噴嘴伸出量對157FMI發動機缸內直噴燃燒過程的影響

孫振鵬 袁文華 張愛國

摘要：以157FMI發動機為原型，針對其進氣道噴射形式嘗試根據雙火花塞位置結構實施缸內直噴技術，并對缸內噴油器噴嘴伸出量的確定問題開展研究，對比了不同噴嘴伸出量參數對缸內燃燒性能的影響。結果表明：循環噴油量10mg、轉速3600r/min及當量比為1的工況下，噴油器安裝角度設定為55°時，噴嘴伸出量為X=3.5mm時，其對應的壓力升高率為0.419MPa/°CA，超出了一般壓力升高率為0.2～0.4MPa/°CA的范圍，會導致發動機工作粗暴。當X=3.8mm時，發動機缸內壓力、溫度和放熱量峰值相比X=3mm時低，累積放熱量是由燃料燃燒的完全程度決定的，相比之下X=3mm時發動機缸內混合氣燃燒的最充分。研究結果為157FMI發動機缸內直噴技術的應用提供了理論指導和參考。

關鍵詞：缸內直噴;燃燒性能;噴嘴伸出量

0 ?引言

缸內直噴汽油機因其充氣效率高、壓縮比大、動態響應快、系統優化潛力大等優點得到廣泛的應用。為了滿足發動機實現直噴、分層燃燒的各種需求，需要對燃燒室結構、噴油器噴嘴位置和方向、火花塞位置等進行合理設置，在實現缸內直噴技術的應用上，噴油器噴嘴位置和噴霧方向的研究至關重要[1-3]。直噴發動機合理的噴嘴位置一方面保證了在點火時刻火花塞附近形成易于著火的混合氣，使混合氣盡量集中在燃燒室附近;另一方面，合理的噴嘴位置保證了燃油盡量少的與缸壁或活塞頂面相撞，避免了積炭和未燃HC的排放過高稀釋[4-5]。為此，江蘇大學的朱建飛[6]通過試驗進行了比較，在標定工況時，油嘴伸出量為 3.2 mm時煙度和燃油消耗率都相對較低;在最大轉矩點工況時，適當增大油嘴伸出量會使煙度和燃油消耗率減小，但是 NOx的排放會隨之增大。韓丹，王謙[7]利用Fire數值模擬軟件研究了柴油噴孔和天然氣噴孔的相對距離、相對夾角和相對交角這3個參數對柴油引燃天然氣缸內直噴發動機燃燒的影響。結果表明：相對距離越小，溫度場分布越均勻，發動機缸內平均壓力越高;兩噴孔相對夾角的增大，缸內的平均壓力和平均溫度越低，兩噴孔相對夾角較大時，天然氣燃燒始點略有推遲，存在嚴重的燃料不完全燃燒現象。中國重型汽車集團有限公司[8]應用STAR-CD建立了噴嘴-氣缸的三維模型，模擬了不同噴嘴布置方案下缸內燃氣分布情況，結果顯示采用噴嘴豎直布置會造成燃氣分布不均，發動機性能惡化，采用噴嘴傾斜布置可以使缸內燃氣分布均勻，實現稀薄分層燃燒。從現有研究表明，關于噴嘴位置對發動機缸內燃燒過程有著重要的影響，噴嘴伸出量的大小直接影響到氣缸內燃油與空氣的混合，過大或過小都會對發動機的性能產生不利的影響，因此，接下來對157FMI發動機噴油器噴嘴伸出量在實施缸內直噴技改的情況下進行探索。

本文在157FMI發動機實施雙火花塞結構布置可行性的基礎上[9]，嘗試性的對157FMI發動機實施缸內直噴技術，針對不同噴嘴伸出量展開對發動機燃燒過程的研究，為缸內直噴系統更替進氣管道噴射系統以及優化燃燒室結構奠定技改經驗和理論參考基礎。

