伏軍 張愛(ài)國(guó) 孫振鵬

摘要：本文以157FMI汽油機(jī)為研究對(duì)象，對(duì)其嘗試性的實(shí)施由進(jìn)氣道噴射改為缸內(nèi)直噴技改，分析了噴油器斜置和噴油器頂置兩種方案下的缸內(nèi)燃燒特性。研究結(jié)果表明：合理的布置噴油器對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作有著至關(guān)重要的意義，噴油器頂置方案，不利于后續(xù)的燃燒擴(kuò)散，燃燒較為緩慢，NO生成量較高，噴油器斜置方案則具有較為理想的效果。

關(guān)鍵詞：摩托車(chē);汽油機(jī);缸內(nèi)直噴;噴油器安裝位置;燃燒特性

中圖分類(lèi)號(hào)：TK411.2 ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文章編號(hào)：1674-957X（2021）07-0005-03

0 ?引言

缸內(nèi)直噴汽油機(jī)因其充氣效率高、動(dòng)態(tài)響應(yīng)快、系統(tǒng)優(yōu)化潛力大等優(yōu)點(diǎn)得到廣泛的應(yīng)用。為了滿(mǎn)足發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)現(xiàn)直噴、分層燃燒的各種需求，需要對(duì)燃燒室結(jié)構(gòu)、噴油器位置和方向及火花塞位置等進(jìn)行合理設(shè)置，其中，噴油器位置和噴霧方向的研究至關(guān)重要[1-3]。直噴發(fā)動(dòng)機(jī)合理的噴油器安裝位置一方面保證了在點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近形成易于著火的混合氣;另一方面，保證了燃油盡量少的與缸壁及活塞頂相撞，避免了燃燒過(guò)程中的積炭造成未燃碳?xì)渑欧胚^(guò)高和潤(rùn)滑油稀釋的問(wèn)題[4-5]。本研究以157FMI汽油機(jī)為研究對(duì)象，對(duì)其嘗試性的實(shí)施缸內(nèi)直噴技改，在理論分析的基礎(chǔ)上初步確定了噴油器的安裝位置，分別設(shè)置噴油器頂置和斜置兩種方案進(jìn)行初步研究[6-7]。研究過(guò)程中設(shè)置噴油時(shí)刻為90℃A BTDC，噴油持續(xù)期為20℃A，點(diǎn)火時(shí)刻為22℃A BTDC，每循環(huán)噴油量20.79mg展開(kāi)兩種噴油器安裝位置下的缸內(nèi)燃燒特性研究。

1 ?計(jì)算模型

1.1 計(jì)算對(duì)象 ?本文計(jì)算所用157FMI汽油機(jī)三維流體模型如圖1所示，模型的建立包括進(jìn)排氣道、氣缸、活塞、燃燒室等。在模型建立過(guò)程中，對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化忽略噴油器及火花塞伸入量對(duì)流場(chǎng)的影響，將其看作一個(gè)點(diǎn)進(jìn)行研究。表1為計(jì)算所需157FMI汽油機(jī)缸內(nèi)直噴基本參數(shù)。定義720℃A為壓縮上止點(diǎn)，350℃A為進(jìn)氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻，860℃A為排氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻。其中，350～580℃A為進(jìn)氣階段，進(jìn)氣過(guò)程排氣門(mén)處于關(guān)閉狀態(tài)，不考慮排氣道的影響;580～860℃A為壓縮做功階段，此階段進(jìn)排氣門(mén)處于關(guān)閉狀態(tài)，將進(jìn)排氣道省去以減少網(wǎng)格數(shù)量[8-9]。在網(wǎng)格劃分過(guò)程中，主要以1.25mm六面體網(wǎng)格為主，氣門(mén)、氣門(mén)座及燃燒室部分進(jìn)行0.625mm的網(wǎng)格細(xì)化，整體網(wǎng)格數(shù)為108.8276萬(wàn)。

