直噴汽油機反轉(zhuǎn)起動次循環(huán)起動參數(shù)優(yōu)化

韓林沛,洪偉,解方喜,蘇巖,李冰,2

(1.吉林大學(xué)汽車仿真與控制國家重點實驗室,130025,長春;2.蒂森克虜伯發(fā)動機系統(tǒng)(大連)有限公司,116600,遼寧大連)

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直噴汽油機反轉(zhuǎn)起動次循環(huán)起動參數(shù)優(yōu)化

韓林沛1,洪偉1,解方喜1,蘇巖1,李冰1,2

(1.吉林大學(xué)汽車仿真與控制國家重點實驗室,130025,長春;2.蒂森克虜伯發(fā)動機系統(tǒng)(大連)有限公司,116600,遼寧大連)

為了使直噴汽油機在無起動機反轉(zhuǎn)直接起動時達到更好的效果,在一臺壁面引導(dǎo)式直噴汽油機上研究了對反轉(zhuǎn)成功起動具有重要影響的次循環(huán)在不同起動參數(shù)下的著火和速度特性。試驗結(jié)果表明:當(dāng)水溫80 ℃、殘余軌壓1.8 MPa、膨脹缸活塞初始位置于上止點后120°、首循環(huán)起動邊界一定時,基準過渡點前3°次循環(huán)點火具有最高的缸壓峰值和轉(zhuǎn)速峰值,分別為3.08 MPa和545 r/min;一定范圍內(nèi)混合氣越濃,次循環(huán)著火特性和速度特性越好,缸壓峰值在次循環(huán)過量空氣系數(shù)為0.5時比1.0高出32.8%,轉(zhuǎn)速峰值高出19.5%;基于油束和活塞頂凹坑的匹配,噴油正時在上止點前100°左右時表現(xiàn)最優(yōu)。改變水溫、軌壓和膨脹缸活塞初始位置等被動參數(shù),最佳點火時刻仍為基準過渡點前3°,最佳過量空氣系數(shù)范圍一般為0.6～0.7,膨脹缸活塞初始位置在上止點后100°之前時,噴油正時選擇在上止點后100°為最佳,膨脹缸活塞初始位置在上止點后100°之后時,噴油時刻越早越好。

反轉(zhuǎn)直接起動;次循環(huán);著火特性;速度特性;參數(shù)優(yōu)化

[6]試驗研究了正轉(zhuǎn)和反轉(zhuǎn)起動的首循環(huán)著火特性,而本文對這種復(fù)雜多變起動環(huán)境的反轉(zhuǎn)起動次循環(huán)進行了詳細的參數(shù)優(yōu)化研究。

1 試驗平臺和試驗方案

1.1 試驗平臺

試驗在一臺壁面引導(dǎo)式缸內(nèi)直噴汽油機上進行,發(fā)動機參數(shù)如表1所示。試驗臺架采用自主開發(fā)的控制和采集系統(tǒng),控制和采集精度均達到ms級;缸壓用奇石樂6117B火花塞集成式缸壓傳感器采集;曲軸帶輪端安裝了精度為0.5°的編碼器,用于輸出發(fā)動機轉(zhuǎn)速信號,提供精準的曲軸相位信號;發(fā)動機的進出水口連接有恒溫控制水箱,用于模擬發(fā)動機停機、再起動時的機體溫度。

1.2 試驗方案

經(jīng)過對起動環(huán)境多變性分析知[2-3],雖然影響次循環(huán)著火特性的參數(shù)很多,但大體可以分為兩類:主動參數(shù)和被動參數(shù)。主動參數(shù)是指次循環(huán)著火時可以控制的參數(shù),包括點火時刻、噴油時刻及噴油量;被動參數(shù)是指次循環(huán)著火時不能控制的,但會影響次循環(huán)著火特性的完全受發(fā)動機運行和停機狀態(tài)影響的參數(shù),包擴機體溫度、軌壓和活塞初始位置。

表1 發(fā)動機參數(shù)

