魏勝利,張紹邦,丁統(tǒng)元,倪士棟,張志成

(1. 江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院,212013,江蘇鎮(zhèn)江;2. 吉孚汽車技術(shù)(蘇州)有限公司,215100,江蘇蘇州)

米勒循環(huán)與傳統(tǒng)的奧托循環(huán)相比,最大的不同表現(xiàn)在進(jìn)氣方式方面。米勒循環(huán)由進(jìn)氣門控制進(jìn)氣量,奧托循環(huán)為進(jìn)氣門保持不變由節(jié)氣門來控制進(jìn)氣量。在保持進(jìn)氣道與缸內(nèi)氣體質(zhì)量交換相同的情況下,這兩種不同的進(jìn)氣方式會對缸內(nèi)溫度、氣體流動、混合氣均勻程度等方面產(chǎn)生一定的影響[1-3]。除了改變進(jìn)氣條件外,噴射策略也是影響汽油缸內(nèi)直噴(GDI)發(fā)動機(jī)燃油蒸發(fā)和混合氣形成的重要因素[4-5]。隨著發(fā)動機(jī)電控技術(shù)的不斷成熟,多次噴射策略在優(yōu)化發(fā)動機(jī)混合氣形成和燃燒方面取得了理想成效。兩次噴射作為研究和運(yùn)用廣泛的多次噴射策略,可以有效減少缸內(nèi)燃油附壁量、優(yōu)化混合氣質(zhì)量、減小爆震傾向[6-8]。

米勒循環(huán)更加清潔高效,能源危機(jī)與環(huán)境污染問題凸顯出米勒循環(huán)發(fā)動機(jī)的研究潛力。日本的馬自達(dá)公司對米勒循環(huán)研究較早,將船用發(fā)動機(jī)的米勒循環(huán)技術(shù)應(yīng)用到汽車發(fā)動機(jī)上,油耗改善10%～15%,排放也得到降低[9-10]。2000年,寶馬公司開發(fā)出全可變氣門結(jié)構(gòu),從而實現(xiàn)米勒循環(huán),燃油消耗明顯降低[11]。Kesgin等[12]研究了二級增壓米勒循環(huán)發(fā)動機(jī)對熱效率以及排放的影響,結(jié)果顯示,米勒循環(huán)可以有效提升熱效率并明顯降低氮氧化物排放。

多次噴射可以有效優(yōu)化缸內(nèi)混合氣形成、提高燃燒效率和降低排放[13-15]。Kawasumi等[16]設(shè)計了在低負(fù)荷下根據(jù)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速與負(fù)荷確定噴油比例的新型噴油控制器,該控制系統(tǒng)顯著提高了發(fā)動機(jī)工況變化的可控性。Turkcan等[17]以甲醇和乙醇摻混汽油為燃料,研究兩次噴射正時對直噴式均質(zhì)充量壓燃汽油機(jī)燃燒和排放特性的影響。王永偉等[18]針對水平對置GDI發(fā)動機(jī),研究多次噴射策略的具體實施,通過微控制器的脈沖序列輸出方式,實現(xiàn)多次噴射的控制。

為解決發(fā)動機(jī)起動工況下燃油霧化質(zhì)量差、混合氣形成不均勻等問題。本文運(yùn)用兩次噴射策略,結(jié)合EIVC75(本文將較原機(jī)進(jìn)氣門提前關(guān)閉75°的米勒循環(huán)表示為EIVC75)米勒循環(huán)[19],進(jìn)行了燃油蒸發(fā)與混合氣形成質(zhì)量的優(yōu)化。首先固定總噴油量一致,對比了不同第二次噴射時刻下的缸內(nèi)油膜分布、缸內(nèi)流動以及混合氣形成質(zhì)量,得到最佳的噴射時刻。然后研究不同的噴射比例,探究缸內(nèi)噴霧場形成質(zhì)量,分析米勒循環(huán)結(jié)合兩次噴射對起動工況下缸內(nèi)附壁油膜量、缸內(nèi)流動、當(dāng)量比分布等的影響規(guī)律。

1 模型建立及驗證

1.1 發(fā)動機(jī)臺架試驗

表1給出了本文臺架試驗所用1.5TGDI發(fā)動機(jī)的一些基本參數(shù)。根據(jù)試驗結(jié)果進(jìn)行一維模型搭建,并為三維模擬提供邊界條件。發(fā)動機(jī)試驗裝置示意見圖1。

表1 發(fā)動機(jī)基本參數(shù)

