VVL耦合噴油策略對GDI汽油機(jī)混合氣形成的影響

龔震， 錢葉劍， 羅琳， 齊景晶， 趙鵬， 邵小威

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

VVL耦合噴油策略對GDI汽油機(jī)混合氣形成的影響

龔震， 錢葉劍， 羅琳， 齊景晶， 趙鵬， 邵小威

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

利用三維仿真軟件Ansys Fluent建立了GDI汽油機(jī)的仿真計(jì)算模型，就變氣門升程耦合不同噴油策略對缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)和混合氣形成的影響進(jìn)行了模擬計(jì)算。結(jié)果表明，與大氣門升程工況相比，小氣門升程工況的缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度、燃油蒸發(fā)和濕壁情況以及點(diǎn)火時(shí)刻混合氣質(zhì)量都明顯改善；在小氣門升程工況，采用兩段噴油會(huì)縮短油氣混合時(shí)間，過度推遲二次噴油時(shí)刻會(huì)惡化混合氣質(zhì)量和燃油濕壁情況；在大氣門升程工況，兩段噴油會(huì)改善混合氣均勻性，隨著二次噴油時(shí)刻推遲，燃油蒸發(fā)量增加，濕壁情況加劇，混合氣質(zhì)量得到改善；小氣門升程工況下采用二次噴油時(shí)刻為470°曲軸轉(zhuǎn)角，前后兩次噴油量比例為7∶3的兩段噴油方案在燃油蒸發(fā)和濕壁以及點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣質(zhì)量這幾個(gè)方面的效果都很好，是最合理的方案。

直噴式汽油機(jī)； 變氣門升程； 噴油策略； 燃油蒸發(fā)； 燃油濕壁； 混合氣形成

與傳統(tǒng)的進(jìn)氣道噴射式汽油機(jī)相比，缸內(nèi)直噴(gasoline direct injection，GDI)汽油機(jī)將燃油直接噴入氣缸，燃油蒸發(fā)吸熱降低了缸內(nèi)的熱負(fù)荷，提高了發(fā)動(dòng)機(jī)抗爆性能，因此可以采用更高的壓縮比，從而改善了汽油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性和動(dòng)力性以及冷起動(dòng)性能[1]，是未來汽油機(jī)發(fā)展的必然趨勢。

但直噴汽油機(jī)缸內(nèi)氣流和燃油噴霧作用的時(shí)間很短，導(dǎo)致點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣分布不均勻，而且受缸內(nèi)空間的限制，在進(jìn)氣沖程早期噴油，燃油撞擊活塞頂面引起的濕壁現(xiàn)象嚴(yán)重。為了優(yōu)化直噴汽油機(jī)的混合氣形成過程，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究。Jose Serras-Pereira等[2]的研究表明多段噴油可以顯著改善燃油濕壁；Terrence Alger等[3]通過在光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)上的試驗(yàn)研究，表明進(jìn)氣氣流的改變會(huì)直接影響燃油的濕壁情況和點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)的燃空當(dāng)量比；A. F. M. Mahrous等[4]的研究表明氣門升程的變化會(huì)明顯改變缸內(nèi)氣體的流動(dòng)情況?？傊變?nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)與燃油噴霧的相互作用會(huì)對混合氣的形成過程產(chǎn)生顯著影響，而氣門升程和噴油策略的改變會(huì)明顯影響氣體流動(dòng)和燃油的分布。因此本研究運(yùn)用Ansys Fluent軟件針對某缸內(nèi)直噴汽油機(jī)進(jìn)行了仿真研究，分析了可變氣門升程(variable valve lift，VVL)耦合二次噴油的策略對缸內(nèi)氣體流動(dòng)和混合氣形成過程的影響。

1 計(jì)算模型的建立與驗(yàn)證

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

本文所研究的發(fā)動(dòng)機(jī)為缸內(nèi)直噴汽油機(jī)，噴油器靠近火花塞居中布置，其基本參數(shù)見表1。計(jì)算中，定義進(jìn)氣上止點(diǎn)為360°曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒上止點(diǎn)為720°曲軸轉(zhuǎn)角。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)

1.2 計(jì)算網(wǎng)格

計(jì)算網(wǎng)格由AnsysICEM-CFD自動(dòng)生成(見圖1)，網(wǎng)格的基本尺寸為1.395 mm；為了提高網(wǎng)格質(zhì)量，在進(jìn)排氣閥、閥座和燃燒室中的間隙處進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化。