試驗中選擇了次循環(huán)在不同點火正時、不同噴油時刻以及不同噴油量等的3組控制變量,研究了主動參數(shù)對次循環(huán)著火特性和速度特性的影響;通過冷卻液恒溫控制水箱進行機體溫度(60、70、80、90 ℃)調(diào)節(jié),以模擬不同機體溫度的被動參數(shù);試驗前通過起動無噴油起動機拖動建立起高軌壓,且在監(jiān)控軌壓分別下降到1.8、1.3、0.8 MPa時進行試驗,以模擬不同噴射壓力的被動參數(shù);由手動盤車膨脹缸活塞位置(上止點后100°、110°和120°)來模擬不同活塞位置的被動參數(shù);利用不同被動參數(shù)下的主動參數(shù)對次循環(huán)速度特性的影響進行縱向?qū)Ρ?得出優(yōu)化結(jié)果。

試驗中噴油量按照膨脹行程活塞(次循環(huán))在不同初始位置時的缸內(nèi)殘余空氣量計算獲得,次循環(huán)過量空氣系數(shù)計算式如下

(1)

式中:mair為不同活塞初始位置時膨脹行程內(nèi)的實際空氣量;gb為通過次循環(huán)噴油脈寬控制噴入的燃油量;l0為化學(xué)計量空燃比[7]。

為方便說明不同參數(shù)下次循環(huán)的速度特性,文中定義了反轉(zhuǎn)起動速度曲線上的若干特征點,如圖1所示(膨脹缸上止點為0°),其中起始點為反轉(zhuǎn)運動的起始位置點,過渡點為曲軸由反轉(zhuǎn)運動變?yōu)檎D(zhuǎn)運動時的臨界點,次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值點為次循環(huán)轉(zhuǎn)速的最高點,首循環(huán)為反轉(zhuǎn)起動時的反轉(zhuǎn)循環(huán),次循環(huán)為過渡點后的第1個正轉(zhuǎn)循環(huán),第3循環(huán)為正轉(zhuǎn)后的第2個做功循環(huán)。由于缸內(nèi)新鮮空氣在反轉(zhuǎn)時已燃,所以第3循環(huán)并沒有著火做功。

圖1 反轉(zhuǎn)起動速度曲線

2 試驗結(jié)果和分析

2.1 主動參數(shù)影響分析

主動參數(shù)影響分析時的工況均為:水溫80 ℃、軌壓1.8 MPa、膨脹缸活塞位置于上止點后120°,首循環(huán)過量空氣系數(shù)0.7,噴油和點火時間間隔84 ms,次循環(huán)過量空氣系數(shù)0.7,次循環(huán)點火時刻于基準過渡點前3°。

2.1.1 點火正時 次循環(huán)不同點火時刻缸內(nèi)壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化如圖2所示,此時次循環(huán)噴油時刻為反轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)動了20°。點火角以首循環(huán)單獨著火時的過渡點所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角于上止點前36.5°記為基準過渡點0°。從圖中可以看出,基準過渡點前3°點火時,次循環(huán)具有最好的燃燒特性,缸壓峰值達到3.08 MPa,提前和推遲點火缸壓峰值都會下降。點火角提前到過渡點前20°時,缸壓峰值降為2.22 MPa,降幅為27.9%;點火角推遲到過渡點后5°時,缸壓峰值為1.8 MPa,降幅為40.6%。從圖中還可以看出,點火正時提前,對應(yīng)的過渡點也會隨之改變,點火角為基準過渡點前10°時所對應(yīng)的過渡點于上止點前41°,點火角為基準過渡點前20°時所對應(yīng)的過渡點于上止點前47°,而基準過渡點后的點火角所對應(yīng)的過渡點沒有發(fā)生改變,仍為上止點前36.5°。

圖2 不同點火正時的次循環(huán)缸壓曲線

與缸壓曲線相對應(yīng)的不同點火角的速度特性(各曲軸轉(zhuǎn)角對應(yīng)著發(fā)動機轉(zhuǎn)速)如圖3所示。從圖中可以看出,著火越好,缸壓峰值越高的點表現(xiàn)出的速度特性也就越好。點火角為基準過渡點前3°的次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值為545 r/min,比點火角為基準過渡點前20°的次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值464 r/min高出14.9%。