圖1 GDI發(fā)動機(jī)試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the GDI engine test device

1.2 GT-Power一維模型驗證

本文搭建了GT-Power一維仿真模型,選取怠速工況點,以及發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速在2 000～5 600 r/min中每隔1 200 r/min的50%與100%負(fù)荷共9個工況進(jìn)行仿真。9個工況點的功率與油耗的原機(jī)臺架試驗數(shù)據(jù)與一維模擬數(shù)據(jù)對比見圖2,試驗與仿真值誤差均在5%范圍內(nèi),因此判定為接下來三維CFD模擬提供的初始與邊界條件準(zhǔn)確可靠。

(a)不同工況下的功率

(b)不同工況下的油耗

1.3 三維幾何模型搭建與驗證

將建立好的三維幾何模型導(dǎo)入到CONVERGE軟件中,選擇3 mm基準(zhǔn)網(wǎng)格,網(wǎng)格模型如圖3所示。選取怠速工況進(jìn)行仿真,設(shè)定轉(zhuǎn)速為1 000 r/min,本文將進(jìn)氣上止點定義為0°,數(shù)值模擬過程中采用的參數(shù)如表2所示。

圖3 計算網(wǎng)格示意圖Fig.3 The schematic diagram of calculation mesh

表2 數(shù)值模擬采用的初始邊界參數(shù)

為驗證模型以及參數(shù)選擇準(zhǔn)確性,本文進(jìn)行了氣道穩(wěn)流和噴霧可視化試驗。不同氣門升程對應(yīng)的流量系數(shù)和噴射貫穿距見圖4和圖5,不同氣門升程和時間節(jié)點下試驗與模擬誤差均小于5%,因此認(rèn)為本文進(jìn)氣系統(tǒng)的建立與噴霧模型選擇準(zhǔn)確。

圖4 不同氣門升程對應(yīng)的流量系數(shù)對比Fig.4 Comparison of flow coefficients corresponding to different valve lifts

圖5 試驗與仿真貫穿距的對比Fig.5 Comparison of penetration between experimental and simulation

2 米勒循環(huán)結(jié)合兩次噴射策略對燃油濕壁的影響

在起動工況下,較低的缸內(nèi)溫度、過量的燃油噴射以及較差的蒸發(fā)霧化都會導(dǎo)致油膜沉積在活塞和氣缸壁面形成附壁油膜[20-21]。理論附壁油膜質(zhì)量可通過O’Rourke提出的方程[22]計算得到

(1)

CONVERGE軟件采用粒子計算模型中油膜厚度的表達(dá)式為

(2)

式中:α是指粒子所在壁面;Vp是單位液滴p的體積;Aα,i是壁面面積投影量。

為了給米勒循環(huán)結(jié)合兩次噴射優(yōu)化缸內(nèi)噴霧場提供依據(jù),本文在怠速工況下將原機(jī)、原機(jī)奧托循環(huán)結(jié)合兩次噴射、EIVC75米勒循環(huán)以及EIVC75米勒循環(huán)結(jié)合兩次噴射的缸內(nèi)油膜質(zhì)量的發(fā)展進(jìn)行對比。所采用的兩次噴油比例為1∶1,第一次噴油正時和單次噴射的噴油正時保持一致,固定第二次噴油正時為170°。兩次噴射與單次噴射的燃油總量相同。

從圖6可以看出,曲軸轉(zhuǎn)角為70°～190°期間,原機(jī)結(jié)合兩次噴射的缸內(nèi)油膜蒸發(fā)量明顯高于米勒循環(huán)結(jié)合兩次噴射。隨著缸內(nèi)噴霧場的發(fā)展,在190°后,米勒循環(huán)結(jié)合兩次噴射策略缸內(nèi)殘余油膜量下降速度更快。到達(dá)點火時刻(340°)時,米勒循環(huán)結(jié)合兩次噴射較原機(jī)結(jié)合兩次噴射、原機(jī)分別下降了45.8%和85%,明顯低于EIVC75米勒循環(huán)單次噴射?？梢钥闯?米勒循環(huán)與兩次噴射的結(jié)合,對于起動工況下缸內(nèi)溫度較低時的燃油蒸發(fā),具有促進(jìn)作用。

圖6 不同方案下缸內(nèi)油膜質(zhì)量變化Fig.6 Variation of in-cylinder film mass under different cases

