞處燃燒過程即將結(jié)束。735°CA時刻,火焰進(jìn)一步傳播,IT250工況的已燃區(qū)更大且左右對稱,其余工況由于左側(cè)燃油分布較低,燃燒鋒面速度明顯較慢。740°CA時刻,燃燒接近尾聲,由于IT250工況更優(yōu)的當(dāng)量燃空比分布,已燃區(qū)和燃燒結(jié)束區(qū)面積最大,燃燒速度最快,燃燒更加充分。

圖5 乙醇噴射正時對缸壓和火焰面密度的影響

2.3 點火時刻對燃燒過程的影響

為了提高發(fā)動機的熱效率,可以在不超過發(fā)動機機體承受強度的情況下,適當(dāng)加大點火提前角,使燃燒相位提前、有效做功增加。在不同的乙醇噴射正時工況下,采用不同點火正時對缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力的影響如圖6所示。

從圖6可以看出,隨著點火正時的提前,滯燃期縮短,燃燒速度加快,燃燒持續(xù)期變短,缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力提升。在IT250的10°CA BTDC工況下,平均爆發(fā)壓力達(dá)到了13.5 MPa,已經(jīng)超過了發(fā)動機機體承受強度(10.0 MPa),在-2°CA BTDC工況下,燃燒滯后導(dǎo)致壓力較低。為了更好地分析乙醇缸內(nèi)直噴對發(fā)動機爆震的抑制作用,本文在不超過發(fā)動機機體承受強度的情況下,選取IT250中的4°CA BTDC工況作為分析工況。

圖6 點火時刻對缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力的影響

2.4 乙醇對爆震的抑制作用分析

為了分析乙醇缸內(nèi)直噴的爆震抑制作用,本文運用仿真模擬方式,在保證進(jìn)氣量相同(使用控制進(jìn)氣質(zhì)量流量的方式)、噴入燃料總熱值相同的基礎(chǔ)上使用了3種工況:GPI工況使用汽油進(jìn)氣道噴射;GPI+EDI工況為雙燃料復(fù)合噴射;GPI+EDI+進(jìn)氣加熱工況是在GPI+EDI工況基礎(chǔ)上提高進(jìn)氣溫度20 K(由空氣量和汽油、乙醇汽化潛熱計算得出)。3種工況在火花點火前166° CA～66° CA(170°CA BTDC～70°CA BTDC)之間缸內(nèi)平均溫度的對比如圖7所示。

圖7 進(jìn)氣加熱對缸內(nèi)溫度的影響

從圖7可以看出,GPI工況和EDI+GPI+進(jìn)氣加熱工況的缸內(nèi)溫度大致相同,而EDI+GPI工況相比于前兩者低了約16 K。這是由于通過進(jìn)氣加熱的方式抵消掉了乙醇較大的汽化潛熱在缸內(nèi)蒸發(fā)時對缸內(nèi)的降溫效果,使得在GPI工況與GPI+EDI+進(jìn)氣加熱工況對比中可以排除掉乙醇的高汽化潛熱對缸內(nèi)燃燒的影響,只有高火焰?zhèn)鞑ニ俣壤^續(xù)對缸內(nèi)燃燒起著影響作用。

在發(fā)動機的爆震工況中,缸內(nèi)邊緣混合氣自動點火之后,爆震位置OH自由基濃度會升高[12-13],因此可以將OH自由基濃度作為衡量爆震概率的標(biāo)準(zhǔn)。自由基濃區(qū)面積越大,濃度越高,發(fā)生爆震的概率就越大。

3種工況在火花點火后20°CA時刻,缸內(nèi)溫度為800 K的等溫面和OH自由基濃區(qū)在氣缸邊緣的分布情況如圖8所示。

圖8 缸內(nèi)800 K等溫面和OH自由基濃區(qū)分布

在圖8的GPI工況中,等溫面包裹的體積最小,而OH自由基覆蓋面積最大,且濃度最高,這表明汽油的火焰?zhèn)鞑ニ俣容^慢,邊緣的可燃混合氣有更長的時間積累OH自由基的濃度,更有可能引起邊緣自動點火產(chǎn)生爆震。在GPI+EDI工況中,等溫面包裹的體積較大,說明汽油乙醇混合氣燃燒的火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤煊诩兤突旌蠚?且OH自由基覆蓋面積最小濃度最低,有最小的爆震發(fā)生概率。在GPI+EDI+進(jìn)氣加熱工況中,等溫面包裹的體積最大,說明進(jìn)氣加熱對缸內(nèi)溫度的增加導(dǎo)致汽油乙醇混合氣有最快的火焰?zhèn)鞑ニ俣?但是更高的缸內(nèi)溫度也導(dǎo)致邊緣位置OH自由基覆蓋面積增大、濃度增高,反而會造成爆震概率的增高。

為了量化乙醇高汽化潛熱和高火焰?zhèn)鞑ニ俣葘σ种票鸬呢暙I(xiàn)率,采用點火之后相同時刻邊緣位置OH自由基濃點處最濃比例作為爆震發(fā)生概率的標(biāo)準(zhǔn)。3種工況在點火后20°CA時刻：OH自由基濃區(qū)處最大濃度值分別為GPI工況0.098%,EDI+GPI工況0.047%,EDI+GPI+進(jìn)氣加熱工況0.059%；乙醇高汽化潛熱和高火焰?zhèn)鞑ニ俣葘σ种芆H自由基的貢獻(xiàn)率分別為23.5%、76.5%。

3 結(jié) 論

本文用數(shù)值模擬方法建立EDI+GPI發(fā)動機模型,研究了EDI+GPI發(fā)動機在2 000 r/min、節(jié)氣門開度為100%、乙醇熱值占比46%的低速大負(fù)荷狀態(tài)下EDI噴油時刻、點火時刻和進(jìn)氣溫度對缸內(nèi)可燃?xì)庑纬珊桶l(fā)動機性能的影響。研究結(jié)果表明:

(1) 對于EDI+GPI發(fā)動機,乙醇噴射時刻會影響缸內(nèi)乙醇分布和缸內(nèi)整體當(dāng)量比分布。在合適的時刻進(jìn)行乙醇噴射(IT250),可在缸內(nèi)形成較為均勻的混合氣,點火時刻火花塞處當(dāng)量比為1,可以形成完整的火核,并在火焰?zhèn)鞑ミ^程中速度更快,燃燒更均勻,達(dá)到更高的缸內(nèi)壓力。

(2) 在選擇優(yōu)化的乙醇噴射時刻后,火花點火時刻在4°CA BTDC時,可以在不損傷發(fā)動機的前提下達(dá)到最大缸內(nèi)爆發(fā)壓力,熱效率增加的同時會增加爆震的概率。

(3) 通過進(jìn)氣加熱抵消乙醇蒸發(fā)造成的缸內(nèi)降溫效果后,根據(jù)邊緣OH自由基濃區(qū)的最大濃度值計算,得出乙醇高汽化潛熱和高火焰?zhèn)鞑ニ俣葘σ种芆H自由基的貢獻(xiàn)率分別為23.5%、76.5%。