圖3 不同點火正時的速度曲線

點火正時對次循環(huán)著火特性和速度特性的影響主要歸因于燃燒相位的改變,即:相對于基準過渡點,點火越早,燃燒越提前,燃油燃燒在正轉(zhuǎn)前釋放的能量越多,壓縮負功也就越大,同時也導(dǎo)致了發(fā)動機反轉(zhuǎn)起動過程中反轉(zhuǎn)提前(過渡點提前),表現(xiàn)出較差的燃燒和速度特性;點火越晚,雖然過渡點不會發(fā)生改變,但活塞下行以后燃燒室內(nèi)的燃油空氣密度降低,火核形成和火焰?zhèn)鞑ザ紩艿接绊?壓力升高率降低,燃燒熱效率下降。當(dāng)然,在基準過渡點時點火也并不能獲得最優(yōu)的次循環(huán)性能,基準過渡點前3°點火比基準過渡點0°的次循環(huán)缸壓和轉(zhuǎn)速峰值更高。這是因為雖然起動轉(zhuǎn)速較慢,但仍存在滯燃期對著火延遲的影響,適度提前點火角,可以使燃燒相位和曲軸轉(zhuǎn)動達到更合理的匹配。

2.1.2 噴油量 不同過量空氣系數(shù)下次循環(huán)缸壓和速度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化如圖4和圖5所示。從圖中可以看出,隨著過量空氣系數(shù)的增加,缸壓峰值和轉(zhuǎn)速峰值均出現(xiàn)降低的趨勢。過量空氣系數(shù)為0.5時燃燒特性和速度特性最好,次循環(huán)最高缸壓為3.48 MPa,次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值為558 r/min。過量空氣系數(shù)增大,混合氣變稀,次循環(huán)缸壓和轉(zhuǎn)速峰值減小,但在過量空氣系數(shù)為0.7之前,缸壓曲線和轉(zhuǎn)速曲線差別不大,相比過量空氣系數(shù)為0.5時的缸壓和轉(zhuǎn)速峰值分別降低了11.5%和2.3%。當(dāng)混合氣進一步變稀,缸壓曲線和轉(zhuǎn)速曲線出現(xiàn)較為明顯的差別,過量空氣系數(shù)為1.0時次循環(huán)缸壓峰值僅為1.14 MPa,是最大峰值的32.8%,次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值也降低了19.5%。過量空氣系數(shù)對次循環(huán)著火特性的影響,主要是對缸內(nèi)可燃混合氣形成量的影響,雖然是在熱機狀態(tài)下起動,但相比于發(fā)動機正常運轉(zhuǎn)時600 K左右的活塞頂和缸壁溫度[8],350 K的起動溫度還會導(dǎo)致出現(xiàn)一定量的燃油濕壁現(xiàn)象,加上起動時起動轉(zhuǎn)速較低,次循環(huán)缸內(nèi)的空氣運動速度較慢,表面油膜的蒸發(fā)速度也慢,因此按照式(1)計算的平均過量空氣系數(shù)并不能真實地反映次循環(huán)點火時火花塞周圍過量空氣系數(shù)的變化,還需要通過加濃混合氣才能保證缸內(nèi)有足夠的可燃混合氣。綜合燃油消耗量和濃混合氣所取得的有益效果,一般過量空氣系數(shù)應(yīng)選擇轉(zhuǎn)速損失不大且經(jīng)濟性較好的值。

圖4 不同過量空氣系數(shù)下次循環(huán)缸壓曲線

圖5 不同過量空氣系數(shù)下速度曲線

2.1.3 噴油正時 不同噴油正時對次循環(huán)缸壓和速度特性的影響如圖6和圖7所示。從圖中可以看出,隨著噴油時刻由次循環(huán)上止點前118°減小到上止點前50°,缸壓峰值存在先升高后降低的趨勢,在次循環(huán)上止點前100°噴油時缸壓峰值最大,為3.08 MPa。相比于上止點前100°噴油,提前10°和推遲10°噴油缸壓曲線并沒有出現(xiàn)顯著差別,但提前或推遲較大的噴油角時,缸壓曲線卻出現(xiàn)明顯回落,次循環(huán)上止點前120°噴油的缸壓峰值相比上止點前100°噴油時下降了16.9%;次循環(huán)上止點前50°噴油的缸壓峰值相比上止點前100°噴油下降了39.9%?？梢?存在一個最佳噴油區(qū)域可使得次循環(huán)具有最好的著火特性。圖7所示的不同噴油正時轉(zhuǎn)速隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系曲線中,次循環(huán)上止點前100°噴油具有最好的速度特性,轉(zhuǎn)速峰值為545 r/min。