圖1 計(jì)算域網(wǎng)格

1.3 初始和邊界條件

使用GT-Power軟件模擬該發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速2 000 r/min、全負(fù)荷工況，得到了邊界和初始條件(見表2)。

表2 初始和邊界條件

1.4 模型標(biāo)定

圖2示出模擬與試驗(yàn)的缸壓曲線對比，可以看出其吻合度較高；為了驗(yàn)證噴霧模擬的準(zhǔn)確性，在Fluent軟件中模擬噴霧發(fā)展過程并用定容彈噴霧試驗(yàn)對噴霧模型進(jìn)行標(biāo)定。模擬所用噴油器為6孔，噴孔直徑均為0.2 mm，單注油束錐角為18°，噴油壓力為10 MPa，燃油溫度為293 K。計(jì)算中選用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型作為湍流模型，噴油液滴分布選用Rosin-Rammler模型，破碎模型選用Wave模型，燃油碰壁采用Walljet1碰壁模型，蒸發(fā)采用Dukowicz蒸發(fā)模型。由圖3和圖4可以看出，不同時(shí)刻的噴霧形狀和噴霧貫穿距的試驗(yàn)與模擬結(jié)果較為吻合，說明該噴霧模型能比較準(zhǔn)確地反映實(shí)際的噴霧特性，可以進(jìn)行下一步缸內(nèi)混合氣形成過程的計(jì)算。

圖2 缸壓對比

圖3 噴霧形態(tài)的試驗(yàn)與模擬結(jié)果對比

圖4 試驗(yàn)與模擬的貫穿距對比

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 VVL耦合二次噴油時(shí)刻對混合氣形成的影響

由于缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)和燃油噴霧的相互作用共同決定了可燃混合氣的形成過程，而氣門升程的變化改變了缸內(nèi)的湍流運(yùn)動(dòng)情況，不同的噴油策略又會(huì)對混合氣均勻性產(chǎn)生顯著影響[8]，因此分析了變氣門升程耦合不同噴油策略對缸內(nèi)氣體流動(dòng)及混合氣形成過程的影響。直噴汽油機(jī)在低速大負(fù)荷工況下缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)較弱，且濕壁現(xiàn)象嚴(yán)重，混合氣分布不均勻，所以選擇轉(zhuǎn)速2 000 r/min、全負(fù)荷工況為計(jì)算工況進(jìn)行分析。采用兩種不同的進(jìn)氣門升程(intake valve lift，IVL)，最大氣門升程分別為7.6 mm和3.0 mm，氣門升程曲線見圖5。噴油策略分別為進(jìn)氣沖程初期單段噴油策略、進(jìn)氣沖程中期或末期進(jìn)行二次噴油的兩段噴油策略；單段噴油策略的噴油開始時(shí)刻(start of injection，SOI)為420°，兩段噴油策略的第一次噴油時(shí)刻(SOI1)和單段噴油相同，為420°，選定第二次噴油時(shí)刻(SOI2)分別為470°，500°，530°和560°，前后兩次噴油量比例設(shè)置為6∶4，具體方案設(shè)置見表3。

圖5 模擬計(jì)算采用的氣門升程曲線

方案氣門升程/mm噴油策略123457．6單段噴油SOI為420°兩段噴油SOI2為470°兩段噴油SOI2為500°兩段噴油SOI2為530°兩段噴油SOI2為560°6789103．0單段噴油SOI為420°兩段噴油SOI2為470°兩段噴油SOI2為500°兩段噴油SOI2為530°兩段噴油SOI2為560°

2.1.1 缸內(nèi)氣體湍流運(yùn)動(dòng)分析

由于4氣門汽油機(jī)缸內(nèi)氣體湍流運(yùn)動(dòng)型式以滾流為主[5]，因此對兩種氣門升程的缸內(nèi)平均滾流比和湍動(dòng)能以及缸內(nèi)流場情況進(jìn)行了分析(見圖6和圖7)。從圖中可以看出，IVL為3.0 mm時(shí)缸內(nèi)平均滾流比和湍動(dòng)能都明顯高于IVL為7.6 mm時(shí)，這是由于小IVL時(shí)的氣門閥座處截面積較小，進(jìn)氣流速增加(圖8中也可看出)，高的進(jìn)氣流速會(huì)造成強(qiáng)烈的自由剪切運(yùn)動(dòng)[6]，使缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度增加。此外，從圖7中也可看出缸內(nèi)氣體的平均湍動(dòng)能主要取決于IVL大小，與采用的噴油策略關(guān)系不大，這是因?yàn)檫M(jìn)氣流速很高，噴入氣缸的燃油相對速度較小，對缸內(nèi)氣體流動(dòng)的干擾很小。