3 米勒循環(huán)結(jié)合不同第二次噴射時刻對缸內(nèi)參數(shù)的影響

燃油附壁量作為起動工況下的重要缸內(nèi)參數(shù),在米勒循環(huán)結(jié)合兩次噴射策略下可以得到大幅下降。在EIVC75米勒循環(huán)結(jié)合兩次噴射基礎(chǔ)上,保持兩次噴射比例相同,改變第二次噴油時刻,以第二次噴射起始角110°為方案1,10°為間隔后移,設(shè)計了7組不同的第二次噴射時刻結(jié)合EIVC75米勒循環(huán)噴射策略,詳見表3。

表3 不同第二次噴射時刻方案

3.1 第二次噴射時刻對附壁油膜的影響

在燃燒室內(nèi),隨著活塞下行,第二次噴油時噴油器與活塞頂?shù)木嚯x變長,故第二次噴射油束的大部分并沒有直接撞擊在活塞頂表面,而是主要撞擊在缸套表面。

圖7 不同第二次噴射時刻缸內(nèi)油膜質(zhì)量變化Fig.7 Variation of in-cylinder film mass at different second injection time

圖7表示了不同第二次噴射時刻缸內(nèi)油膜質(zhì)量的變化。第一次噴射結(jié)束時,不同方案的附壁油膜質(zhì)量相近,其缸內(nèi)殘余的油膜質(zhì)量最多為0.29 mg,較單段噴射的EIVC75循環(huán)下降50.8%。為了更為直觀地比較點火時刻缸內(nèi)的油膜殘余量,圖8展示了不同第二次噴射時刻下曲軸轉(zhuǎn)角為340°時的缸內(nèi)油膜質(zhì)量。由圖可見,除了方案1以外的其余兩次噴射方案的點火時刻殘余的油膜質(zhì)量均在0.2 mg以下,缸內(nèi)油膜蒸發(fā)效果最好的是方案5。

圖8 不同第二次噴射時刻下點火時刻缸內(nèi)油膜質(zhì)量Fig.8 In-cylinder film mass at the ignition time under different second injection timing

圖9與圖10分別為不同第二次噴射時刻活塞頂部和缸套的油膜變化情況。從圖9可以看出,方案1在第二次噴油結(jié)束后出現(xiàn)了所有方案中最大的活塞頂部油膜峰值,為5.08 mg,其余方案的活塞頂部油膜最大值均出現(xiàn)在第一次噴油結(jié)束后。主要原因是第二次噴油推遲后,在相同的噴油量與噴射規(guī)律作用下,隨著缸內(nèi)活塞的下行,第二次噴油的附著位置逐漸向缸套轉(zhuǎn)移。結(jié)合圖10的缸套表面油膜質(zhì)量變化,總的來看,缸套表面的油膜峰值均出現(xiàn)在第二次噴油結(jié)束后。方案1至方案5呈現(xiàn)出第二次噴油越遲,缸套表面油膜峰值越大的趨勢。方案5至方案7缸套表面油膜峰值出現(xiàn)波動,主要因為隨著活塞的繼續(xù)下行,噴油器與活塞表面距離增大,在油束貫穿的范圍內(nèi)缸內(nèi)形態(tài)的變化已經(jīng)不大。

圖9 不同第二次噴射時刻活塞頂油膜質(zhì)量變化Fig.9 Variation of film mass on piston top at different second injection time

圖10 不同第二次噴射時刻缸套油膜質(zhì)量變化Fig.10 Variation of film mass on liner at different second injection time

3.2 第二次噴射時刻對缸內(nèi)流動的影響

選取過進(jìn)排氣門中心線的縱截面,對油膜蒸發(fā)較好的方案4～6缸內(nèi)流動進(jìn)行進(jìn)一步探究。圖11為第一次噴射與第二次噴射之間的速度場變化情況。圖12為第二次噴射開啟后到達(dá)點火時刻的缸內(nèi)主要曲軸轉(zhuǎn)角的速度場分布。

圖11 第二次噴油前速度場變化Fig.11 Variation of velocity fields before the second injection under different cases

從圖11可以看出,在EIVC75米勒循環(huán)的較高的進(jìn)氣壓力下,新鮮空氣快速流進(jìn)氣缸,進(jìn)氣門上側(cè)附近出現(xiàn)較大的流速,使氣缸中間靠近頂部位置形成了一個明顯的順時針滾流旋渦,高壓油束也帶動了氣缸中下部的氣流運(yùn)動;進(jìn)氣門下側(cè)的進(jìn)氣運(yùn)動與剛結(jié)束的噴油帶動的缸內(nèi)流動接觸,在抵消作用下沒有形成較為明顯的滾流。