圖6 不同噴油時刻次循環(huán)缸壓曲線

圖7 不同噴油時刻速度曲線

綜上,影響噴油時刻主要是可燃混合氣的形成,而這一參數(shù)的影響因素是多方面的:首先,由于起動狀態(tài)燃燒室的溫度較低,所以噴油越早,蒸發(fā)霧化時間越長,形成的可燃混合氣也就越多,但噴油時刻較早卻不能對反轉(zhuǎn)帶來的膨脹缸內(nèi)的氣流運動和高空氣密度充分利用,使得油束的貫穿度較大,容易形成濕壁油膜[9];此外,壁面引導(dǎo)式的直噴汽油機主要是通過活塞頂凹坑的引流作用將油束反射致火花塞附近進行霧化來形成可燃混合氣的,只有將噴油時刻與凹坑弧線進行合理的匹配,才能得到更好的霧化效果。為了進一步分析噴油正時對次循環(huán)著火及速度特性的影響,本文通過三維仿真軟件AVL-FIRE獲得了發(fā)動機在轉(zhuǎn)速為150 r/min、上止點前120°噴油、噴油后7°和13°時缸內(nèi)燃油濃度(質(zhì)量分數(shù))場的切片圖,如圖8所示。從圖中可以看出,噴油過早,油束并不能有效利用活塞頂凹坑的反射作用,卻被活塞頂突起分割,使得一部分油束堆積在燃燒室的末端,另一部分油束在活塞頂凹坑內(nèi)被反向引流,而活塞頂凹坑的壁面引導(dǎo)作用完全消失,混合氣只能通過表面蒸發(fā)霧化形成。因此,噴油較早不一定能獲得優(yōu)質(zhì)的可燃混合氣。

(a)噴油后7° (b)噴油后13°圖8 缸內(nèi)燃油濃度場的切片圖

2.2 主動參數(shù)與被動參數(shù)的匹配優(yōu)化

水溫、軌壓、初始活塞位置等被動參數(shù)并不能控制,其完全由發(fā)動機的運行和停機狀態(tài)決定,是一組適應(yīng)性參數(shù)。在不同的被動參數(shù)下,參照前文試驗得到的主動參數(shù)對次循環(huán)著火及速度特性的影響規(guī)律進行調(diào)節(jié),來達到次循環(huán)著火及速度特性的最優(yōu)化,這對整個反轉(zhuǎn)起動的順利實現(xiàn)具有重要意義。速度特性具有很好的保持性,次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值越大的工況(擬增加),發(fā)動機的次循環(huán)和第3循環(huán)始終能保持比其他工況更高的起動轉(zhuǎn)速,因此在后文的被動參數(shù)研究中,選擇次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值作為優(yōu)化結(jié)果的評價指標(biāo)。

