混合氣分布特性對(duì)汽油壓燃影響的數(shù)值模擬

馬桂香，馬俊生，劉海峰，鄭尊清，堯命發(fā)

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混合氣分布特性對(duì)汽油壓燃影響的數(shù)值模擬

馬桂香，馬俊生，劉海峰，鄭尊清，堯命發(fā)

(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

利用三維計(jì)算流體力學(xué)軟件CONVERGE，通過數(shù)值模擬的方法，對(duì)比研究了缸內(nèi)單次噴射、缸內(nèi)多次噴射、氣道加缸內(nèi)噴射的混合氣分布及不同混合氣分布特性對(duì)汽油壓燃的影響. 結(jié)果表明：隨氣道預(yù)混比例的增加，著火時(shí)刻的當(dāng)量比離散度先降低后升高，放熱率峰值先升高后降低，最大壓力升高率先增大后下降.隨預(yù)噴時(shí)刻的推遲，指示熱效率先增大后降低，最大壓力升高率的變化較小. 在爆發(fā)壓力(18MPa)和最大壓力升高率(1.5MPa/° CA)的限制下，相比于缸內(nèi)單次噴射，氣道加直噴策略和缸內(nèi)兩次噴射策略的指示熱效率分別從45.6%增加到48.3%、48.2%；碳煙排放分別從0.041g/(kW·h)減小到0.016g/(kW·h)、0.015g/(kW·h).

汽油壓燃；噴油策略；分層燃燒；排放

近年來很多研究表明，壓燃式發(fā)動(dòng)機(jī)中的低溫燃燒能夠在保持高熱效率的同時(shí)實(shí)現(xiàn)較低的NO和碳煙排放[1-3]．而低溫燃燒的實(shí)現(xiàn)需要燃料與空氣之間有充分的混合時(shí)間，從而減少富燃區(qū)域并降低最高燃燒溫度，進(jìn)而減少碳煙和NO的形成．由于柴油的低揮發(fā)性和高反應(yīng)活性，在較寬廣的工況范圍內(nèi)用柴油實(shí)現(xiàn)低溫燃燒比較困難．相反，汽油具有低反應(yīng)活性和高揮發(fā)性，這意味著在發(fā)生自燃之前燃料與空氣混合的時(shí)間越長(zhǎng)，更容易實(shí)現(xiàn)低溫燃燒．因此汽油壓燃(gasoline compression ignition，GCI)燃燒方式成為研究熱門話題．

燃油噴射和燃燒過程盡量分離是GCI模式的特征之一，也是GCI獲得較低排放的關(guān)鍵因素，但易導(dǎo)致燃料的預(yù)混合程度過高，燃燒速度快，最大壓力升高率高及燃燒噪音大等問題，且在大負(fù)荷下尤為明?顯[4].針對(duì)GCI大負(fù)荷問題，Kalghatgi等[5-7]通過兩次噴射策略抑制放熱速率，將平均指示有效壓力(IMEP)提高到1.595MPa．Tuner等[8]采用分段噴射策略，延長(zhǎng)燃燒持續(xù)期和降低壓力升高率，使用辛烷值為70的汽油將IMEP拓展至1.8MPa．由此可見，通過調(diào)整噴油策略可較好地控制燃料分層，從而抑制大負(fù)荷過高的壓力升高率．噴油策略的改變，其本質(zhì)是改變了缸內(nèi)的混合氣分布特性，然而國(guó)內(nèi)外對(duì)GCI混合氣分布特性的研究較少．此外，試驗(yàn)研究很難觀察到缸內(nèi)的混合氣分布，因此，有必要在大負(fù)荷工況下使用數(shù)值模擬開展不同噴油策略的燃料分布特性對(duì)GCI的影響研究．

本文在CONVERGE平臺(tái)上開展數(shù)值模擬研究，使用缸內(nèi)當(dāng)量比分布的離散度來表征混合氣的分層度，對(duì)比研究了缸內(nèi)單次噴射、缸內(nèi)多次噴射和氣道加缸內(nèi)噴射的混合氣分布，揭示不同混合氣分布特性對(duì)GCI的影響．