從圖12可以看出,當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為150°時,方案4率先結(jié)束第二次噴油,油束在穿過的區(qū)域高速流動,此時方案5與方案6因為都還未噴油,缸內(nèi)運(yùn)動較弱且一致。曲軸轉(zhuǎn)角為230°至340°期間,3組方案的缸內(nèi)整體運(yùn)動規(guī)律相似,但由于第二次噴油靠后,對應(yīng)的湍流運(yùn)動衰減也就越慢,所以方案6與方案5的缸內(nèi)流動強(qiáng)度要稍大。壓縮階段的缸內(nèi)流動強(qiáng)度對燃油蒸發(fā)與混合氣形成都具有重要影響。當(dāng)然,第二次噴油越遲留給第二次噴射的燃油蒸發(fā)時間也就越短,所以出現(xiàn)了方案6在壓縮階段缸內(nèi)流動比方案5相對較大,油膜質(zhì)量反而更高的現(xiàn)象。曲軸轉(zhuǎn)角為340°時,方案5與方案6的缸內(nèi)頂部流速較大,有利于火焰的傳播,進(jìn)而使燃燒更加充分,有助于發(fā)動機(jī)熱效率的提升。

圖12 第二次噴油后不同方案速度場變化Fig.12 Variation of velocity fields after the second injection under different cases

3.3 第二次噴射時刻對混合氣形成的影響

圖13與圖14展示了過進(jìn)排氣門中心線截面的當(dāng)量比分布情況。

圖13 第二次噴油前當(dāng)量比變化Fig.13 Variation of equivalence ratio before the second injection

圖14 第二次噴油后不同方案當(dāng)量比變化Fig.14 Variation of equivalence ratio after the second injection under different cases

從圖13可以看出,第一次噴油結(jié)束后,活塞頂附近由于附壁燃油較多,形成了較為明顯的混合氣濃區(qū),此時進(jìn)氣門還未關(guān)閉,當(dāng)量比分布在缸內(nèi)氣流的帶動下變化較大。曲軸轉(zhuǎn)角到達(dá)120°時,底部的混合氣濃區(qū)較前兩個曲軸轉(zhuǎn)角集中,但是整體面積已經(jīng)有所減小,位置進(jìn)一步右移,而此時缸內(nèi)右上側(cè)的濃度則非常稀薄。曲軸轉(zhuǎn)角為150°時,方案4完成噴油,因為噴射油束剛剛穿過缸內(nèi)空間,所以缸內(nèi)中間部位也出現(xiàn)了混合氣濃區(qū)。方案5與方案6此時雖然還沒有噴油,但是較120°時發(fā)生了較大變化,由于活塞表面的燃油進(jìn)一步蒸發(fā),缸內(nèi)底部混合氣濃區(qū)面積增大。在滾流運(yùn)動的作用下,原來稀薄的右上側(cè)當(dāng)量比變化比較明顯,出現(xiàn)較大面積的均勻混合氣區(qū)域。曲軸轉(zhuǎn)角到達(dá)170°后,3組方案噴油結(jié)束,接下來當(dāng)量比分布的變化趨于平緩?；钊M(jìn)入壓縮階段,缸內(nèi)濃度場的變化主要由殘余滾流與壓縮過程中形成的擠流和小湍流主導(dǎo),主要的運(yùn)動仍然是底部混合氣的左移。

圖15為方案4、方案5、方案6點火時刻過氣缸中心線的兩個互相垂直截面的混合氣濃度。濃區(qū)主要集中在垂直于X軸截面的進(jìn)氣門側(cè),排氣門側(cè)的當(dāng)量比為0.9左右,相對而言要低很多。從混合氣的均勻度來看,垂直于Y軸的截面混合氣形成質(zhì)量更高,大部分為均勻混合氣,方案4在此截面X軸負(fù)方向靠近缸蓋部分有部分濃區(qū),方案5與方案6在此區(qū)域濃度降低,當(dāng)量比為1.2～1.3。

圖15 不同噴射時刻方案點火時缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布Fig.15 Distribution of in-cylinder equivalent ratio at the ignition time under different injection timing cases

4 米勒循環(huán)結(jié)合不同噴射比例對缸內(nèi)參數(shù)的影響

為進(jìn)一步研究兩次噴射比例對GDI發(fā)動機(jī)缸內(nèi)工作過程的影響,以缸內(nèi)燃油蒸發(fā)率最高以及混合氣形成質(zhì)量相對較好的方案5為基礎(chǔ)。固定第一次噴射起始角為70°,第二次噴射起始角為150°,仍然保持兩次噴射總量不變,改變兩次噴射的燃油比例。