2.2.1 水溫 水溫分別為60、70、80、90 ℃時過渡點隨點火時刻以及次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值隨點火時刻、過量空氣系數(shù)、噴油時刻的變化如圖9所示。從圖9a可以看出,除了點火提前角越大,過渡點所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角越大以外,相同條件下低水溫過渡點所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角相比高水溫更接近上止點,水溫60 ℃的過渡點比90 ℃時所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角減小了3.5°,說明正轉(zhuǎn)停止時低水溫次循環(huán)活塞更接近上止點,這與首循環(huán)著火特性有關(guān)。雖然溫度低不利于混合氣的形成,但低水溫時缸內(nèi)空氣質(zhì)量大于高水溫,相同過量空氣系數(shù)下燃燒釋放的能量比高水溫多,反轉(zhuǎn)時轉(zhuǎn)過的角度也更大。從圖9b可以看出,雖然同一點火角下高、低水溫并沒有表現(xiàn)出統(tǒng)一的規(guī)律性,但受不同混合氣質(zhì)量的影響,低水溫的次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值整體上還是大于高水溫,而且無論高、低水溫在上止點前3°點火仍然有最好的速度特性。從圖9c可以看出,不同水溫下的次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值隨過量空氣系數(shù)的變化較為顯著,對于過量空氣系數(shù)小于0.7的濃混合氣,溫度越高,次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值越低,而對于過量空氣系數(shù)大于0.7的混合氣,溫度越高,次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值越高。過量空氣系數(shù)為0.5時,60 ℃水溫下的次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值為582 r/min,比90 ℃時的533 r/min高9.2%;過量空氣系數(shù)為1.0時,60、90 ℃水溫下的次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值分別為383 r/min和488 r/min,低水溫下速度降低了21.5%。這是因為:在較濃混合氣時,無論高、低水溫,缸內(nèi)都有足夠的可燃混合氣,低水溫時新鮮空氣相對比較多,且對轉(zhuǎn)速峰值起主導(dǎo)作用;隨著過量空氣系數(shù)增大,噴油量減少,在濕壁量基本不變的情況下低水溫時噴油能夠?qū)е驴扇蓟旌蠚獾娜加土繙p少,而高水溫對燃油霧化的作用更為明顯,即使噴入的燃油相對較少,也能保證足夠的可燃混合氣[10]。從圖9d可以看出,低水溫時的次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值整體上高于高水溫,最佳速度特性區(qū)域?qū)?yīng)的噴油時刻的范圍均在次循環(huán)上止點前100°左右,與2.1.3節(jié)的結(jié)果一致。

(a)過渡點 (b)轉(zhuǎn)速峰值

(c)過量空氣系數(shù) (d)噴油時刻圖9 不同水溫下的主動參數(shù)優(yōu)化

2.2.2 軌壓 軌壓分別為1.8、1.3、0.8 MPa時過渡點隨點火時刻以及次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值隨點火時刻、過量空氣系數(shù)、噴油時刻等的變化如圖10所示。從圖10a可以看出,不同軌壓下的過渡點曲線并沒有規(guī)律性的差別,相近度也比較高,說明高、低軌壓并沒有對首循環(huán)的著火特性產(chǎn)生明顯影響。這是因為首循環(huán)的噴油和點火時間間隔較長,使得高軌壓噴射的優(yōu)勢沒有體現(xiàn)出來,火花點火時高、低軌壓噴射在缸內(nèi)都能形成足夠的可燃混合氣。從圖10b可以看出,即使軌壓不同,基準過渡點前3°點火仍然具有最好的次循環(huán)速度特性,而且高軌壓在不同點火角下的次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值要明顯高于低軌壓,基準過渡點前3°點火時軌壓為1.8 MPa對應(yīng)的次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值為545 r/min,比0.8 MPa高5.4%。高軌壓對次循環(huán)著火特性的促進作用主要來自高噴射壓力,此時燃油動量比較大,有更多的燃油經(jīng)活塞頂凹坑反射后被引導(dǎo)至火花塞附近,從而形成混合氣,有利于火花塞點火;低軌壓時油束動量較小,活塞頂殘余油膜的厚度增加,燃油反射量相對減少。因此,高軌壓時次循環(huán)有更好的著火和速度特性[11]。從圖10c可以看出,隨著過量空氣系數(shù)由0.5變?yōu)?.0,不同軌壓時的次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值均呈現(xiàn)出先緩后急的下降趨勢,而且各點的高軌壓次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值高于低軌壓。從圖10c還可以看出:對于過量空氣系數(shù)為0.5和0.6時的較濃混合氣,不同軌壓下次循環(huán)速度特性差別不大;隨著混合氣逐漸變稀,高、低軌壓下次循環(huán)速度特性的差別逐漸增大,過量空氣系數(shù)為1.0時,1.8、0.8 MPa下的次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值分別為512、437 r/min,高軌壓下的次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值比低軌壓高17.2%。從圖10d可以看出,高軌壓下次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值隨噴油時刻的變化優(yōu)于低軌壓,隨著噴油時刻由大變小,次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值特性呈現(xiàn)出先高后低的趨勢,上止點前100°左右噴油時次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值最優(yōu)。