1?模型的標(biāo)定

數(shù)值模擬使用的軟件為CONVERGE，計(jì)算過程中用到的物理模型主要有：RNG-湍流模型、拉格朗日噴霧模型[9]、KH-RT破碎模型[10]、O’Rourke液滴碰撞模型[11]、單對(duì)象蒸發(fā)模型[12]、詳細(xì)的化學(xué)求解器SAGE[13]．

研究所用的噴油器為8孔式，認(rèn)為各油束沿氣缸軸線對(duì)稱分布，為提高計(jì)算效率，只模擬單個(gè)油束，即采用缸內(nèi)45°扇形網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算．最小網(wǎng)格尺寸為1.4mm，模型在上止點(diǎn)時(shí)的網(wǎng)格數(shù)約50000，計(jì)算網(wǎng)格示意見圖1，發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)如表1所示．?dāng)?shù)值計(jì)算中用PRF92(92%異辛烷加8%正庚烷)燃料來模擬試驗(yàn)中的92號(hào)汽油．當(dāng)燃油蒸發(fā)成氣態(tài)后，用Wang等[14]簡(jiǎn)化的PRF機(jī)理來模擬化學(xué)動(dòng)力學(xué)．

表2為根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)設(shè)定的數(shù)值模擬邊界條件(下文中轉(zhuǎn)速、進(jìn)氣溫度、軌壓、總噴油量、EGR率等邊界條件的設(shè)置也與表2一致)．圖2為缸壓、放熱率的模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比，可發(fā)現(xiàn)模型預(yù)測(cè)的缸壓和放熱率曲線的形狀與試驗(yàn)結(jié)果基本一致．可見，模擬預(yù)測(cè)的結(jié)果具有一定的可信度．

圖1?上止點(diǎn)時(shí)計(jì)算網(wǎng)格示意

表1?發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)

Tab.1?Engine specifications

表2?數(shù)值模擬邊界條件的設(shè)置

Tab.2 Setting of boundary conditions in numerical simu-lations

圖2?模型驗(yàn)證

2?結(jié)果及討論

為研究混合氣分布對(duì)GCI燃燒和排放的影響，本文通過改變噴油策略實(shí)現(xiàn)不同的混合氣分布．研究了進(jìn)氣道加缸內(nèi)直噴(PFI＋DI)和缸內(nèi)兩次噴射(DI＋DI)的混合氣分布特性對(duì)GCI燃燒和排放的影響，以及這兩種噴射策略對(duì)GCI大負(fù)荷工況下改善燃燒和排放的潛力．

此外，為更好地描述缸內(nèi)的混合氣分布特性，定義了缸內(nèi)當(dāng)量比分布的離散度來表征缸內(nèi)混合氣的分層度．缸內(nèi)當(dāng)量比分布的離散度越高，混合氣的分層度也越高．離散度定義方法如下：將0～1、1～2當(dāng)量比區(qū)間分別劃分為20、10個(gè)區(qū)域，大于2為1個(gè)區(qū)域，如表3所示．計(jì)算式為公式(1)，表征缸內(nèi)各處當(dāng)量比相對(duì)于宏觀當(dāng)量比的離散程度．

(1)

表3?離散度定義

Tab.3?Definition of dispersion

2.1?PFI＋DI策略對(duì)GCI的影響

為避免燃燒過于提前，且盡可能使各算例處在高熱效率區(qū)，將缸內(nèi)直噴的噴油時(shí)刻固定在-6°CA ATDC．氣道噴油比例從10%遞增到50%．在0.24MPa和0.18MPa兩個(gè)不同的進(jìn)氣壓力下探究氣道預(yù)混比例對(duì)燃燒和排放的影響．兩個(gè)進(jìn)氣壓力下噴油總量保持不變，對(duì)應(yīng)的當(dāng)量比分別為0.58、0.76．