因點燃式發(fā)動機(jī)與壓燃式發(fā)動機(jī)不同,噴油時刻靠后且噴油量較大時容易出現(xiàn)混合氣不均,從而發(fā)生失火與燃燒惡化現(xiàn)象[23-24]。本文采用第二次噴油量低于第一次噴油量的策略,如表4所示。

表4 不同噴射比例方案

4.1 噴射比例對附壁油膜的影響

圖16為米勒循環(huán)結(jié)合不同的噴射比例的缸內(nèi)油膜量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況。6組方案中油膜隨著第一次噴油結(jié)束到達(dá)峰值后蒸發(fā)減少,在曲軸轉(zhuǎn)角為125°左右時,蒸發(fā)速率顯著加快。第二次噴油結(jié)束后,各組方案缸內(nèi)油膜峰值相近,此時油膜質(zhì)量最大的方案5-1與最小的方案5-5僅相差0.18 mg。進(jìn)入壓縮行程后,每個方案下的油膜變化趨勢不盡相同,其中方案5-6燃油蒸發(fā)效果最差,在第二峰值時缸內(nèi)油膜質(zhì)量僅高于方案5-5,但點火時刻缸內(nèi)的殘余油膜量最大。

圖16 不同噴射比例缸內(nèi)油膜質(zhì)量變化Fig.16 Variation of in-cylinder film mass of different injection ratio

不同噴射比例下點火時刻缸內(nèi)油膜質(zhì)量見圖17。當(dāng)?shù)谝淮螄娪土颗c第二次噴油量比大于2∶1后,缸內(nèi)點火時刻油膜殘余量呈上升趨勢。就附壁油膜蒸發(fā)效果來看,方案5-1、方案5-2、方案5-3表現(xiàn)最佳,3組方案在缸內(nèi)點火時刻油膜殘余量均低于0.1 mg,其中方案5-2更是低至0.054 mg,可有效改善“池火”現(xiàn)象[25],減少碳煙排放。

圖17 不同噴射比例下點火時刻缸內(nèi)油膜質(zhì)量Fig.17 In-cylinder film mass at the ignition time of different injection ratio

圖18與圖19展示了不同噴射比例方案對應(yīng)的活塞頂與缸套表面的油膜變化情況。6組方案第一次噴射后油膜主要附著于活塞頂部,方案5-6第一次噴油量最大,因此活塞頂部的油膜峰值累積更多。

圖18 不同噴射比例活塞頂油膜質(zhì)量變化Fig.18 Variation of film mass on piston of different injection ratio

圖19 不同噴射比例時缸套油膜質(zhì)量變化Fig.19 Variation of film mass on liner of different injection ratio

方案5-1、方案5-2、方案5-3在整個工作過程中活塞頂油膜量大都低于其他方案,其中方案5-2壓縮沖程前的活塞頂油膜量并非最低,但在192°后降為最低,并保持到點火時刻。在第一次噴油量大于第二次噴油量的均勻混合氣噴霧場發(fā)展過程中,影響活塞頂部油膜蒸發(fā)的主要因素為油束直接撞擊在活塞表面的油膜量和兩次噴射燃油的蒸發(fā)時間,可以看出,方案5-2的2∶1噴油比例是兩者博弈得到的最佳效果。

4.2 噴射比例對缸內(nèi)流動的影響

選取缸內(nèi)油膜蒸發(fā)效果最好的方案5-2、蒸發(fā)效果最差的方案5-6以及噴油比例處于兩者之間的方案5-4進(jìn)行缸內(nèi)流動分析,結(jié)果如圖20所示。

圖20 不同噴射比例方案速度場變化 Fig.20 Variation of velocity fields under different injection ratio cases

在曲軸轉(zhuǎn)角為80°時,3組方案第一次噴油結(jié)束,由于第一次噴油持續(xù)期更長,受噴射油束動量傳遞的影響,方案5-6缸內(nèi)局部流速最大,方案5-4次之,方案5-2最弱。曲軸轉(zhuǎn)角至120°時,3組方案的缸內(nèi)速度場分布基本一致,流動較強(qiáng)的區(qū)域為左右兩側(cè)缸壁附近,此外在左下側(cè)有明顯的滾流旋渦運(yùn)動。曲軸轉(zhuǎn)角為160°時,第二次噴油結(jié)束,方案5-2因為此次噴油量相對較大,故在油束穿過的區(qū)域流速最大,其他區(qū)域3組方案整體差別不大。進(jìn)入壓縮沖程后,缸內(nèi)的滾流運(yùn)動逐漸轉(zhuǎn)換為向上的小湍流,一直持續(xù)到點火時刻?？偟膩砜?由于缸內(nèi)的進(jìn)氣策略一樣,兩次噴射起始角度也相同,改變噴射比例對缸內(nèi)的流動影響不大。