(a)過渡點 (b)轉(zhuǎn)速峰值

(c)過量空氣系數(shù) (d)噴油時刻 圖10 不同軌壓下的主動參數(shù)優(yōu)化

2.2.3 活塞初始位置 膨脹缸活塞初始位置于上止點后120°、110°、100°時過渡點隨點火時刻以及次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值隨點火時刻、過量空氣系數(shù)、噴油時刻等的變化如圖11所示。從圖11a可以看出,不同的活塞初始位置,首循環(huán)缸內(nèi)空氣量不同,過渡點的差別比較大,膨脹缸活塞初始位置于上止點后120°、110°、100°時基準過渡點分別于上止點前36°、22.5°、11.5°。從圖11b可以看出,雖然膨脹缸活塞初始位置于上止點后100°、110°、120°對應(yīng)的過渡點變化范圍分別為11.5°～17.5°、22.5°～30°、34.5°～44.5°,差別較大,但點火時刻的最優(yōu)值仍然為基準過渡點前3°。由于壓縮缸活塞初始位置于上止點前80°、過量空氣系數(shù)為1.0時不能實現(xiàn)反轉(zhuǎn),因此試驗只給出過量空氣系數(shù)為0.5～0.9的變化范圍。從圖11c可以看出:同一活塞初始位置時次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值的變化規(guī)律與2.2.1和2.2.2節(jié)結(jié)果一致,即隨過量空氣系數(shù)增大,次循環(huán)轉(zhuǎn)速峰值逐漸降低;同一過量空氣系數(shù)下,膨脹缸活塞位置距上止點越遠(在能夠成功反轉(zhuǎn)起動的初始位置范圍內(nèi)),次循環(huán)的轉(zhuǎn)速峰值越高,這與次循環(huán)缸內(nèi)的新鮮空氣量有最直接的關(guān)系;初始位置不同,油束在缸內(nèi)的霧化時間不同,這也會影響次循環(huán)的轉(zhuǎn)速峰值。從圖11d可以看出,當(dāng)噴油時刻大于上止點后100°時,次循環(huán)的轉(zhuǎn)速峰值逐漸降低,因此對于次循環(huán),活塞初始起動位置在上止點后100°之后,噴油時刻越早越好,而對于活塞初始起動位置在上止點后100°之前,次循環(huán)噴油時刻應(yīng)選擇在100°附近。

(a)過渡點 (b)轉(zhuǎn)速峰值

(c)過量空氣系數(shù) (d)噴油時刻 圖11 不同起動位置的主動參數(shù)優(yōu)化

3 結(jié) 論

(1)單獨改變主動參數(shù)中的點火時刻、過量空氣系數(shù)和噴油量,基準過渡點前3°點火時次循環(huán)具有最好的著火和速度特性;隨著混合氣逐漸變稀,次循環(huán)的著火和速度特性呈現(xiàn)出先緩后急的下降趨勢;合適的噴油時刻可以充分利用活塞頂凹坑的引導(dǎo)作用,以形成高質(zhì)量的混合氣,從而獲得最佳的著火和速度特性。

(2)在不同的水溫、軌壓及次循環(huán)活塞初始位置下,基準過渡點前3°點火均有最好的起動性能,而基準過渡點隨被動參數(shù)的變化有所不同,一定范圍內(nèi),水溫越低,膨脹缸活塞初始位置對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角越小,基準過渡點就越接近上止點。雖然不同被動參數(shù)下過量空氣系數(shù)對次循環(huán)影響的差別較大,但在一定濃度范圍內(nèi)較濃的混合氣能夠表現(xiàn)出更好的起動特性。綜合考慮燃油經(jīng)濟性和速度特性,次循環(huán)的過量空氣系數(shù)范圍一般為0.6～0.7。噴油時刻應(yīng)與活塞初始位置進行合理匹配,膨脹缸活塞初始位置于上止點后100°之前,次循環(huán)噴油時刻應(yīng)該選擇上止點后100°左右;膨脹缸活塞初始位置于上止點后100°之后,噴油時刻越早越好。

參考文獻:

[1] BISHOP J, NEDUNGADI A, OSTROWSKI G, et al. An engine start/stop system for improved fuel econ-omy, SAE 2007-01-1777 [R]. New York, USA: SAE, 2007.