圖3為0.24MPa和0.18MPa進(jìn)氣壓力下不同氣道預(yù)混比例的缸壓和放熱率曲線．由圖可知，隨著氣道預(yù)混比例的增加，缸內(nèi)最大壓力是單調(diào)增加，但放熱率峰值的變化是先升高后降低，且兩個(gè)不同進(jìn)氣壓力下均呈現(xiàn)此規(guī)律．然而，出現(xiàn)最高放熱率峰值所對(duì)應(yīng)的預(yù)混比例不同：0.24MPa進(jìn)氣壓力下，放熱率峰值在預(yù)混比例20%達(dá)到最大，而在0.18MPa進(jìn)氣壓力下，放熱率峰值則在預(yù)混比例30%達(dá)到最大．接下來詳細(xì)闡述其原因．

燃燒放熱的速度與著火時(shí)刻的缸內(nèi)混合氣分布情況密切相關(guān)．換句話說，著火時(shí)刻混合氣的分布在一定程度上決定著燃燒放熱的快慢．對(duì)于氣道加直噴的噴油策略而言，一方面，隨著氣道預(yù)混比例增加，燃油與進(jìn)氣混合更好，加快燃燒；另一方面，隨著氣道預(yù)混比例增加，滯燃期(定義為開始噴油到放熱量達(dá)總放熱量的10%所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角)迅速縮短，導(dǎo)致直噴燃油的預(yù)混量減少，使得燃燒減慢．這兩方面綜合影響導(dǎo)致了放熱率峰值先升后降．

從圖4顯示的各算例在CA10(放熱量達(dá)總放熱量的10%)時(shí)刻的缸內(nèi)當(dāng)量比分布及其離散度能更直觀地解釋上述現(xiàn)象．圖4(a)統(tǒng)計(jì)了0.24MPa進(jìn)氣壓力下預(yù)混比例10%、20%、30%、40%的當(dāng)量比區(qū)間在缸內(nèi)所占的體積分布和離散度值．可以看出，氣道預(yù)混比例為20%的當(dāng)量比分布的離散度值比其他預(yù)混比例的低，缸內(nèi)當(dāng)量比分布更均勻，意味著燃油和空氣混合得更好，更有利于火焰的快速傳播．因此，0.24MPa進(jìn)氣壓力下，預(yù)混比例為20%時(shí)，放熱率峰值最高．當(dāng)預(yù)混比例為30%和40%時(shí)，雖然氣道預(yù)混的油量增多，但由于滯燃期的縮短，使得當(dāng)量比高于0.5的區(qū)域所占體積減小，即直噴燃油的預(yù)混量少，導(dǎo)致了其放熱率峰值比預(yù)混比例為20%的算例低．

圖3 進(jìn)氣壓力0.24MPa、0.18MPa下，不同氣道預(yù)混比例的缸壓和放熱率曲線

同理，圖4(b)展示了0.18MPa進(jìn)氣壓力下CA10時(shí)刻的缸內(nèi)當(dāng)量比分布統(tǒng)計(jì)及其離散度．可以看出，氣道預(yù)混為30%的離散度值比其他預(yù)混比例的低，其缸內(nèi)當(dāng)量比分布更均勻．因此，0.18MPa進(jìn)氣壓力下的最高放熱率峰值出現(xiàn)在氣道預(yù)混比例為30%的工況．

通過對(duì)比圖4(a)與圖4(b)，在同一氣道預(yù)混比例下，進(jìn)氣壓力0.18MPa的缸內(nèi)當(dāng)量比分布離散度比進(jìn)氣壓力0.24MPa的低，這意味著0.18MPa進(jìn)氣壓力下在CA10時(shí)刻的缸內(nèi)混合氣分布更均勻，燃油與空氣混合得更好，因此，圖3呈現(xiàn)進(jìn)氣壓力0.18MPa時(shí)放熱率峰值遠(yuǎn)高于0.24MPa時(shí)的值．