圖6 滾流比對比

圖7 湍動(dòng)能對比

圖8示出兩種IVL的缸內(nèi)流場對比，為了后續(xù)分析不同噴油時(shí)刻的混合氣形成過程，選取了5種噴油時(shí)刻以及壓縮沖程末期的缸內(nèi)流場圖。從圖中可以看出，進(jìn)氣沖程初期(420°)在進(jìn)氣門下方均形成旋向相反的雙滾流結(jié)構(gòu)，IVL為3.0 mm時(shí)由于進(jìn)氣流速較大，與IVL為7.6 mm相比，雙滾流結(jié)構(gòu)向右偏移，更靠近排氣門一側(cè)，且滾流尺度更大；在活塞下行對滾流產(chǎn)生的拉伸作用和大尺度順時(shí)針滾流的擠壓作用下，IVL為7.6 mm工況位于氣缸左側(cè)的逆時(shí)針滾流在470°時(shí)破碎形成兩個(gè)小的滾流中心，且離活塞頂面較近的逆時(shí)針滾流有增大的趨勢，而氣缸上方的順時(shí)針滾流尺度顯著增大并向排氣門側(cè)偏移，到壓縮沖程初期(560°)缸內(nèi)呈現(xiàn)多滾流中心結(jié)構(gòu)。IVL為3.0 mm工況隨著活塞下行，逆時(shí)針滾流也不斷向下移動(dòng)，接近下止點(diǎn)時(shí)(530°)大尺度的逆時(shí)針滾流才破碎成兩個(gè)小的滾流中心，到壓縮沖程初期(560°)缸內(nèi)形成與IVL為7.6 mm工況類似的多滾流中心結(jié)構(gòu)。雖然在進(jìn)氣沖程初期兩種工況的缸內(nèi)氣體流速有較大差異，但隨著進(jìn)氣沖程中后期氣門升程的減小，這種差異越來越小，在下止點(diǎn)附近缸內(nèi)流速差別很小。到了壓縮沖程末期(660°)由于活塞上行的擠壓，缸內(nèi)的大尺度滾流均破碎，兩種工況的缸內(nèi)流動(dòng)均以活塞上推產(chǎn)生的流動(dòng)為主，且氣體流速趨于一致。

圖8 缸內(nèi)流場流速對比

2.1.2 混合氣形成分析

為了對混合氣的形成過程進(jìn)行更深入的分析，研究了不同方案的燃油蒸發(fā)和濕壁情況以及不同時(shí)刻缸內(nèi)的燃空當(dāng)量比分布。圖9示出不同方案的燃油蒸發(fā)量對比，從圖中可以看出，IVL為7.6 mm工況在點(diǎn)火時(shí)刻燃油蒸發(fā)總量明顯小于IVL為3.0 mm工況，這是因?yàn)樾VL缸內(nèi)氣體湍流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度明顯高于大IVL工況，使燃油和空氣充分混合，加快了燃油蒸發(fā)速度。在IVL為7.6 mm時(shí)，由于缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)較弱，此時(shí)燃油的濕壁情況是決定蒸發(fā)總量的關(guān)鍵因素，在噴嘴距活塞較遠(yuǎn)的時(shí)刻進(jìn)行二次噴油可以減少碰壁量，使蒸發(fā)量增加，并且隨二次噴油時(shí)刻推遲，蒸發(fā)量進(jìn)一步增加。而在IVL為3.0 mm時(shí)，由于燃油的霧化蒸發(fā)情況已經(jīng)很好，若采用二次噴油會(huì)縮短油氣混合時(shí)間，反而使燃油蒸發(fā)量小幅減少。

