二沖程CNG直噴發(fā)動機(jī)混合氣形成過程數(shù)值解析

彭明國許伯彥孫朝棟姜龍龍

(1.山東建筑大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250101；2.聊城職業(yè)技術(shù)學(xué)院，山東 聊城 252000；3.大連理工大學(xué)能源與動力學(xué)院，遼寧大連116024)

0 引言

電動汽車是保障能源安全，解決環(huán)境污染等問題的重要途徑和有效方法，現(xiàn)階段因純電動汽車存在續(xù)航里程短、制造成本高以及充電設(shè)施不完善等問題嚴(yán)重制約了純電動汽車的發(fā)展[1]。近年來，增程式電動汽車已成為彌補(bǔ)純電動車?yán)m(xù)航里程短板的重要模式之一。與純電動汽車相比，增程式電動車匹配一臺小功率發(fā)動機(jī)以驅(qū)動發(fā)電機(jī)發(fā)電，在電池電量低時為電池充電，因此，驅(qū)動電池容量比純電動汽車小，汽車可以在純電動模式下行駛，提高了經(jīng)濟(jì)性與環(huán)保性并降低了使用成本，增程式電動車在續(xù)航里程、油耗、充電便捷性方面表現(xiàn)出良好性能[2]。上汽通用于2017年4月份上市的別克-VELITE5都市增程版電動車[3]，搭載15 kW·h的三元鋰電池組，在純電動模式下的續(xù)航里程為116 km，增程器采用4缸、1.5 L排量的自然吸氣式直噴汽油機(jī)，動力系統(tǒng)最大輸出馬力106 Ps，最大扭矩138 N·m，工信部測得的百公里油耗為0.9 L；德國寶馬公司研發(fā)生產(chǎn)的增程版寶馬i3[4]，在動力方面采用電池容量為33 kW·h的鋰離子電池，增程器為2缸、0.9 L排量的自然吸氣式多點電噴汽油機(jī)，在純電動模式下，當(dāng)電池電量低于荷電狀態(tài)SOC(State of Charge)點時，將自動切換至增程模式增加續(xù)航里程。

與四沖程發(fā)動機(jī)相比，二沖程發(fā)動機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡單、體積小、升功率高、便于維修等特點而廣泛應(yīng)用于摩托車、發(fā)電機(jī)組和割草機(jī)等[5]。然而，國內(nèi)外卻鮮有采用二沖程發(fā)動機(jī)作為增程式電動車動力源的報道。主要原因在于傳統(tǒng)的曲軸箱掃氣式二沖程發(fā)動機(jī)在大負(fù)荷、怠速和小負(fù)荷工況下的混合氣形成、燃燒以及排放特性惡劣[6]。在大負(fù)荷工況時，燃料在掃氣過程中會出現(xiàn)燃料短路現(xiàn)象，造成碳?xì)浠衔颒C(Hydrocarbon)排放增加；在怠速、小負(fù)荷工況由于掃氣不充分造成缸內(nèi)殘余廢氣量多，對發(fā)動機(jī)燃燒過程影響嚴(yán)重，一氧化碳CO、HC排放增加[7]。但是，二沖程發(fā)動機(jī)采用缸內(nèi)直噴技術(shù)和優(yōu)化燃料噴射時刻便可以有效降低大負(fù)荷工況下的燃料短路問題[8]；同時，部分負(fù)荷和小負(fù)荷工況下還可以在排氣道關(guān)閉后噴射燃料，推遲噴射角，形成分層混合氣，提高燃燒性能，降低發(fā)動機(jī)油耗，提高發(fā)動機(jī)的排放特性[9]。陳登等[10]數(shù)值解析了排量為100 mL的摩托車用掃氣式二沖程汽油機(jī)在2000 r/min、6%負(fù)荷率時，不同燃料噴射時刻缸內(nèi)混合氣的形成過程；Darzi等[11]為了提高進(jìn)氣效率、降低燃料泄漏和控制殘余廢氣系數(shù)，對一臺排量34 mL的二沖程汽油機(jī)進(jìn)行改裝，在進(jìn)氣口和排氣道加裝諧振器，同時采用低壓直噴，其結(jié)果與同等條件下的普通二沖程發(fā)動機(jī)相比，改裝后的發(fā)動機(jī)燃料泄漏率僅為6%～20%。上述研究結(jié)果表明:雖然采用缸內(nèi)直噴技術(shù)可以顯著降低燃料泄漏，但是二沖程直噴汽油機(jī)在增程模式下轉(zhuǎn)速高，若采用關(guān)閉排氣道后噴射則汽油蒸發(fā)霧化效果不好，影響混合氣的形成。分層稀燃方式滿足增程式電動車用二沖程發(fā)動機(jī)的運行工況特征，利于提高發(fā)動機(jī)的經(jīng)濟(jì)性，研究以輕型電動車增程模式下的二沖程發(fā)動機(jī)為對象，采取壁面引導(dǎo)式的混合氣形成方式，選用高辛烷值、混合氣熱值高、易于混合氣形成的壓縮天然氣CNG(Compressed Natural Gas)為燃料，采用光學(xué)紋影法在實驗驗證了選定的計算模型正確性后，利用CFD軟件FIRE 2011數(shù)值解析了不同工況下不同噴射時刻二沖程CNG直噴發(fā)動機(jī)缸內(nèi)混合氣的形成過程。