圖4 進(jìn)氣壓力0.24MPa、0.18MPa下，CA10時(shí)刻各當(dāng)量比區(qū)間在缸內(nèi)所占的體積分布

圖5所示為不同進(jìn)氣壓力下CA10時(shí)刻的缸內(nèi)溫度分布．從圖中可以看出，隨著預(yù)混比例的增加，初始高溫區(qū)由噴霧末端區(qū)域逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閲婌F中下游區(qū)域．當(dāng)初始高溫區(qū)出現(xiàn)在噴霧末端的近壁面區(qū)域時(shí)(如0.24MPa，預(yù)混20%；0.18MPa，預(yù)混30%)，高溫區(qū)域的發(fā)展邊界最寬，有利于高溫區(qū)域的快速發(fā)展，這也進(jìn)一步解釋了0.24MPa進(jìn)氣壓力下，放熱率峰值在預(yù)混比例20%達(dá)到最大；而在0.18MPa進(jìn)氣壓力下，放熱率峰值在預(yù)混比例30%達(dá)到最大．

圖5?不同進(jìn)氣壓力下CA10時(shí)刻的缸內(nèi)溫度分布

圖6所示為不同進(jìn)氣壓力和氣道預(yù)混比例下的CA10和CA50(放熱量達(dá)總放熱量的50%)對(duì)比．柱下端所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角為CA10，柱上端所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角為CA50，柱的長(zhǎng)度代表CA10到CA50所需時(shí)間的長(zhǎng)短．可以看出，隨氣道預(yù)混比例的增加，初始燃燒相位CA10和主燃燒相位CA50均提前．這是因?yàn)轭A(yù)混部分的燃油在缸內(nèi)預(yù)先發(fā)生低溫反應(yīng)，預(yù)混比例增大會(huì)產(chǎn)生更多的甲醛等高活性中間產(chǎn)物，從而縮短了滯燃期，使得CA10和CA50都提前．通過對(duì)比不同的進(jìn)氣壓力可發(fā)現(xiàn)，當(dāng)進(jìn)氣壓力降低，各預(yù)混比例下的初始燃燒相位CA10都推遲．這是因?yàn)楫?dāng)進(jìn)氣壓力降低時(shí)，缸內(nèi)溫度和氧濃度降低，使得初始燃燒相位CA10推遲，尤其是低氣道預(yù)混比例下推遲更明顯．然而，在高氣道預(yù)混比例(30%～50%)下，低進(jìn)氣壓力下的主燃燒相位CA50沒有被推遲，反而稍微提前了一些．這是由于在高氣道預(yù)混比例下，進(jìn)氣壓力的降低雖然使得初始燃燒相位CA10稍稍推遲，但滯燃期的延長(zhǎng)使得燃燒速度加快，CA10到CA50的時(shí)間減短，所以主燃燒相位CA50并未隨進(jìn)氣壓力的降低而推遲．

圖6 不同進(jìn)氣壓力和氣道預(yù)混比例下的CA10和CA50

圖7展示了在不同進(jìn)氣壓力下指示熱效率和最大壓力升高率隨氣道預(yù)混比例的變化．指示熱效率與主燃燒相位密切相關(guān)．隨氣道預(yù)混比例的增加，主燃燒相位CA50越靠近上止點(diǎn)(見圖6)，燃燒定容度高，導(dǎo)致隨氣道預(yù)混比例增加，指示熱效率不斷增加．降低進(jìn)氣壓力，指示熱效率會(huì)隨之降低；但隨著氣道預(yù)混比例的增加，不同進(jìn)氣壓力的指示熱效率差距逐漸減?。@是由于降低進(jìn)氣壓力(如圖6所示)，燃燒相位推遲，指示熱效率降低；但隨著氣道預(yù)混比例的增加，不同進(jìn)氣壓力的主燃燒相位CA50的差異逐漸減小，因此，不同進(jìn)氣壓力下的指示熱效率在高氣道預(yù)混比例的差距減?。送?，最大壓力升高率與燃燒速度的快慢密切相關(guān)．由圖7可知，低進(jìn)氣壓力的最大壓力升高率較高，這是因?yàn)檫M(jìn)氣壓力降低，放熱率峰值大(即燃燒速度快)．最大壓力升高率不隨氣道預(yù)混比例增加單調(diào)遞增，而是先增大后下降．這是由于隨著氣道預(yù)混比例的增加，放熱率峰值先升高后降低(如圖3所示)，因此最大壓力升高率也先升高后降低．在0.24MPa進(jìn)氣壓力下預(yù)混比例20%有最高的放熱率峰值，對(duì)應(yīng)的最大壓力升高率比其他預(yù)混比例的高；0.18MPa進(jìn)氣壓力下預(yù)混比例30%有最高的放熱率峰值，對(duì)應(yīng)的最大壓力升高率也比其他預(yù)混比例的高．