圖9 燃油蒸發(fā)量曲線

燃油濕壁情況對油氣混合過程有很大影響，由于壁面油膜的蒸發(fā)速度較慢[8]，且容易導(dǎo)致點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)存在局部濃混合氣區(qū)降低火焰?zhèn)鞑ニ俣?，因此?0種方案的燃油濕壁情況進(jìn)行分析。圖10和圖11分別示出壁面油膜質(zhì)量變化曲線和點(diǎn)火時(shí)刻壁面殘余油膜質(zhì)量。圖12示出半缸中3根油束的碰壁示意圖，從圖中可看出，單段噴油策略由于噴油時(shí)刻較早，活塞距噴油器很近，方案1和6的3根油束都直接撞擊到活塞頂面上，部分燃油會(huì)反彈至缸套，造成活塞和缸套的濕壁現(xiàn)象。從圖10中也能看出，單段噴油策略的活塞油膜質(zhì)量峰值明顯高于缸套油膜質(zhì)量峰值。此外，小IVL工況的活塞油膜量峰值低于大IVL工況，這是因?yàn)樵贗VL為3.0 mm時(shí)，活塞上方的大尺度逆時(shí)針滾流將活塞頂面附著的燃油托起在氣缸中旋轉(zhuǎn)，使活塞油膜量大幅減少。

圖10 活塞和缸套油膜質(zhì)量變化曲線

圖11 點(diǎn)火時(shí)刻壁面殘余油膜量

圖12 油束碰壁圖

對于二次噴油方案，從圖12可看出：方案2和7第二次噴入氣缸的3根油束有兩根油束撞擊到活塞頂面；方案3，4，8以及9都有兩根油束與缸套碰撞，還有1根油束會(huì)與活塞和缸套都有碰撞；方案5和10則有1根油束撞擊缸套，1根撞擊活塞，還有1根與活塞和缸套都有碰撞。因此，對于第二次噴入氣缸燃油的碰壁位置，噴油時(shí)刻起主導(dǎo)作用，IVL的影響不大。再對二次噴油方案的壁面油膜量進(jìn)行分析，由圖10可知，隨著二次噴油時(shí)刻推遲，活塞和缸套的油膜量峰值逐漸增加，燃油濕壁情況越來越嚴(yán)重，這是因?yàn)閲娪蜁r(shí)刻缸內(nèi)的湍動(dòng)能大小是決定燃油濕壁量的關(guān)鍵因素，在湍動(dòng)能大的時(shí)刻噴油可減小碰壁量[7]。而從圖7可看出，470°時(shí)缸內(nèi)湍動(dòng)能較大，500°，530°和560°湍動(dòng)能大小依次遞減，即隨著二次噴油時(shí)刻推遲，缸內(nèi)湍動(dòng)能逐漸減小，造成壁面油膜量增加。從圖10中還可看出，二次噴油方案在小IVL時(shí)缸套油膜量峰值明顯低于大IVL工況，且活塞油膜量在數(shù)值較大情況的持續(xù)曲軸轉(zhuǎn)角也小于大IVL工況，這也是因?yàn)樾VL工況的缸內(nèi)湍流強(qiáng)度高于大IVL，且小IVL工況的進(jìn)氣流速較大，使氣缸壁面的氣體流速增加，從而將缸套上的部分燃油吹到氣缸中其他位置，而活塞頂面的大尺度滾流將活塞附著的燃油托起，因此小IVL下二次噴油方案的燃油濕壁情況好于大IVL。

由于點(diǎn)火前的壁面油膜大多是在活塞上行產(chǎn)生的擠流作用下將未蒸發(fā)的液態(tài)燃油推向壁面造成的，因此它和燃油蒸發(fā)情況有很大關(guān)系。從圖11中可看出，IVL為7.6 mm時(shí)，除了560°方案噴油過晚外，其余二次噴油方案的點(diǎn)火前殘余油膜量明顯少于單段噴油。這是因?yàn)镮VL為7.6 mm時(shí)二次噴油方案的蒸發(fā)量明顯增加(見圖9)。IVL為3.0 mm時(shí)，二次噴油方案的殘余油膜量高于單段噴油，這也是因?yàn)镮VL為3.0 mm時(shí)推遲噴油使蒸發(fā)量減少造成的。此外，部分IVL為3.0 mm方案的殘余油膜量高于IVL為7.6 mm方案，這可能是因?yàn)閴嚎s沖程進(jìn)氣門完全關(guān)閉，燃油只受到缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的影響，而IVL的減小大幅提高了壓縮沖程缸內(nèi)的滾流比(見圖6)，造成吹到壁面上的未蒸發(fā)燃油比例大大增加，此時(shí)未蒸發(fā)燃油總量不再是決定性因素。