1.2 計(jì)算條件及求解模型設(shè)置 ?計(jì)算條件的準(zhǔn)確性直接關(guān)系到氣缸內(nèi)的空氣質(zhì)量和初始狀態(tài)，并影響計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)于瞬態(tài)模擬計(jì)算，初始條件應(yīng)當(dāng)盡量同實(shí)際條件相一致[10-11]。其初始條件和邊界條件如表2和表3所示。

計(jì)算采用湍流模型為k-ε模型;碰壁模型選用Walljet1模型;蒸發(fā)模型選用Dukowicz模型;破碎模型選用WAVE模型;點(diǎn)火模型選用相關(guān)火焰模型（Coherent Flame Model）[12]。計(jì)算初始?jí)毫?.09MPa，初始溫度為1600K。邊界條件：活塞溫度為550K，氣缸壁溫度為450K。

2 ?計(jì)算結(jié)果分析

2.1 缸內(nèi)濃度場(chǎng)分析 ?圖2燃油分布云圖可以看到，在噴油開(kāi)始階段，其噴霧錐角及燃油分布面積基本一致;隨著活塞上行，噴油器斜置方案下的燃油開(kāi)始噴射到燃燒室頂部，在燃燒室頂部存在濃度較高的燃油;650℃A噴油結(jié)束后，頂置噴油器方案下燃油主要分布在活塞頂部，而噴油器斜置方案下的燃油一部分分布在活塞頂部，一部分分布在燃燒室頂部。隨著活塞進(jìn)一步上行，碰壁燃油開(kāi)始蒸發(fā)，可以看到在點(diǎn)火時(shí)刻附近噴油器斜置方案的燃油蒸發(fā)速度明顯大于噴油器頂置方案，對(duì)比燃油分布云圖可以看到，在698℃A點(diǎn)火時(shí)刻時(shí)，火花塞附近分布有較濃的混合氣，而噴油器頂置方案下的燃油蒸發(fā)較慢，較濃混合氣較多的分布在活塞頂部附近，點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近有利于點(diǎn)火的混合氣分布較小，不利于點(diǎn)火及進(jìn)一步燃燒擴(kuò)散。單從混合氣分布情況而言，噴油器頂置方案，不利于后續(xù)的燃燒擴(kuò)散，此方案有待進(jìn)一步完善[13-14]。

2.2 缸內(nèi)溫度場(chǎng)分析 ?圖3為兩種噴油器安裝方案下的缸內(nèi)溫度分布情況。可以看出溫度分布受?chē)娪推靼惭b位置的影響較大，其主要原因在于，噴油器位置直接影響混合氣的分布，進(jìn)而影響火焰的傳播。在點(diǎn)火前期，缸內(nèi)溫度大小基本相同，溫度變化主要來(lái)自活塞上行壓縮氣體。在698℃A點(diǎn)火時(shí)刻時(shí)，缸內(nèi)高溫區(qū)域主要集中在噴油器附近，對(duì)比混合氣分布情況可以發(fā)現(xiàn)這一現(xiàn)象，主要原因在于高速?lài)娚涞娜加陀绊懥烁變?nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)，同時(shí)可以看到噴油器斜置導(dǎo)致燃油噴射到燃燒室頂部區(qū)域存在一小部分低溫區(qū)。在點(diǎn)火初始時(shí)刻并沒(méi)有形成穩(wěn)定的火核，在活塞運(yùn)動(dòng)到710℃A時(shí)，噴油器斜置方案下的混合氣在火花塞附近被點(diǎn)燃，形成穩(wěn)定的初始火核，而噴油器頂置方案并沒(méi)有形成明顯的火核。隨著活塞上行，缸內(nèi)混合氣被引燃，對(duì)比兩種方案下溫度分布可以看到，噴油器斜置方案下，缸內(nèi)溫度分布較為均勻，在遠(yuǎn)離火花塞近噴油器位置溫度較低，火焰由火花塞附近向整個(gè)氣缸蔓延，而噴油器頂置方案下的溫度分布差異較大，高溫區(qū)域主要集中在活塞頂部，火焰由活塞頂部向整個(gè)氣缸蔓延，這一現(xiàn)象和混合氣分布有著相同的規(guī)律，這也充分說(shuō)明了混合氣分布直接影響燃燒擴(kuò)散并進(jìn)而影響溫度分布?？梢?jiàn)，合理的布置噴油器對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作有著至關(guān)重要的意義。