圖7 不同進(jìn)氣壓力和預(yù)混比例下的指示熱效率和最大壓力升高率

綜上所述，提高氣道預(yù)混比例有利于改善熱效率且不會(huì)造成過高的最大壓力升高率，但是，若氣道預(yù)混比例過大，會(huì)導(dǎo)致缸內(nèi)爆發(fā)壓力過高；增大進(jìn)氣壓力不僅有利于提高熱效率，而且能降低最大壓力升高率．所以優(yōu)化氣道預(yù)混比例和提高進(jìn)氣壓力都是GCI大負(fù)荷拓展的有效手段．

2.2?DI＋DI策略對(duì)GCI的影響

缸內(nèi)兩次噴射能較好地控制缸內(nèi)混合氣分布，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)燃燒和排放的優(yōu)化．而且，與氣道加直噴的策略相比，不需要兩套獨(dú)立的噴油系統(tǒng)，使得控制的成本降低．因此，有必要探索缸內(nèi)兩次噴射策略對(duì)優(yōu)化GCI的燃燒和排放的潛力．通過改變預(yù)噴時(shí)刻(SOI-1)、預(yù)噴比例及主噴時(shí)刻(SOI-2)來控制缸內(nèi)混合氣濃度分層，探究缸內(nèi)兩次噴射策略對(duì)混合和燃燒過程的影響．各算例所涉及的參數(shù)取值范圍如表4所示．

表4?變量的設(shè)置

Tab.4?Setting of parameters

圖8展示了不同預(yù)噴時(shí)刻下的指示熱效率和最大壓力升高率．從圖中可看出，預(yù)噴時(shí)刻對(duì)最大壓力升高率的影響較??；當(dāng)預(yù)噴時(shí)刻為-70°CA時(shí)，其指示熱效率最高；當(dāng)預(yù)混時(shí)刻從-100°CA推遲到-70°CA，指示熱效率增加；當(dāng)預(yù)混時(shí)間從-70°CA推遲到-40°CA時(shí)，指示熱效率迅速降低．導(dǎo)致這種結(jié)果的原因可以用CA10時(shí)刻的缸內(nèi)當(dāng)量比分布和著火位置來解釋．

以SOI-1＝-90°CA、-70°CA、-50°CA為例(見圖9)，可以看出，隨著預(yù)噴時(shí)刻的推遲，預(yù)噴燃油與空氣的混合時(shí)間縮短，預(yù)噴燃油形成的當(dāng)量比較濃，因此更易被壓燃著火，從而使CA10的時(shí)刻提前．此外，CA10時(shí)刻1200K的溫度等值面可表征各算例的初始著火位置．隨預(yù)噴時(shí)刻的推遲，預(yù)噴燃油形成的當(dāng)量比濃區(qū)逐漸由燃燒室凹坑轉(zhuǎn)變?yōu)榭s口處和擠流區(qū)，初始高溫區(qū)域的位置也隨之發(fā)生轉(zhuǎn)移．當(dāng)SOI-1從-90°CA推遲到-70°CA，一方面由于初始燃燒相位的提前；另一方面，著火位置從燃燒室凹坑著火變成燃燒室凹坑和縮口處同時(shí)著火，使得燃燒加快，綜合兩方面表現(xiàn)為指示熱效率增加．當(dāng)SOI-1從-70°CA推遲到-50°CA，一方面由于存在較濃當(dāng)量比區(qū)域，導(dǎo)致CA10過于提前且壓縮負(fù)功較高；另一方面圖9(c)與圖9(a)、9(b)相比，其擠流區(qū)的當(dāng)量比較高，該區(qū)域?yàn)閺?qiáng)傳熱區(qū)，溫度較低，容易導(dǎo)致未燃排放物增多，燃燒損失增加．綜合這兩方面表現(xiàn)為指示熱效率迅速降低．