在點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)形成均勻分布的可燃混合氣有利于提高發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒效率并減少尾氣排放，因此對油氣混合過程中和點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)的燃空當(dāng)量比分布進(jìn)行分析。圖13和圖14示出不同時(shí)刻的燃空當(dāng)量比分布和點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近當(dāng)量比及湍動(dòng)能數(shù)值。對方案1和6進(jìn)行分析可知，IVL為7.6 mm時(shí)，由于進(jìn)氣沖程中活塞頂面存在從排氣門側(cè)向進(jìn)氣門側(cè)運(yùn)動(dòng)的氣流，而且進(jìn)氣門側(cè)壁面存在流速較快的向下運(yùn)動(dòng)的氣流，因此在氣流的作用下大量燃油向氣缸左下角聚集(如方案1在500°)。隨著進(jìn)氣門逐漸關(guān)閉，進(jìn)氣門側(cè)壁面向下運(yùn)動(dòng)的高速氣流逐漸減弱，原先活塞頂面從排氣門側(cè)向進(jìn)氣門側(cè)運(yùn)動(dòng)的氣流不再受進(jìn)氣氣流的干擾，逐漸發(fā)展成為大尺度的順時(shí)針滾流，并將氣缸截面左下角的燃油卷吸到氣流中，使其不斷向排氣門側(cè)傳播。方案1在560°時(shí)能明顯看出燃油在此滾流影響下運(yùn)動(dòng)的趨勢。到了壓縮沖程中后期，大尺度滾流破碎，缸內(nèi)主要以活塞上推的氣流運(yùn)動(dòng)為主，且缸內(nèi)平均湍動(dòng)能和各個(gè)位置氣體流速均較低，燃油向排氣門側(cè)傳播的趨勢很弱，燃油未能均勻分布到整個(gè)氣缸，最終在點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)形成進(jìn)氣門側(cè)濃混合氣區(qū)和排氣門側(cè)稀混合氣區(qū)的結(jié)構(gòu)，且火花塞附近當(dāng)量比僅為0.42。IVL為3.0 mm時(shí)，進(jìn)排氣門側(cè)壁面處的氣流速度都很高，氣缸中間低速區(qū)域較大，而活塞頂面存在大尺度的滾流結(jié)構(gòu)，因此大量附著在壁面上的燃油被卷吸到滾流中心，如方案6在560°時(shí)，濃混合氣區(qū)的位置幾乎與氣缸上部雙滾流中心的位置重合(見圖8)。到了壓縮沖程后期，部分燃油隨著缸內(nèi)小尺度的順時(shí)針滾流向排氣門側(cè)流動(dòng)，最終在點(diǎn)火時(shí)刻進(jìn)排氣門側(cè)都只形成了少量的濃混合氣區(qū)，火花塞附近當(dāng)量比也達(dá)到了1.0?？傮w來看，小IVL工況點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣均勻性明顯好于大IVL工況，火花塞附近的當(dāng)量比也滿足點(diǎn)火要求，這是由于小IVL工況的燃油蒸發(fā)量較高、缸內(nèi)氣體湍流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度較大以及缸內(nèi)流場結(jié)構(gòu)不同避免了大量燃油堆積共同造成的結(jié)果。

對于二次噴油方案，由圖13和圖14可知，在IVL為7.6 mm工況，除了方案5的油氣混合時(shí)間過短外，其他的二次噴油方案，與單段噴油相比，點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣均勻性和火花塞附近當(dāng)量比都得到明顯改善，并且隨著二次噴油時(shí)刻推遲，點(diǎn)火時(shí)刻進(jìn)氣門側(cè)濃混合氣區(qū)和排氣門側(cè)稀混合氣區(qū)都有顯著的減小趨勢，整個(gè)氣缸的混合氣分布更加合理。這是因?yàn)殡S著進(jìn)氣的進(jìn)行，進(jìn)氣門側(cè)壁面向下運(yùn)動(dòng)的氣流的速度越來越小，活塞頂面從排氣門側(cè)向進(jìn)氣門側(cè)運(yùn)動(dòng)的氣流發(fā)展成大尺度順時(shí)針滾流的趨勢越來越顯著，因此隨著二次噴油時(shí)刻的推遲，氣缸左下角聚集的燃油越來越少，附著在進(jìn)氣門側(cè)壁面的燃油明顯增多。這種燃油分布更有利于缸內(nèi)大尺度順時(shí)針滾流將燃油卷吸到氣流中，傳播到排氣門側(cè)，在圖13a中這種趨勢也得到了驗(yàn)證。方案4在滾流作用下向排氣門側(cè)傳播的燃油最多，點(diǎn)火時(shí)刻進(jìn)氣門側(cè)濃混合氣區(qū)和排氣門側(cè)稀混合氣區(qū)最小，缸內(nèi)混合氣最均勻，火花塞附近當(dāng)量比也達(dá)到0.93，但是由于60%的燃油是在420°時(shí)噴入氣缸，這部分燃油會(huì)有相當(dāng)一部分堆積在氣缸截面左下角，使得點(diǎn)火時(shí)刻進(jìn)氣門側(cè)不可避免地存在濃混合氣區(qū)。