1 ?計算模型的建立

1.1 幾何模型的建立及網格的劃分

本文以157FMI發動機為研究對象對其進行仿真模擬研究，表1為所選157FMI發動機機型的基本參數：

保持原模型結構不變，僅對發動機缸蓋做出改動以滿足直噴式發動機的要求，將噴油器安裝在發動機缸蓋上相對氣缸軸面原火花塞的對稱位置（如圖a），且噴油器軸線與氣缸軸線的夾角為55°時進行仿真模擬（如圖c），實際發動機工作過程中，進排氣道對缸內混合氣的形成和燃燒過程都有重要的影響，但本文主要考慮壓縮行程后期燃油直噴后缸內燃燒過程，不考慮進氣與排氣過程，整個過程類似一個封閉的系統，所以，在進排氣門都關閉的壓縮和做功行程中將進排氣道去掉，進排氣系統所引起的缸內氣體流動由CFD軟件初始條件通過設置一定的渦流比來呈現，這樣可以大大縮短計算時間，提高模擬計算的速度[10]。最后在確定模擬模型結構參數的基礎上，將幾何模型以stl的格式導入到軟件中，生成線網格，本文把活塞位于上止點時的網格定義為360°CA，缸內計算主要涉及發動機的壓縮和做功兩個沖程，計算的開始時刻為進氣門關閉時刻580°CA（40°CA ABDC），計算終了時刻為排氣門開啟時刻860°CA（40°CA BBDC）。網格的最大尺寸為1.25×10-6m，網格最小尺寸為 6.25×10-7m，最終生成網格質量良好的157FMI汽油發動機燃燒室體網格如圖1（b）。

1.2 初始條件及邊界條件

建立數學模型以后，為求出具體流動問題的解，還必須有特定的定解條件，即初始條件和邊界條件。如表2所示。

1.3 模型的選擇

本文計算湍流模型選用K-？灼-f四方程湍流模型[11];湍流擴散模型選用Enable模型[12];碰壁模型選用walljet1模型[13];選用Dukowicz蒸發模型可看作傳質和傳熱過程是幾乎相似的過程，表示液滴溫度發生變化時所需熱量和與液滴蒸發時所需熱量之和等于傳遞給油滴的熱量[14];選用KHRT破碎模型[15];選用ECFM燃燒模型，該模型適用于仿真汽油機中的均勻和非均勻預混的燃燒過程模型的優勢就是對化學反應尺度和湍流尺度進行耦合處理[16]。

2 ?噴油器噴嘴伸出量對燃燒過程的影響

噴油器噴嘴伸出量指的是伸出氣缸蓋的長度或者伸入燃燒室的長度，對于偏置的噴油器來說，噴嘴伸出量直接影響噴孔在燃燒室中的分布以及燃油與進入缸內空氣的混合狀況，從而會對燃燒過程產生很大的影響。在發動機的循環噴油量10mg、轉速3600r/min、當量比為1的計算工況下，噴油器安裝角為55°，噴油時刻為75°CA BTDC，噴油持續期為5°CA。為了保證直噴下發動機缸內順利點火，最終選取噴油器噴嘴伸出量分別為3mm、3.5 mm、3.8mm的情況下分析對缸內壓力、溫度、燃燒放熱率等的影響。

2.1 噴油器噴嘴伸出量對燃燒特性的影響

從圖2（a）缸內壓力、溫度曲線分析可知，噴嘴伸出量為3mm、3.5mm、3.8mm對應的壓力峰值分別為4.93MPa、5.05MPa、4.74MPa和溫度峰值分別為2320k、2384.72k、2274.42k，X=3.5mm時壓力、溫度峰值最高，對發動機的動力性和經濟性有益，但其對應的壓力升高率為0.419MPa/°C，超出了一般壓力升高率為0.2～0.4MPa/°CA的范圍，發動機工作粗暴，缸內溫度峰值最高，有爆燃傾向，當X=3.8mm時，發動機缸內壓力和溫度峰值相比3mm低，發動機動力性能稍差一些;X=3mm和X=3.8mm時分別對應的缸壓峰值相位為13°CA BTDC、14°CA BTDC，關于汽油機的壓力峰值相位一般要求出現在上止點后的12～15°CA，如果峰值壓力出現的過早說明缸內混合氣早燃，這樣活塞還在壓縮階段，會造成壓縮過程負功增多;缸壓峰值過晚的話會使發動機缸內等容度下降，循環熱效率下降，散熱損失增加。

從圖2（d）瞬時放熱率峰值出現時刻隨噴嘴伸出量的增大而靠前，由于放熱率峰值越高越有利于降低發動機的散熱損失而增加熱效率，因此X=3mm時散熱損失較少。

圖2（e）中累積放熱量是由燃料燃燒的完全程度決定的。缸內適宜燃燒的混合氣分布越好，燃燒越充分，致使累積放熱量的峰值越高。累積放熱量峰值變化和燃燒性能缸壓曲線等變化趨勢一致，X=3mm時發動機的累積放熱量最高，說明此時發動機缸內混合氣燃燒越充分。

2.2 噴油器噴嘴伸出量對缸內溫度場的影響

由圖3可以看出，火花塞點火后，火核出現在火花塞位置附近，混合氣的燃燒使得火核的溫度逐漸升高，隨著缸內燃燒的進行，缸內的高溫區域以火核為中心逐漸向四周擴散傳播，溫度明顯高于周圍區域，活塞運行到上止點時缸內高溫區主要集中在燃燒室頂部靠近火花塞的附近，隨著燃燒過程的進行，高溫區域逐漸轉移到燃燒室左側，從縱向來看，同一曲軸轉角下不同的噴嘴伸出量對應的缸內火焰傳播速度快慢和高溫區域面積大小有所不同，當x=3mm時對應發動機活塞運行到5°CA ATDC和15°CA ATDC時，缸內高溫區域面積都明顯大于其它兩組且缸內溫度場的均勻分布程度最好，說明在此噴嘴伸出量下有利于缸內混合氣的快速燃燒。