2.3 燃燒特性分析 ?圖4～圖6顯示了噴油器斜置和噴油器頂置方案下的缸內(nèi)溫度、壓力、放熱率和累積放熱量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律。整體來(lái)看兩種方案下的缸內(nèi)溫度和壓力在點(diǎn)火發(fā)生后隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增加先增大后減小，噴油器斜置方案下的缸內(nèi)最大溫度、壓力峰值均高于噴油器頂置方案，其放熱率及累積放熱量變化速度均大于噴油器頂置方案。從缸內(nèi)壓力和放熱率曲線及溫度和累積放熱量曲線可以看到，點(diǎn)火發(fā)生后缸內(nèi)溫度和壓力并沒(méi)有立刻發(fā)生驟升現(xiàn)象，而是經(jīng)過(guò)一定的滯燃期后開(kāi)始急劇升高，結(jié)合溫度分布云圖可以看到，兩種方案下的滯燃期持續(xù)時(shí)間在10℃A左右，而噴油器頂置方案的滯燃期較噴油器斜置方案時(shí)間長(zhǎng)，不利于火焰的快速傳播。其中噴油器頂置方案下的缸內(nèi)最大壓力在738℃A時(shí)達(dá)到最大，為4.353MPa，放熱率最大接近40J/℃A，其壓力升高率為0.1088MPa/℃A，最高溫度在748℃A時(shí)達(dá)到最大，為2219.748K;噴油器斜置方案下的缸內(nèi)最大壓力在725℃A時(shí)達(dá)到最大，為5.964MPa，放熱率最大接近50J/℃A，其最大壓力升高率為0.2209MPa/℃A，最高溫度在731℃A時(shí)達(dá)到最大，為2309.9K。相比于原發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)的最大爆發(fā)壓力（5MPa左右），噴油器斜置方案明顯提高了發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性。同時(shí)可以分析得到噴油器頂置方案的緩燃期持續(xù)時(shí)間為10℃A，噴油器斜置方案下的緩燃期持續(xù)時(shí)間為6℃A，緩燃期的縮短也將進(jìn)一步加速火焰?zhèn)鞑ニ俣?。根?jù)工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)和相關(guān)理論數(shù)據(jù)[15-16]，燃燒發(fā)生在上止點(diǎn)后8～15℃A左右比較接近理想定容加熱循環(huán)的燃燒相位，發(fā)動(dòng)機(jī)壓力升高率的最大值一般為0.175～0.25MPa/℃A，相比而言，噴油器斜置方案更符合理論規(guī)律。

3 ?結(jié)論

本文以157FMI汽油機(jī)為研究對(duì)象，對(duì)其嘗試性的實(shí)施由進(jìn)氣道噴射改為缸內(nèi)直噴技改，分析了噴油器斜置和噴油器頂置兩種方案下的缸內(nèi)燃燒特性。在盡可能不改變?cè)l(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)前提下，合理的布置噴油器對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作性能有著至關(guān)重要的意義。在其他參數(shù)一定的情況下，噴油器頂置方案不利于燃油蒸發(fā)擴(kuò)散，增加了燃油濕壁的概率，此方案有待進(jìn)一步改善。噴油器斜置方案則具有較為理想的效果。該研究將為后續(xù)進(jìn)一步研究提供一定的參考和借鑒價(jià)值。

參考文獻(xiàn)：

[1]孫承，張毅，江武，等.高速汽油機(jī)進(jìn)氣道噴射參數(shù)對(duì)混合氣形成的影響[J].中國(guó)機(jī)械工程，2019，30（15）：1796-1812.