1 二沖程CNG直噴發(fā)動機(jī)實體模型及計算模型的選定

1.1 增程器的選型與二沖程CNG壁面引導(dǎo)燃燒系統(tǒng)

基于國內(nèi)某輕型純電動車為基礎(chǔ)[12]，當(dāng)車輛自重m0為1050 kg，載重m為300～400 kg，空氣阻力系數(shù)CD為0.3，迎風(fēng)面積A為1.8 m2，驅(qū)動電機(jī)的傳動效率η為0.9時，增程模式下二沖程直噴發(fā)動機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)如下:發(fā)動機(jī)燃燒室采用曲面活塞頂?shù)奈菁剐稳紵?，發(fā)動機(jī)排量VL為330 mL，缸徑D為75 mm，行程s為75 mm，壓縮比ε為10，功率P為10.5 kW，采用稀燃催化轉(zhuǎn)化器進(jìn)行尾氣處理，轉(zhuǎn)速與負(fù)荷:1800 r/min、20%負(fù)荷，4800 r/min、60%負(fù)荷和4800 r/min、100%負(fù)荷。

車用CNG的主要成分為甲烷CH4，由于其辛烷值比汽油高，可以提高CNG發(fā)動機(jī)的壓縮比，因此，其循環(huán)熱效率要比汽油高8%～12%[13]，文章采用的壁面引導(dǎo)式二沖程CNG直噴發(fā)動機(jī)燃燒系統(tǒng)如圖1所示。增程模式下發(fā)電機(jī)組選定在二沖程CNG直噴發(fā)動機(jī)的部分負(fù)荷工況(4800 r/min、60%負(fù)荷)，采用發(fā)動機(jī)壓縮過程的中、后期CNG噴射，由CNG噴射角與活塞曲面頂形狀的相互配合，在接近火花塞點火的上止點前BTDC(Before Top Dead Center)，易于點火的天然氣—空氣混合氣被引導(dǎo)至火花塞電極附近，而遠(yuǎn)離火花塞的缸內(nèi)末端混合氣位置混合氣濃度很低，形成缸內(nèi)明顯的混合氣分層構(gòu)造，而在部分負(fù)荷工況以外的冷啟動—暖機(jī)工況(1800 r/min、20%負(fù)荷)、大負(fù)荷工況(4800 r/min、100%負(fù)荷)時，采用了在活塞上行排氣道關(guān)閉前CNG噴射，以盡可能的增加CNG與空氣的混合時間，形成較理想的可燃均質(zhì)混合氣。

圖1 壁面引導(dǎo)式二沖程發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 建立三維模型及網(wǎng)格劃分

增程式電動車采用二沖程CNG直噴發(fā)動機(jī)計算的模型參數(shù)見表1，其中，CA(Crank Angle)為曲軸轉(zhuǎn)角；BBDC(Before Bottom Dead Center)為下止點前；ABDC(After Bottom Dead Center)為下止點后。

表1 壁面引導(dǎo)式二沖程CNG直噴發(fā)動機(jī)計算模型參數(shù)表

根據(jù)表1內(nèi)參數(shù)利用三維建模軟件Solidworks建立三維模型，如圖2(a)所示，將模型保存為stl格式并導(dǎo)入FIRE軟件中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，劃分結(jié)果如圖2(b)～(d)所示。

圖2 二沖程發(fā)動機(jī)實體三維模型及網(wǎng)格劃分圖

1.3 計算模型的選定

AVL-FIRE中包含多種湍流模型，通過大量的光學(xué)實驗與計算結(jié)果對比，選定了適用于高雷諾數(shù)的湍流流動的標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，在噴霧子模型中選定了既能夠保證計算精度又能夠縮短計算時間的歐拉模型、缸內(nèi)粒子相互作用模型選擇Nordin模型，壁面撞擊模型則選定了適用于缸內(nèi)直接燃料噴射發(fā)動機(jī)的Walljet0模型[14-15]。

2 二沖程CNG直噴發(fā)動機(jī)計算模型的驗證

2.1 實驗概況

為了驗證本研究所采用計算模型的正確性，首先進(jìn)行噴霧實驗。光學(xué)紋影實驗利用光在不同密度介質(zhì)中折射率的不同，獲得天然氣噴霧形狀，噴霧錐角，噴霧貫穿距離等與噴霧計算相關(guān)的數(shù)據(jù)。紋影實驗裝置如圖3所示。