3 ?結論

本章在技改157FMI發動機模型基礎上，將其發動機進氣道噴射原型嘗試性地實施缸內直噴技術，仿真分析研究了不同噴嘴伸出量對發動機缸內燃燒過程的影響規律。主要得到以下結論：

①噴油器安裝角度為55°時，噴噴嘴伸出量為3mm、3.5mm、3.8mm對應的壓力峰值分別為4.93MPa、5.05 MPa、4.74MPa和溫度峰值分別為2320k、2384.72k、2274.42k，X=3.5mm時壓力、溫度峰值最高，但其對應的壓力升高率為0.419MPa/°C，超出了一般壓力升高率為0.2～0.4MPa/°CA的范圍，發動機工作粗暴。累積放熱量是由燃料完全燃燒的完全程度決定的，相比于X=3.8mm時，X=3mm時發動機的累積放熱量高，說明此時發動機缸內混合氣燃燒充分;②當x=3mm對應發動機活塞運行到5°CA ATDC和15°CA ATDC時，缸內高溫區域面積都明顯大于其它兩組且缸內溫度場達到的均勻分布程度也最好。

參考文獻：

[1]孫承，張毅，江武，等.高速汽油機進氣道噴射參數對混合氣形成的影響[J].中國機械工程，2019，30（15）：1796-1812.

[2]伍賽特.車用缸內直噴汽油機應用前景展望[J].汽車零部件，2019（08）：101-103.

[3]范新雨，蘇萬華.缸內直噴天然氣射流混合過程的數值模擬[J].內燃機學報，2018，36（05）：385-392.

[4]薛云，劉伍權，趙麒.缸內直噴技術在小型汽油機上的應用研究[J].車用發動機，2010（01）：41-43.

[5]FALFARIS，BRUSIANIF，PELLONIP.3D CFD Analysis of the Ifluence of Some Gometrical En gine Parameters on Small PFI Engine Performances the Effects on the Tumble Motion and the Mean Turbulent Intensity Distribution[J].Energy Procedia，2014， 45：701-710.

[6]朱建飛.電控單體泵系統參數對柴油機性能影響的研究[D].江蘇大學，2017.

[7]韓丹，王謙，何志霞，譚小強，邵長勝，金煜.雙燃料直噴發動機噴孔幾何位置對燃燒排放的影響[J].內燃機學報，2017，35（03）：238-245.

[8]鄧綺慧.缸內直噴汽油機噴射參數對燃燒過程的影響[D].吉林大學，2017.

[9]尚會超，張力，陳海，李飛，黃永生.汽油機雙火花塞燃燒室點火控制策略的測試分析[J].內燃機工程，2014，35（06）：106-112.

[10]賴偉東.空氣輔助缸內直噴汽油機工作過程的仿真研究[D].天津大學，2012.

[11]Turbulence Modeling Resource[OL]. NASA，2016-3-2. http：//turbmodels.larc.nasa.gov.

[12]May J， Favre C， Bosteels D. Emissions from Euro 3 to Euro 6 Light-duty Vehicles Equipped with a Range of Emissions Control Technologies[J]. Internal Combustion Engines Performance Fuel Economy & Emissions Imeche London， 2013：55-65.

[13]AVL_FIRE v2008 缸內計算控制參數說明[R].AVL，2008.

[14]譚文政，馮立巖，張春煥，田江平，隆武強，李駿，李金成，宮艷峰.缸內直噴汽油機工作過程三維數值模擬[J].內燃機學報，2011，29（03）：221-228.

[15]S. M？觟ller， G. Dutzler， P. Priesching and J. Pastor et al. Multi-component modeling of diesel fuel for injection ?and combustion simulation[J]. SAE Technical Paper，2013-24-0007.

[16]Sun B.-G，Zhao J.-H.， Liu F.-S. Numerical simulation for laminar burning velocity of premixed hydrogen-air mixture [J]. Ranshao Kexue Yu Jishu/Journal of Combustion Science and Technology， 2010， 16（5）： 430-435.

基金項目：邵陽學院研究生科研創新項目（CX2018SY022）;湖南省自然科學基金項目（2018JJ5034）。

作者簡介：孫振鵬（1992-），男，河南濮陽人，在讀研究生，從事發動機燃燒方向的研究;袁文華（通訊作者），男，教授，博士，碩士生導師，從事內燃機燃燒技術的研究。