圖8?不同預(yù)噴時(shí)刻下的指示熱效率和最大壓力升高率

圖9?CA10時(shí)刻的缸內(nèi)溫度和當(dāng)量比分布

基于上述計(jì)算結(jié)果，在預(yù)噴時(shí)刻為-70°CA時(shí)有較高的熱效率及較低的最大壓力升高率，因此，在后續(xù)其他參數(shù)的研究中將預(yù)噴時(shí)刻固定在-70°CA．圖10為不同主噴時(shí)刻下的燃燒相位．當(dāng)主噴時(shí)刻推遲，初始燃燒相位基本不變，這是因?yàn)樵跉獾李A(yù)混比例為40%時(shí)，CA10時(shí)刻累計(jì)放出的熱均由預(yù)混的燃油產(chǎn)生，初始燃燒相位由氣道預(yù)混的燃油控制．隨著主噴時(shí)刻的推遲，主燃燒相位CA50推遲，這是由于推遲主噴時(shí)刻，主噴燃油與空氣的混合過程也隨之被推遲，導(dǎo)致主燃燒相位推遲，這也是圖11中指示熱效率不斷降低的原因．從圖10中還可看出，隨著主噴時(shí)刻的推遲，CA10到CA50的時(shí)間逐漸變長(zhǎng)，意味著燃燒速度逐漸減慢，因此在圖11中呈現(xiàn)為隨主噴時(shí)刻推遲，最大壓力升高率不斷降低．此外，考慮到既要保證較高的熱效率，又要有較低的最大壓力升高率以便后續(xù)進(jìn)一步優(yōu)化，因此，在后續(xù)的研究中將主噴時(shí)刻固定在-6°CA．

圖10?不同主噴時(shí)刻下的CA10和CA50

圖11?不同主噴時(shí)刻下的指示熱效率和最大壓力升高率

圖12為SOI-1和SOI-2分別固定在-70°CA、?-6°CA時(shí)，不同汽油預(yù)噴比例的指示熱效率和最大壓力升高率．可以看出，隨預(yù)噴比例的提高，指示熱效率不斷增加，這是因?yàn)轭A(yù)噴燃油增多，燃油與空氣混合得更好，有利于指示熱效率提高；在最大壓力升高率低于限值(1.5MPa/(°CA))的條件下，預(yù)噴比例50%的算例具有最高的熱效率．

圖12?不同預(yù)噴比例下的指示熱效率和最大壓力升高率

2.3?3種噴射策略混合氣分布特性的對(duì)比

缸內(nèi)一次噴射(DI)、氣道加缸內(nèi)直噴(PFI＋DI)和缸內(nèi)兩次噴射(DI＋DI)這3種噴射策略，在滿足爆壓(18MPa)和最大壓力升高率(1.5MPa/(°CA))限制的前提下，三者各自優(yōu)化后的算例如表5所示.圖13是3種噴射策略在CA10時(shí)刻的當(dāng)量比和缸內(nèi)溫度分布(用1200K溫度等值面來表征)．圖14是3種噴射策略在各曲軸轉(zhuǎn)角下的當(dāng)量比分布離散度．

表5?3個(gè)優(yōu)化算例的參數(shù)