圖13 不同時(shí)刻燃空當(dāng)量比分布

圖14 點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近燃空當(dāng)量比和湍動(dòng)能

在IVL為3.0 mm工況，只有方案7在點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣均勻性好于單段噴油方案，方案8,9以及10在點(diǎn)火時(shí)刻不論是混合氣的均勻性還是火花塞附近的當(dāng)量比都不如方案6，并且隨著二次噴油時(shí)刻推遲，點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近當(dāng)量比逐漸減小，氣缸壁面處的濃混合氣區(qū)和氣缸中心的稀混合氣區(qū)逐漸增多，混合氣均勻性變差。這是因?yàn)殡S著進(jìn)氣的進(jìn)行，進(jìn)氣門側(cè)氣缸壁面的氣流速度明顯減小，阻止燃油向進(jìn)氣門側(cè)流動(dòng)的趨勢減弱，而且活塞頂面的逆時(shí)針滾流不斷向排氣側(cè)偏移，被其卷吸到氣缸中的進(jìn)氣門側(cè)燃油越來越少。因此隨著二次噴油時(shí)刻推遲，油氣混合時(shí)間減少，點(diǎn)火時(shí)刻進(jìn)氣門側(cè)氣缸邊緣的濃混合氣區(qū)增多，氣缸中心稀混合氣區(qū)擴(kuò)大使得火花塞附近當(dāng)量比越來越小，缸內(nèi)混合氣分布的均勻性越來越差。在小IVL時(shí)采用二次噴油對混合氣質(zhì)量改善不明顯甚至惡化的主要原因是小IVL工況的缸內(nèi)氣體湍流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度很高，采用單段噴油策略時(shí)缸內(nèi)混合氣質(zhì)量已經(jīng)較好，若將部分燃油在進(jìn)氣沖程中后期噴入氣缸，反而縮短了油氣混合時(shí)間，惡化了混合氣質(zhì)量。只有方案7在點(diǎn)火時(shí)刻的混合氣質(zhì)量優(yōu)于方案6，其進(jìn)氣門側(cè)缸壁濃混合氣區(qū)和方案6相當(dāng)，排氣門側(cè)濃混合氣區(qū)大大減少，整個(gè)氣缸的大部分區(qū)域都是當(dāng)量比在1.0附近的均質(zhì)混合氣，同時(shí)火花塞附近湍動(dòng)能為14.8 m2/s2，這都有利于火核的形成和初期火焰的快速傳播。

2.2 二次噴油比例的優(yōu)化

如前所述，在點(diǎn)火時(shí)刻方案7的可燃混合氣質(zhì)量最好，因此再對方案7前后兩段噴射的燃油量比例進(jìn)行優(yōu)化，取第1段和第2段噴油量比例分別為7∶3，6∶4，5∶5，分析其點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣質(zhì)量。

如圖15和16所示，兩段噴油比例為7∶3時(shí)，點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近當(dāng)量比最高，達(dá)到1.05，而且燃油蒸發(fā)量最多，壁面殘余油膜量最少。這是因?yàn)樵谛VL工況決定燃油蒸發(fā)的主要因素是油氣混合時(shí)間的長短，第1段噴油比例增加使其中一部分燃油更早地噴入氣缸，延長了它的油氣混合時(shí)間，改善了蒸發(fā)情況，使殘余油膜量減少。從圖17可看出，噴油比例對點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)整體的燃空當(dāng)量比分布影響很小，這是因?yàn)榉桨?的燃空當(dāng)量比分布已經(jīng)很合理，而且噴油時(shí)刻比噴油量比例對混合氣質(zhì)量的影響更加顯著。因此對于方案7，選擇7∶3為最理想的兩段噴油比例，即IVL為3.0 mm工況下采用二次噴油時(shí)刻為470°，前后兩次噴油量比例為7∶3的兩段噴油策略可在點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)形成質(zhì)量最好的可燃混合氣。