圖3 光學(xué)紋影實驗裝置圖

實驗采用的發(fā)動機(jī)以二沖程汽油發(fā)動機(jī)為基礎(chǔ)進(jìn)行改裝的CNG發(fā)動機(jī)，其噴射系統(tǒng)采用單孔噴嘴，噴射持續(xù)時間為3 ms，噴射壓力為0.3 MPa，噴射背壓為環(huán)境壓力，氣體為空氣，溫度為293.15 K。實驗采用的CNG噴嘴應(yīng)用于日本本田汽車電噴天然氣汽車發(fā)動機(jī)，噴孔形狀分為圓柱形噴孔和圓錐形噴孔，噴孔直徑均為1.5 mm，結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖4 噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖

2.2 天然氣噴霧模擬與實驗結(jié)果對比

采用與實驗相同的CNG噴射參數(shù)，建立CNG噴霧計算模型，數(shù)值解析CNG噴射過程。圖5與圖6分別為圓柱單孔噴嘴和圓錐單孔噴嘴實驗結(jié)果與計算結(jié)果對比，可以看出CNG噴霧錐角、貫穿距離以及噴霧形狀的實驗結(jié)果與計算結(jié)果是相當(dāng)一致的，由此也驗證了所采用計算模型的正確性。

圖5 圓柱單孔噴嘴噴霧實驗與模擬結(jié)果對比圖

圖6 圓錐單孔噴嘴噴霧實驗與計算結(jié)果對比圖

3 不同工況下二沖程CNG直噴發(fā)動機(jī)混合氣形成過程的數(shù)值解析

3.1 冷啟動—暖機(jī)工況下不同噴射時刻均質(zhì)混合氣分布

當(dāng)車輛在純電動模式下行駛至電量低時將轉(zhuǎn)換至增程模式，此時二沖程發(fā)動機(jī)開始工作，若發(fā)動機(jī)自啟動便在部分負(fù)荷工況(4800 r/min、60%負(fù)荷)下運轉(zhuǎn)，會對發(fā)動機(jī)整體的可靠性和穩(wěn)定性造成嚴(yán)重影響，因此在啟動增程模式前發(fā)動機(jī)應(yīng)先進(jìn)入冷啟動—暖機(jī)工況(1800 r/min、20%負(fù)荷)，采用均質(zhì)理論混合氣加速發(fā)動機(jī)預(yù)熱和尾氣后處理裝置的溫升。為了選定最佳的CNG噴射時刻，圖7是發(fā)動機(jī)在冷啟動—暖機(jī)工況下(1800 r/min、20%負(fù)荷)，不同噴射時刻(20°CA ABDC、30°CA ABDC)混合氣形成過程的解析結(jié)果。圖7(a)是噴射時刻為20°CA ABDC時缸內(nèi)混合氣的形成過程，此時CNG噴射時刻過早，有部分CNG—空氣混合氣經(jīng)排氣道排出；如圖7(b)所示，在噴射時刻為30°CA ABDC時排氣道還未關(guān)閉，但卻無CNG—空氣混合氣逸出，并且在該工況的火花塞跳火時刻(20°CA BTDC)缸內(nèi)形成了較理想的均質(zhì)理論混合氣。為此，該工況選定30°CA ABDC為冷啟動—暖機(jī)工況(1800 r/min，20%負(fù)荷)的CNG噴射開始時刻。

圖7 冷啟動—暖機(jī)工況不同噴射時刻缸內(nèi)均質(zhì)混合氣形成過程圖

3.2 增程模式的部分負(fù)荷發(fā)電機(jī)組工況下不同燃料噴射時刻缸內(nèi)混合氣分布

在部分符合工況(4800 r/min、60%負(fù)荷)下采用分層稀薄燒燃是提高熱效率、降低有害氣體排放的有利措施。為了形成缸內(nèi)良好的分層混合氣構(gòu)造，應(yīng)盡可能推遲CNG噴射開始時刻，以利于形成燃料噴射與曲面活塞頂形狀的良好配合，火花塞跳火時刻(25°CA BTDC)在火花塞電極附近能形成良好的可燃混合氣。為此，計算了部分負(fù)荷工況下活塞上止點前CNG不同時刻(80°CA BTDC、70°CA BTDC、60 °CA BTDC、50 °CA BTDC)時的缸內(nèi)混合氣形成過程，結(jié)果如圖8所示。