[2]馬宗正，程勇，紀(jì)少波，楊永廣.二次燃油噴射對(duì)摩托車(chē)汽油機(jī)性能影響的試驗(yàn)研究[J].內(nèi)燃機(jī)工程，2012，33（01）：72-75，80.

[3]范新雨，蘇萬(wàn)華.缸內(nèi)直噴天然氣射流混合過(guò)程的數(shù)值模擬[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2018，36（05）：385-392.

[4]薛云，劉伍權(quán)，趙麒.缸內(nèi)直噴技術(shù)在小型汽油機(jī)上的應(yīng)用研究[J].車(chē)用發(fā)動(dòng)機(jī)，2010（01）：41-43.

[5]FALFARIS， BRUSIANIF， PELLONIP. 3D CFD Analysis of the fluence of Some Gometrical Engine Parameters on Small PFI Engine Performances the Effects on the Tumble Motion and the Mean Turbulent Intensity Distribution[J]. Energy Procedia， 2014， 45：701-710.

[6]謝冬和，孫振鵬，張愛(ài)國(guó).基于GDI技術(shù)摩托車(chē)發(fā)動(dòng)機(jī)噴油時(shí)刻對(duì)燃燒過(guò)程的影響[J].小型內(nèi)燃機(jī)與車(chē)輛技術(shù)，2019，48（06）：15-20.

[7]孫振鵬，袁文華，張愛(ài)國(guó).噴嘴伸出量對(duì)157FMI發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)直噴燃燒過(guò)程的影響[J].內(nèi)燃機(jī)與配件，2020（12）：55-58.

[8]譚文政，馮立巖，張春煥，田江平，隆武強(qiáng)，李駿，李金成，宮艷峰.缸內(nèi)直噴汽油機(jī)工作過(guò)程三維數(shù)值模擬[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2011，29（03）：221-228.

[9]李朋.液壓自由活塞柴油機(jī)冷卻水套的流動(dòng)及傳熱分析[D].吉林大學(xué)，2014.

[10]白云龍，王志，帥石金，王建昕.缸內(nèi)直噴汽油機(jī)噴霧、混合氣形成和燃燒過(guò)程的三維數(shù)值模擬[J].燃燒科學(xué)與技術(shù)，2010，16（02）：97-103.

[11]Sun B.-G， Zhao J.-H.， Liu F.-S. Numerical simulation for laminar burning velocity of premixed hydrogen-air mixture [J]. RanshaoKexue Yu Jishu/Journal of Combustion Science and Technology， 2010， 16（5）： 430-435.

[12]孫振鵬，袁文華，張愛(ài)國(guó).點(diǎn)火時(shí)刻對(duì)157FMI發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)直噴燃燒過(guò)程的影響研究[J].內(nèi)燃機(jī)與配件，2020（04）：12-15.

[13]曹春暉，李高堅(jiān)，李巖，楊淑玲.汽油機(jī)點(diǎn)火系統(tǒng)參數(shù)對(duì)其性能及排放的影響[J].內(nèi)燃機(jī)，2020（05）：59-62.

[14]代志堯.噴射策略對(duì)缸內(nèi)直噴汽油機(jī)性能和排放的影響[D].吉林大學(xué)，2017.

[15]馬富康.對(duì)置活塞二沖程缸內(nèi)直噴汽油機(jī)燃燒系統(tǒng)研究[D].北京理工大學(xué)，2016.

[16]Ji Changwei， Cong Xiaoyu， Wang Shuofeng. Performance of ahydrogen -blended gasoline direct injection engine undervarious second gasoline direct injection timings [J]. EnergyConversion and Management 2018， 171： 1704-1711.

基金項(xiàng)目：湖南省研究生科研創(chuàng)新項(xiàng)目（CX20190970）;邵陽(yáng)學(xué)院研究生科研創(chuàng)新項(xiàng)目（CX2019SY003）。

作者簡(jiǎn)介：伏軍（1979-），男，湖南岳陽(yáng)人，教授，博士，碩士研究生導(dǎo)師，從事發(fā)動(dòng)機(jī)排放控制與燃燒技術(shù)研究。