圖15 點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近燃空當(dāng)量比和湍動(dòng)能

圖16 點(diǎn)火時(shí)刻燃油蒸發(fā)總量和壁面殘余油膜量

圖17 兩段噴油比例對點(diǎn)火時(shí)刻燃空當(dāng)量比分布的影響

3 結(jié)論

a) 小IVL工況的缸內(nèi)平均滾流比和湍動(dòng)能高于大IVL工況，且小IVL工況的進(jìn)氣流速更大，缸內(nèi)滾流結(jié)構(gòu)更明顯;

b) 小IVL工況與大IVL工況相比，燃油蒸發(fā)量增加，燃油濕壁情況得到改善；在小IVL工況，采用二次噴油會(huì)使燃油蒸發(fā)量小幅減小，而隨著二次噴油時(shí)刻推遲，燃油蒸發(fā)量變化不明顯，濕壁情況越來越嚴(yán)重；在大IVL工況，采用二次噴油，燃油蒸發(fā)量增加，隨著二次噴油時(shí)刻推遲，燃油蒸發(fā)量進(jìn)一步增加，燃油濕壁情況也在加劇;

c) 決定點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣質(zhì)量的幾個(gè)因素中，IVL的大小是最關(guān)鍵的影響因素，噴油次數(shù)和噴油時(shí)刻的影響次之，兩段噴油量比例的影響最?。?/p>

d) 小IVL工況在點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣均勻性和火花塞附近當(dāng)量比都明顯優(yōu)于大IVL工況；

e) 在大IVL工況，采用二次噴油，可以改善點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣均勻性，而且也增大了火花塞附近當(dāng)量比，隨著二次噴油時(shí)刻推遲，缸內(nèi)混合氣均勻性越來越好，火花塞附近當(dāng)量比逐漸增加；在小IVL工況的二次噴油方案，除了方案7之外，都惡化了混合氣均勻性，降低了火花塞附近當(dāng)量比，隨著二次噴油時(shí)刻推遲，混合氣均勻性越來越差，火花塞附近當(dāng)量比越來越低;

f) 兼顧燃油蒸發(fā)和濕壁情況以及點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣質(zhì)量這幾個(gè)因素，在IVL為3.0 mm工況下采用二次噴油時(shí)刻470°，前后兩次噴油量比例為7∶3的兩段噴油的方案效果最好。

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[編輯: 李建新]

Effect of VVL Coupling Injection Strategy on Mixture Formation of GDI Engine

GONG Zhen, QIAN Yejian, LUO Lin, QI Jingjing, ZHAO Peng, SHAO Xiaowei

(School of Automobile and Traffic Engineering, Hefei University of Technology, Hefei 230009, China)

A simulation computation model of GDI engine was established by using Ansys Fluent 3D Simulation software to calculate the effect of variable valve lift coupled with different injection strategies on in-cylinder flow and mixture formation. The results showed that the low valve lift condition improved in-cylinder turbulent motion intensity, fuel evaporation, wall wetting and mixture quality at ignition timing more than the high valve lift condition did. In the low valve lift condition, two stage injection shortened mixing time of fuel and air and the seriously-delayed second injection would worsen mixture quality and wall wetting. When the second injection delayed, wall wetting and mixture quality deteriorated gradually. In the high valve lift condition, two stage injection improved mixture homogeneity. When the second injection delayed, the mass of fuel evaporation increased, wall wetting became serious and so mixture quality improved. For the low valve lift condition, the two stage injection strategy in which the second injection timing was 470°CA and the injection mass ratio of two injection was 7∶3 had a good effect on fuel evaporation, wall wetting and in-cylinder mixture quality at ignition timing, and was the most reasonable solution.

gasoline direct injection engine; variable valve lift; injection strategy; fuel evaporation; wall wetting; mixture formation

2017-02-03;

2017-04-25

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51676062);安徽省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(1708085ME102)

龔震(1994—)，男，碩士，研究方向?yàn)楦變?nèi)直噴汽油機(jī)；18856072762@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.02.005

TK411.2

B

1001-2222(2017)02-0027-08