圖8 發(fā)電機(jī)組部分符合工況不同噴射時刻分層混合氣形成過程圖

如圖8(a)所示，當(dāng)噴射時刻為80°CA BTDC時， 因CNG噴射過早在火花塞跳火時刻有大量的混合氣附著到燃燒室頂部，由于氣缸蓋溫度較低會對混合氣進(jìn)行冷卻，導(dǎo)致在點火初始時刻比較容易發(fā)生壁面淬熄，造成燃燒過程惡化，CO、HC排放增多；當(dāng)CNG噴射時刻為70°CA BTDC時，如圖8(b)所示，天然氣噴霧在缸內(nèi)湍流及活塞頂曲面的引導(dǎo)下于火花塞電極附近形成良好的可燃濃混合氣，該區(qū)域的空燃比能達(dá)到理論空燃比，而遠(yuǎn)離火花塞的區(qū)域形成稀混合氣，整個氣缸內(nèi)混合氣的空燃比能達(dá)到40∶1；圖8(c)、(b)的解析結(jié)果相似，表明在噴射時刻60°CA BTDC時能形成理想的分層混合氣；圖8(d)是噴射時刻為50°CA BTDC時，由于噴射時刻較晚，在點火時刻(25°CA BTDC)火花塞電極附近形成不了易于點火的濃混合氣，同時，活塞頂?shù)那鎯?nèi)還聚集有大量混合氣，導(dǎo)致在燃燒過程中這部分混合氣燃燒不充分，增加CO、HC的排放。因此，增程式模式部分負(fù)荷工況下二沖程CNG直噴發(fā)動機(jī)在60°～70°CA BTDC噴射CNG時缸內(nèi)可以形成較好的分層混合氣構(gòu)造，滿足增程模式下部分負(fù)荷工況的需要。

3.3 增程模式大負(fù)荷發(fā)電機(jī)組工況下不同燃料噴射時刻均質(zhì)混合氣分布

文章也對大負(fù)荷工況下(4800 r/min、100%負(fù)荷)二沖程發(fā)動機(jī)的混合氣形成過程做了解析。顯然大負(fù)荷工況下應(yīng)采用均質(zhì)理論混合氣，因此，在避免“燃料短路”前提下，應(yīng)當(dāng)盡可能提前CNG噴射，圖9為大負(fù)荷工況下不同燃料噴射時刻(10°CA ABDC、20°CA ABDC)缸內(nèi)混合氣形成過程結(jié)果。

圖9 發(fā)電機(jī)組大負(fù)荷工況不同噴射時刻缸內(nèi)均質(zhì)混合氣形成過程圖

根據(jù)圖9分析可知，當(dāng) CNG噴射時刻為10°CA ABDC和20°CA ABDC時，火花塞點火時刻(25°CA BTDC)能形成較理想的可燃均質(zhì)混合氣。當(dāng)噴射時刻為10°CA ABDC時，由于噴射時刻過早部分燃料會隨廢氣一同排出，導(dǎo)致燃料泄漏，二沖程直噴發(fā)動機(jī)的動力性下降，HC排放增加，發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)性降低、排放特性惡化；當(dāng)噴射時刻為20°CA ABDC時，在排氣道關(guān)閉時，新鮮工質(zhì)完全被鎖在氣缸內(nèi)，并且在缸內(nèi)氣流以及活塞曲面頂?shù)囊龑?dǎo)下于點火時刻(25°CA BTDC)能夠形成理想可燃均質(zhì)混合氣。所以，增程模式發(fā)電機(jī)組在大負(fù)荷(4800 r/min、100%負(fù)荷)運行工況，二沖程CNG直噴發(fā)動機(jī)噴射時刻為(20°CA ABDC)時在點火時刻(25°CA BTDC)形成了較理想的均質(zhì)可燃混合氣。

4 結(jié)論

通過上述研究得出以下結(jié)論:

(1)在最常用的增程模式下的部分負(fù)荷工況(4800 r/min、60%負(fù)荷)時，CNG噴射開始時刻在60°～70°CA BTDC時，在火花塞跳火時刻(25°CA BTDC)，火花塞電極附近形成易于點火的濃混合氣，而遠(yuǎn)離火花塞的末端混合氣處混合氣濃度很低，形成了明顯的缸內(nèi)混合氣分層構(gòu)造，而燃燒室的整體空燃比達(dá)到了 40∶1。

(2)在冷啟動—暖機(jī)工況(1800 r/min、20%負(fù)荷)時，采用CNG噴射開始時刻30°CA ABDC，在火花塞跳火時刻(20°CA BTDC)時，缸內(nèi)形成較理想的均質(zhì)理論混合氣。而在進(jìn)一步強(qiáng)化的大負(fù)荷工況下運轉(zhuǎn)(4800 r/min、100%負(fù)荷)時，采用CNG噴射開始時刻20°CA ABDC，在火花塞跳火時刻(25°CA ABDC)時，缸內(nèi)也可形成較理想的均質(zhì)理論混合氣。