Tab.5?Parameters in three optimization cases

由圖13可知，對(duì)于DI策略，燃燒首先發(fā)生在噴霧末端的撞壁區(qū)域，因?yàn)樵搮^(qū)域燃油的霧化蒸發(fā)較好，燃油與空氣的混合更好．這意味著對(duì)于DI策略，燃燒主要受燃油的霧化蒸發(fā)過程控制．由圖14可知，DI策略在各曲軸轉(zhuǎn)角下當(dāng)量比分布的離散度最高，即混合氣濃度分布是三者中最不均勻的．DI策略的CA10至CA50的時(shí)間最短，即燃燒速度是三者中最快的．這是因?yàn)镈I策略的噴油開始至CA10的時(shí)間最長(zhǎng)，較長(zhǎng)滯燃期使預(yù)混燃燒比例增加，燃燒速率加快．

對(duì)于PFI＋DI策略，由于該優(yōu)化算例的氣道預(yù)混比例為50%，壓縮過程在接近上止點(diǎn)時(shí)，氣道預(yù)混部分的燃油先被壓燃(圖13)，意味著初始燃燒相位不受主噴時(shí)刻的控制．由圖14可知，PFI＋DI策略在各曲軸轉(zhuǎn)角下當(dāng)量比分布的離散度最低，即混合氣濃度分布是三者中最均勻的．PFI＋DI策略的CA10至CA50的時(shí)間最長(zhǎng)，即其燃燒是三者中最平緩的．這是因?yàn)闅獾李A(yù)混部分的燃油率先自燃，這部分燃油當(dāng)量比較低，燃燒速度較緩慢，這有利于降低最大壓力升高率．

圖13?3種噴射策略在CA10時(shí)刻的當(dāng)量比和缸內(nèi)溫度分布

對(duì)于DI＋DI策略，由圖13可知，預(yù)噴燃油主要集中在燃燒室凹坑及縮口處，因而缸內(nèi)初始燃燒也發(fā)生在這些區(qū)域，預(yù)噴的燃油先被壓燃，意味著初始燃燒相位也不受主噴時(shí)刻的控制．由圖14可知，在各曲軸轉(zhuǎn)角下當(dāng)量比分布的離散度介于DI和PFI＋DI兩者之間(即混合氣濃度分布的均勻程度介于兩者之間)，CA10至CA50的時(shí)間也介于兩者之間(燃燒速度也介于兩者之間)．與PFI＋DI策略相比，預(yù)噴燃油所形成的當(dāng)量比要比氣道預(yù)混的稍高一些，因此，CA10比PFI＋DI策略稍靠前些．綜上所述，缸內(nèi)混合氣的分布在一定程度上決定缸內(nèi)初始燃燒發(fā)生的位置及燃燒速度的快慢．

圖15(a)展示了3種噴油策略的指示熱效率和最大壓力升高率，圖15(b)展示了NO和碳煙的比較．如前文所述，DI策略的CA10至CA50的時(shí)間最短，燃燒速度是三者中最快的，因此其最大壓力升高率較高，進(jìn)一步優(yōu)化主要受最大壓力升高率限制．而PFI＋DI和?DI＋DI策略由于燃燒相位較靠前，進(jìn)一步優(yōu)化主要受最大爆發(fā)壓力的限制．從圖15(a)可看出，滿足爆發(fā)壓力(18MPa)和最大壓力升高率(1.5MPa/(°CA))的限制，相對(duì)于DI策略，PFI＋DI和DI＋DI策略都對(duì)指示熱效率有很大改善，這是由于燃燒相位的提前，燃燒定容度高．從圖15(b)可看出，相對(duì)于DI策略，PFI＋DI策略和DI＋DI策略均能顯著改善碳煙的排放，這是因?yàn)闅獾绹娚浜皖A(yù)噴都使燃燒過程中高當(dāng)量比濃區(qū)減少，從而減少了易生成碳煙的高溫缺氧區(qū)域. PFI+DI策略對(duì)NO排放有一定程度的改善，DI＋DI策略對(duì)NO無明顯改善．這是因?yàn)闅獾李A(yù)混的燃油是均勻的，使得局部高溫區(qū)域減少，而預(yù)噴的燃油始終存在不均勻性，不能有效減少局部高溫區(qū)．綜上所述，PFI＋DI策略和DI＋DI策略都有在大負(fù)荷工況下改善GCI燃燒和排放的潛力，PFI＋DI策略表現(xiàn)出的潛力更大．