[2] MATSUURA M, KOREMATSU K, TANAKA J. Fuel consumption improvement of vehicles by idling stop, SAE 2004-01-1896 [R]. New York, USA: SAE, 2004.

[3] 韓立偉. 缸內(nèi)直噴汽油機應(yīng)用起動-停止技術(shù)的研究 [D]. 長春: 吉林大學(xué), 2010.

[4] 段偉. 缸內(nèi)直噴汽油機熱機起動首循環(huán)著火特性的研究 [D]. 長春: 吉林大學(xué), 2011.

[5] 蘇巖, 洪偉. GDI發(fā)動機怠速停止技術(shù)無起動機起動的試驗研究 [J]. 內(nèi)燃機學(xué)報, 2010(6): 527-533. SU Yan, HONG Wei. Experimental study of idling stop-start without motor on a gasoline direct injection engine [J]. Transactions of CSICE, 2010(6): 527-533.

[6] 蘇巖, 洪偉. 直噴汽油機熱機起動首循環(huán)著火特性 [J]. 內(nèi)燃機學(xué)報, 2011(4): 295-299. SU Yan, HONG Wei. First cycle ignition characteristics during warm start of a gasoline direct injection engine [J]. Transactions of CSICE, 2011(4): 295-299.

[7] 韓林沛, 員杰, 楊俊偉, 等. GDI發(fā)動機膨脹缸輔助熱機起動方式 [J]. 內(nèi)燃機學(xué)報, 2012(6): 525-530. HAN Linpei, YUN Jie, YANG Junwei. GDI engine warm start mode assisted with expansion cylinder [J].

Transactions of CSICE, 2012(6): 525-530.

[8] 王艷華, 李波, 李云清, 等. 直噴汽油機噴霧撞壁特性試驗與模擬 [J]. 江蘇大學(xué)學(xué)報: 自然科學(xué)版, 2011(4): 410-415. WANG Yanhua, LI Bo, LI Yunqing. Experiment and simulation of spray impingement for gasoline direct injector [J]. Journal of Jiangsu University: Natural Science Edition, 2011(4): 410-415.

[9] MALAGUTI S, CANTORE G, FONTANESI S. CFD investigation of wall wetting in a GDI engine under low temperature cranking operations, SAE 2009-01-0704 [R]. New York, USA: SAE, 2009.

[10]OBOKATA T, ISHIMA T. Effects of ambient temperature and pressure on direct injection fuel spray for S. I. engine, SAE 2005-24-091 [R]. New York, USA: SAE, 2005.

[11]李波. GDI發(fā)動機噴霧特性的數(shù)值模擬和試驗 [J]. 內(nèi)燃機學(xué)報, 2012(1): 9-15. LI Bo. Numerical simulation and experiment on spray characteristics of GDI engine [J]. Transactions of CSICE, 2012(1): 9-15.

[本刊相關(guān)文獻鏈接]

尚會超,張力,陳春望,等.汽油機雙火花塞輕度均質(zhì)稀燃特性的測試分析.2014,48(5):43-49.[doi:10.7652/xjtuxb 201405008]

汪文瑞,王坤,王小榮,等.甲醇對甲醇汽油混合燃料發(fā)動機碳氫排放貢獻率的定量研究.2014,48(3):39-43+114.[doi:10.7652/xjtuxb201403008]

孔彤,韓志玉,劉云.進氣運動對汽油機瞬態(tài)冷起動混合氣形成影響的研究.2013,47(11):35-42.[doi:10.7652/xjtuxb 201311007]

孔彤,韓志玉,陳征,等.噴油參數(shù)對汽油機冷起動可燃混合氣形成的影響.2013,47(5):31-37.[doi:10.7652/xjtuxb 201305006]

劉德新,劉斌.二次噴油優(yōu)化直噴汽油機冷啟動排放特性的研究.2012,46(1):13-18.[doi:10.7652xjtuxb201201003]