4.3 噴射比例對混合氣形成的影響

選取與4.2小節(jié)相同的3組方案進(jìn)行分析,缸內(nèi)的混合氣當(dāng)量比變化如圖21所示。3組不同噴油比例方案的第一次噴油量不同,曲軸轉(zhuǎn)角為80°時在進(jìn)排氣門截面的當(dāng)量比分布卻相差不大。第二次噴油結(jié)束后,噴油量較大的方案5-6在油束穿過的區(qū)域有著更明顯的混合氣濃區(qū),對當(dāng)量比的分布有比較大的影響。進(jìn)入壓縮階段,缸內(nèi)流動強(qiáng)度減小,活塞表面附近的濃混合氣向四周逐漸擴(kuò)散。到點火時,此截面中的方案5-2在進(jìn)氣側(cè)仍有少量濃混合氣,而方案5-4和方案5-6濃混合氣分布在排氣側(cè),其他大部分區(qū)域混合氣分布均勻。

圖21 不同噴射比例方案混合氣當(dāng)量比變化 Fig.21 Variation of equivalence ratio under different injection ratio cases

圖22展示了從點火時刻過氣缸中心線的兩個互相垂直截面的混合氣當(dāng)量比分布。方案5-2的垂直于X軸截面混合氣質(zhì)量很高,在火花塞附近形成當(dāng)量比為1.3左右的微濃混合氣,其他區(qū)域則是當(dāng)量比為1左右的均勻混合氣。方案5-4與方案5-6在點火時刻混合氣當(dāng)量比分布相似,火花塞附近的混合氣當(dāng)量比為1.2左右,但混合氣濃區(qū)多出現(xiàn)于X軸正負(fù)方向兩端,不利于火焰發(fā)展?？傮w上,在對二次噴射比例優(yōu)化之后,方案5-2、方案5-4、方案5-6的點火時刻混合氣當(dāng)量比分布得到了較大的提升,有助于火核的形成與發(fā)展。

圖22 不同噴射比例方案點火時刻缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布 Fig.22 Distribution of in-cylinder equivalent ratio at the ignition time under different injection ratio cases

5 結(jié) 論

(1)米勒循環(huán)結(jié)合兩次噴射對起動工況下GDI發(fā)動機(jī)的燃油濕壁問題具有較好的改善作用。隨著第二次噴油時刻的推遲,受燃油有效蒸發(fā)時間的影響,點火時刻缸內(nèi)的殘余油膜量呈現(xiàn)先減小后增加的趨勢,其中第二次噴射時刻在曲軸轉(zhuǎn)角150°的附壁燃油蒸發(fā)效果最佳。

(2)在壓縮沖程中,受活塞表面燃油進(jìn)一步蒸發(fā)和缸內(nèi)底部滾流的影響,活塞頂部的濃混合氣向進(jìn)氣側(cè)移動,故方案4、方案5、方案6中垂直于X軸的截面在點火時刻的進(jìn)氣側(cè)方向出現(xiàn)明顯的濃區(qū),其他區(qū)域的混合氣形成質(zhì)量相對較好。

(3)當(dāng)?shù)谝淮闻c第二次噴油量之比大于2∶1時,點火時刻缸內(nèi)油膜殘余量開始上升。沉積在活塞頂部凹坑的殘余油膜量與第二次噴射燃油有效蒸發(fā)時間是影響燃油蒸發(fā)效果的主要因素。第二次噴射時刻為曲軸轉(zhuǎn)角150°且噴油比例2∶1的方案5-2是研究優(yōu)化后的最佳噴射策略。

(4)在點火時刻,方案5-2附壁油膜質(zhì)量相較原機(jī)降低了95%,混合氣濃度場整體上呈現(xiàn)火花塞附近以及垂直于Y軸截面靠近缸蓋區(qū)域局部微濃,即當(dāng)量比為1.3,其他大部分區(qū)域較均勻的現(xiàn)象,可以促進(jìn)點火,減小“失火”概率。