圖14?3種噴射策略的當(dāng)量比分布離散度

圖15?各算例的指示熱效率、最大壓力升高率和排放比較

3?結(jié)?論

采用數(shù)值模擬方法對(duì)比研究了缸內(nèi)單次噴射、缸內(nèi)多次噴射和氣道加缸內(nèi)噴射的混合氣分布，揭示不同混合氣分布特性對(duì)汽油壓燃的影響，主要結(jié)論如下：

(1) 燃燒放熱的速度與著火時(shí)刻的缸內(nèi)混合氣分布情況密切相關(guān)．隨著氣道預(yù)混比例的增加，著火時(shí)刻的當(dāng)量比離散度先降低后升高，放熱率峰值先升高后降低，最大壓力升高率增大后下降．提高氣道預(yù)混比例有利于改善熱效率且不會(huì)造成過高的最大壓力升高率，增大進(jìn)氣壓力不僅有利于提高熱效率，而且能降低最大壓力升高率．

(2) 指示熱效率隨預(yù)噴時(shí)刻的推遲先增大后降低，預(yù)噴時(shí)刻對(duì)最大壓力升高率的影響較小．隨預(yù)噴時(shí)刻的推遲，預(yù)噴燃油形成的當(dāng)量比濃區(qū)逐漸由燃燒室凹坑轉(zhuǎn)變?yōu)榭s口處和擠流區(qū)，初始高溫區(qū)域的位置也隨之發(fā)生轉(zhuǎn)移．當(dāng)燃燒室凹坑和縮口處同時(shí)著火時(shí)，燃燒速度最快．

(3) 缸內(nèi)單次噴射，燃燒首先發(fā)生在噴霧末端的撞壁區(qū)域，CA10至CA50時(shí)間最短，燃燒速度最快，優(yōu)化主要受最大壓力升高率的限制．PFI＋DI和DI＋DI策略燃燒相位較靠前，優(yōu)化主要受最大爆發(fā)壓力的限制．PFI＋DI和DI＋DI策略都有在大負(fù)荷工況下改善汽油壓燃燃燒和排放的潛力，PFI＋DI策略表現(xiàn)出的潛力更大．

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Numerical Simulation of Effects of Mixture Distribution Characteristics on Gasoline Compression Ignition

Ma Guixiang，Ma Junsheng，Liu Haifeng，Zheng Zunqing，Yao Mingfa

(State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Computational fluid dynamics software CONVERGE is used to compare the mixed gas distributions under the single-injection strategy，multi-injection strategy and combined strategy of port-injection and direct-injection through numerical simulations．In addition，the effects of different mixture distribution characteristics on gasoline compression ignition are studied．With the increase in premixed ratio，the dispersion of equivalence ratio at the moment of ignition initially decreases and then increases，whereas both the peak heat release rate and the maximum pressure rise rate increase first and then decrease．With the delay of pre-injection timing，the indicated thermal efficiency increases first and then decreases，and the change in the maximum pressure rise rate is relatively small．Under the limits of maximum in-cylinder pressure of 18MPa and maximum pressure rise rate of 1.5MPa/°CA，in comparison with the single-injection strategy，the indicated thermal efficiencies of port-injection combined with direct injection and double injection strategies increase from 45.6% to 48.3% and 48.2%，respectively，and soot emissions are reduced from 0.041g/(kW·h)to 0.016g/(kW·h) and 0.015g/(kW·h)，respectively．

gasoline compression ignition；injection strategies；stratified combustion；emission

TK421

A

1006-8740(2019)03-0204-09

2018-06-04.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(91541111；51576138).

馬桂香（1994—），女，碩士研究生；guixiangma@foxmail.com.

劉海峰，男，博士，副教授，haifengliu@tju.edu.cn.

10.11715/rskxjs.R201806003