李毅,高廣新,劉圣華,等.環(huán)境溫度對甲醇/汽油發(fā)動機冷起動排放影響的研究.2011,45(11):6-10.[doi:10.7652/xjtuxb201111002]

魏衍舉,劉圣華,劉方杰,等.甲醇汽油發(fā)動機醇醛排放特性及其影響因素研究.2011,45(1):1-4.[doi:10.7652/xjtuxb 201101001]

牟江峰,劉德新,舒歌群.缸內(nèi)直噴汽油機復(fù)合燃燒技術(shù).2010,44(7):14-18.[doi:10.7652/xjtuxb201007004]

(編輯 苗凌)

Optimization of Starting Parameters for the Second Cycle During GDI Engine Reversed Starting Process

HAN Linpei1,HONG Wei1,XIE Fangxi1,SU Yan1,LI Bing1,2

(1. State Key Laboratory of Automobile Simulation and Control, Jinlin University, Changchun 130025, China; 2. ThyssenKrupp Presta Dalian Co. Ltd., Dalian, Liaoning 116600, China)

To achieve better starting performance for GDI (gasoline direct injection) engine reversed direct-starting without starter, an experiment for ignition and speed characteristics of the second cycle affecting successful reversed direct-starting is conducted by changing starting parameters in a wall-guided GDI engine. The results show that the highest cylinder pressure of 3.08 MPa and the highest speed of 545 r/min for the second cycle are achieved at 3° CA (crank angle) before the basic transition point with water temperature 80 ℃, residual rail pressure of 1.8 MPa, expansion stroke piston position of 120° CA ATDC (after top dead center) and the same starting boundary of the first cycle. And better ignition and speed characteristics of the second cycle can be obtained with richer mixture in a specific range. For instance, the cylinder pressure peak with excess air coefficient 0.5 gets 32.8% higher than excess air coefficient 1.0, and the speed peak 19.5% higher. The best starting performance appears when injection timing is taken as 100° CA BTDC (before top dead center) based on the effective match between spray and surface of piston bowl. The best ignition timing remains 3° CA before the basic transition point within the best range of excess air coefficient as 0.6-0.7 under different temperatures, injection pressures and initial piston positions. Specially, the best injection timing for the second cycle is 100° CA BTDC when the expansion stroke piston position is before 100° CA ATDC, and the injection timing should be as early as possible when the initial piston position is after 100° CA ATDC.

reversed direct-starting; second cycle; ignition characteristics; speed characteristics; parameters optimization

2014-04-23。

韓林沛(1988—),男,博士生;解方喜(通信作者),男,講師。

國家自然科學(xué)基金資助項目(51206059,51276080);國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃資助項目(2012AA111702)。

時間:2014-10-31

10.7652/xjtuxb201501008

TK411.2

A

0253-987X(2015)01-0046-07

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20141031.1642.004.html

中國汽車保有量逐年攀升,交通擁堵越來越嚴重,汽車尾氣排放增多。怠速停止技術(shù)(車輛怠速時熄火以減少車輛的怠速時間)可以有效降低車輛怠速時的燃油消耗及廢氣排放[1-2],但會造成發(fā)動機頻繁起動。直接噴油起動可以實現(xiàn)車輛怠速停止、再起動的無起動機起動,隨著直噴汽油機技術(shù)的發(fā)展,噴油和點火的靈活性使無起動機直接起動成為可能。無起動機直接起動的模式包括兩種,一種是正轉(zhuǎn)起動,另一種是反轉(zhuǎn)起動。

本課題組前期的研究結(jié)果表明[3-5],熱機狀態(tài)下能夠成功實現(xiàn)正轉(zhuǎn)起動的膨脹缸初始活塞位置僅在上止點后90°～100°之間,而反轉(zhuǎn)起動通過對膨脹缸的壓縮作用,使得膨脹缸著火時能夠爆發(fā)出更大的能量來推動曲軸正轉(zhuǎn),這樣利用反轉(zhuǎn)直接起動的膨脹缸初始活塞位置在95°～130°之間的35°范圍,利用無起動機直接起動的膨脹缸初始位置范圍擴展到了40°。